Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu sự làm việc của cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao trong xử lý nền đất yếu cho xây dựng giao thông

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

NGUYỄN THÁI LINH

NGHIÊN CỨU SỰ LÀM VIỆC CỦA CỌC ĐẤT XI MĂNG

KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT CƯỜNG ĐỘ CAO

TRONG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CHO XÂY DỰNG GIAO THÔNG

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI - 2021

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

NGUYỄN THÁI LINH

NGHIÊN CỨU SỰ LÀM VIỆC CỦA CỌC ĐẤT XI MĂNG KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT CƯỜNG ĐỘ CAO TRONG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CHO XÂY DỰNG GIAO THÔNG

Ngành : Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông

Mã số : 9580205

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:

1 - PGS.TS. Nguyễn Đức Mạnh

2 - PGS.TS. Phạm Hoàng Kiên

HÀ NỘI - 2021

LỜI CẢM ƠN

Bằng những tình cảm chân thành nhất, tác giả xin được bày tỏ lòng cảm ơn sâu sắc

tới PGS.TS. Nguyễn Đức Mạnh và PGS.TS. Phạm Hoàng Kiên đã tận tình hướng dẫn

và định hướng khoa học, tạo mọi điều kiện thuận lợi cũng như giúp đỡ tác giả trong suốt

quá trình học tập, nghiên cứu để hoàn thành luận án.

Tác giả xin gửi lời cảm ơn đến tất cả các thầy cô trong bộ môn Địa kỹ thuật, đặc

biệt là sự giúp đỡ tận tình của PGS.TS. Nguyễn Sỹ Ngọc, PGS.TS. Nguyễn Châu Lân

và ThS. Nguyễn Hải Hà trong quá trình thực hiện luận án.

Tác giả xin chân thành cảm ơn các giáo sư, phó giáo sư, tiến sĩ, các chuyên gia và

các nhà khoa học đã chỉ dẫn và đóng góp nhiều ý kiến quý báu để luận án được hoàn

thiện.

Trong quá trình học tập và nghiên cứu tại trường Đại học Giao thông Vận tải, tác

giả xin được trân trọng cảm ơn: Ban Giám hiệu Nhà trường, phòng Đào tạo Sau đại học,

khoa Công trình đã quan tâm tạo điều kiện thuận lợi cho tác giả hoàn thành nhiệm vụ

học tập và nghiên cứu.

Cuối cùng tác giả xin được cảm ơn những người thân trong gia đình, bạn bè đã

động viên, chia sẻ trong suốt thời gian thực hiện luận án.

CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM

Độc lập - Tự do - Hạnh phúc

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi. Các số liệu, kết quả

nêu trong luận án là trung thực và chưa từng được ai công bố trong bất kỳ công trình

nào khác.

Tác giả luận án

NCS. Nguyễn Thái Linh

iii

MỤC LỤC

MỤC LỤC ..................................................................................................................... iii

DANH MỤC CHỮ VIẾT TẮT ...................................................................................... vi

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU ........................................................................................ vi

DANH MỤC BẢNG BIỂU ............................................................................................. x

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

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU CỌC ĐẤT XI MĂNG

KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU ................................. 4

1.1 Khái quát về đất yếu, cọc đất xi măng, lưới địa kỹ thuật và các giải pháp xây

dựng công trình trên nền đất yếu ..................................................................................... 4

1.1.1 Đất yếu và phân loại đất yếu [2], [5], [6] ........................................................... 4

1.1.2 Sơ lược về các giải pháp xây dựng trên nền đất yếu cho nền đường đắp .......... 5

1.1.3 Cọc đất xi măng và lưới địa kỹ thuật ................................................................. 8

1.2 Tổng quan về nghiên cứu cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật để xử lý nền

đất yếu ............................................................................................................................ 14

1.2.1 Mô tả giải pháp và ứng dụng ............................................................................ 14

1.2.2 Cơ sở lý thuyết tính toán cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật .............. 18

1.2.3 Tình hình nghiên cứu và ứng dụng giải pháp cọc đất xi măng kết hợp lưới

Địa kỹ thuật ở Việt Nam ........................................................................................... 37

1.3 Xác định vấn đề nghiên cứu của luận án ................................................................. 38

1.4 Phương pháp nghiên cứu ......................................................................................... 39

CHƯƠNG 2 CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN SỰ LÀM VIỆC HỆ CỌC ĐẤT

XI MĂNG KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT CƯỜNG ĐỘ CAO ............................ 41

2.1 Phương pháp phân tích số và mô hình vật liệu........................................................ 41

2.1.1 Khái quát các nghiên cứu hệ cọc kết hợp vật liệu Địa kỹ thuật bằng phương

pháp phân tích số ....................................................................................................... 41

2.1.2 Các mô hình tính toán trong nghiên cứu hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới

Địa kỹ thuật bằng phân tích số .................................................................................. 42

2.1.3 Các mô hình vật liệu sử dụng trong phân tích số hệ cọc đất xi măng kết hợp

lưới Địa kỹ thuật........................................................................................................ 45

2.2 Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự làm việc hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới

Địa kỹ thuật cường độ cao ............................................................................................. 49

2.2.1 Các tham số phân tích và mô hình phân tích ................................................... 49

2.2.2 Các trường hợp phân tích ................................................................................. 51

2.2.3 Phân tích kết quả .............................................................................................. 54

2.3 Hệ số ảnh hưởng của các yếu tố khảo sát đến hiệu quả truyền tải và lực kéo lưới

địa kỹ thuật .................................................................................................................... 62

2.4 Nhận xét chương 2................................................................................................... 65

CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU HỆ CỌC ĐẤT XI MĂNG KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ

THUẬT CƯỜNG ĐỘ CAO TRÊN MÔ HÌNH VẬT LÝ ............................................ 66

3.1 Mô hình thu nhỏ ...................................................................................................... 66

3.1.1 Các nghiên cứu mô hình thực nghiệm ............................................................. 66

3.1.2 Các nghiên cứu mô hình thu nhỏ hệ cọc đất xi măng và lưới địa kỹ thuật ...... 68

3.2 Xây dựng mô hình hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường độ cao .... 71

3.2.1 Cơ sở lý thuyết xây dựng mô hình ................................................................... 71

3.2.2 Chuẩn bị hộp thí nghiệm, vật liệu, hệ thống gia tải ......................................... 74

3.2.3 Hiệu chỉnh các thiết bị thí nghiệm ................................................................... 76

3.2.4 Lắp đặt mô hình thí nghiệm ............................................................................. 78

3.3 Kết quả thí nghiệm mô hình hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường

độ cao ............................................................................................................................. 81

3.3.1 Quy trình thí nghiệm ........................................................................................ 81

3.3.2 Kết quả thí nghiệm độ lún ................................................................................ 81

3.3.3 Kết quả thí nghiệm đo ứng suất đầu cọc và áp lực đất nền .............................. 85

3.3.4 Kết quả thí nghiệm đo biến dạng lưới địa kỹ thuật .......................................... 88

3.4 Kết luận chương 3 ................................................................................................... 89

CHƯƠNG 4 ĐỀ XUẤT CÁC CÔNG THỨC TÍNH TOÁN HỆ CỌC ĐẤT XI

MĂNG KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT CƯỜNG ĐỘ CAO ................................ 90

4.1 Cơ sở lý thuyết xác định lực kéo lưới Địa kỹ thuật theo tiêu chuẩn BS 8006

(Anh) .............................................................................................................................. 90

4.2 Độ lún của hệ cọc đất xi măng theo TCVN 9906:2014 .......................................... 92

4.3 Đề xuất công thức tính toán ..................................................................................... 94

4.3.1 Đề xuất công thức xác định hệ số tạo vòm Cc cho cọc đất xi măng trong

trường hợp cọc chống ................................................................................................ 94

4.3.2 Đề xuất công thức xác định áp lực đất nền và lực phân bố WT trên lưới địa

kỹ thuật trong trường hợp cọc chống ........................................................................ 97

4.3.3 Đề xuất công thức tính lún hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật

trong trường hợp cọc chống .................................................................................... 100

4.4 Đánh giá các công thức đề xuất tính toán hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa

kỹ thuật cường độ cao .................................................................................................. 101

4.4.1 Đánh giá công thức đề xuất tính hệ số tạo vòm và áp lực đất nền trường

hợp cọc chống ......................................................................................................... 101

4.4.2 Đánh giá công thức đề xuất tính toán độ lún hệ cọc đất xi măng kết hợp

lưới Địa kỹ thuật...................................................................................................... 105

4.5 Kết luận chương 4 ................................................................................................. 107

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ..................................................................................... 108

I. KẾT LUẬN .............................................................................................................. 108

II. NHỮNG HẠN CHẾ ............................................................................................... 109

III. KIẾN NGHỊ ........................................................................................................... 109

IV. HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO ................................................................. 109

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ ........................ 110

TÀI LIỆU THAM KHẢO ........................................................................................... 111

DANH MỤC CHỮ VIẾT TẮT

Độ sệt IL

BTCT Bê tông cốt thép

ĐKT Địa kỹ thuật

ĐXM Đất xi măng

GRPS Cọc kết hợp vật liệu Địa kỹ thuật (Geosynthetics Reinforced Pile

Supported)

Lớp truyền tải (Load Transfer Platform) LTP

Mô hình đất Mohr - Coulomb MC

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU

Kí hiệu Đơn vị Giải thích ý nghĩa

A m2 Diện tích mặt cắt ngang cọc

m2 Diện tích mũ cọc hoặc đỉnh cọc (trường hợp không có mũ cọc) AC

m2 Phần diện tích một ô cọc AE

a m Kích thước mũ cọc vuông hoặc kích thước quy đổi từ mũ cọc tròn

- Hệ số tương tác giữa cốt ĐKT với lớp đất phía trên cốt ĐKT a'1

- Hệ số tương tác giữa cốt ĐKT với lớp đất phía dưới cốt ĐKT a'2

- Hệ số vòm Cc

kPa Lực dính đơn vị của phần tử tiếp xúc ci

d m Đường kính mũ cọc hoặc đường kính quy đổi

E MPa Mô đun đàn hồi vật liệu cọc

- Hiệu quả truyền tải tại mũ cọc Ecap

- Hiệu quả truyền tải tại đỉnh vòm Ecr

- Emin Giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị Ecap và Ecr

MPa Mô đun đàn hồi của đất nền Es

kN Lực nén lớn nhất cho phép tại chân cọc Fmax

kN/m Sức chịu tải của cọc i trên 1 m chiều dài tuyến đường Fpi

- Hệ số vật liệu riêng phần cho cốt ĐKT fm

- fms Hệ số riêng phần vật liệu áp dụng với tan

vii

- Hệ số riêng phần trên phương diện thiệt hại về mặt kinh tế fn

- Hệ số riêng phần của sức kháng kéo của cốt fp

- Hệ số riêng phần của sức kháng trượt của cốt fs

H m Chiều cao đất đắp

m Chiều cao vòm đất Hv

m Khoảng cách giữa các lớp lưới hi

kN/m Mô đun dãn dài của cốt ĐKT theo phương 1 và 2 J1, J2

kN/m Mô đun độ dãn dài của cốt ĐKT theo phương x và y Jx, Jy

- Hệ số áp lực đất chủ động Ka

kPa Mô đun đàn hồi của phần tử tiếp xúc cọc và nền tại chân cọc Kfoot

Mô đun đàn hồi chống cắt theo phương vuông góc với thân cọc kPa Kn, Kt của phần tử tiếp xúc

- Hệ số áp lực đất bị động Kp

Mô đun đàn hồi chống cắt theo phương dọc thân cọc của phần tử kPa Ks tiếp xúc

k - Số cọc nằm trong vùng trượt

kN/m3 Hệ số nền ks

Chiều dài neo giữ cốt theo mặt cắt ngang cần thiết phụ thuộc vào m Lb hàng cọc ngoài cùng

m Chiều dài đoạn cốt ĐKT lớp i Li

Chiều dài tính toán đoạn cốt ĐKT giới hạn trong tam giác vòm m Ln đất

Khoảng cách theo phương nằm ngang từ mép ngoài của mũ cọc m LP ngoài cùng đến chân taluy

kN.m Mô men gây trượt MD

kN.m Mô men chống trượt do cọc MRP

kN.m Mô men chống trượt do cốt ĐKT MRR

kN.m Mô men chống trượt do đất MRS

m Chiều dài phân bố của ngoại lực trên mảnh thứ i mi

n - Độ dốc taluy nền đắp

viii

kPa Ứng suất thẳng đứng trên mũ cọc p'c

kN Khả năng chịu tải của mỗi cọc trong nhóm QP

q kPa Ngoại tải đặt trên nền đắp

Bán kính cung trượt m Rd

Hệ số suy giảm - Rinter

m Khoảng cách giữa hai cọc liên kề tính từ tim cọc s

Khoảng cách lớn nhất giữa hai cọc trong một ô lưới cọc tính từ m sd tim cọc

kN/m Cường độ thiết kế của cốt ĐKT TD

kN/m Cường độ chịu kéo trong lớp cốt ĐKT thứ i Ti

kN/m Lực kéo tính toán trên 1m chiều rộng cốt, Tr = Trp + Tds Tr

kN/m Lực kéo trong cốt do tải trọng thẳng đứng trên 1m chiều rộng Trp

Trp1, kN/m Lực kéo theo phương ứng suất chính 1và 2 trên 1m chiều rộng Trp2

kN/m Cường độ chịu kéo danh định của cốt ĐKT trên 1m chiều rộng Tu

m Chiều dầy lớp đất yếu tw

m Chiều cao mực nước ngầm tính từ mặt trượt của phân tố ui

m Chuyển vị của cọc uP

m Chuyển vị của đất us

kN Trọng lượng của mỗi mảnh Wi

Lực thẳng đứng trên diện tích AE do tĩnh tải đất đắp và ngoại tải kN Wtr gây ra

kPa Ứng suất trên lớp cốt thứ i wi

m Độ lún lệch giữa cọc và đất yếu xung quanh y

độ  Góc nghiêng của cạnh vòm đất

độ Góc nghiêng của mặt trượt phân tố với mặt phẳng nằm ngang 

kN/m3 Trọng lượng thể tích của đất đắp 

kN/m3 Trọng lượng thể tích của nước 

độ Góc ma sát chủ động trong trường hợp nền đắp trên cọc a,k

%  Độ dãn dài tương đối của cốt ĐKT

Biến dạng tương đối của cọc theo phương thẳng đứng % c

Độ dãn dài tương đối theo phương 1 và 2 trên 1 m dài % 1, 2

Góc đứng của phương đi qua mép ngoài của mũ cọc ngoài cùng độ p và vai đường

kPa Ứng suất thẳng đứng trung bình ở đáy nền đắp: ’v

độ ’cv Góc ma sát trong hữu hiệu của đất đắp

Góc ma sát trong của lớp đất phía trên cốt ĐKT độ ’cv1

Góc ma sát trong của lớp đất lớp phía dưới cốt ĐKT độ ’cv2

Góc ma sát trong của phần tử tiếp xúc độ i

Hệ số không thứ nguyên phụ thuộc vào độ dãn dài - 

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 Hệ số suy giảm cường độ theo thời gian của lưới cường độ cao [64] ........... 13

Bảng 1.2 Các nghiên cứu hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật tiêu biểu ....... 16

Bảng 2.1 Hệ số tiếp xúc đất và kết cấu [65] .................................................................. 48

Bảng 2.2 Bảng thông số vật liệu mô hình ..................................................................... 51

’ đến hiệu quả truyền tải .................. 54

Bảng 2.3 Bảng tổng hợp các trường hợp khảo sát......................................................... 51

Bảng 2.4 Ảnh hưởng của tải trọng thẳng đứng v

Bảng 2.5 Ảnh hưởng của tỷ số s/D đến hiệu quả truyền tải .......................................... 56

Bảng 2.6 Ảnh hưởng của tỷ số Ec/Es đến hiệu quả truyền tải ...................................... 58

Bảng 2.7 Ảnh hưởng số lớp lưới Địa kỹ thuật đến hiệu quả truyền tải ......................... 59

Bảng 2.8 Ảnh hưởng của mô đun dãn dài J của lưới đến hiệu quả truyền tải ............... 61

Bảng 2.9 Tổng hợp ảnh hưởng của các yếu tố khảo sát đến hiệu quả truyền tải cọc .... 63

Bảng 3.1 Tổng hợp nghiên cứu mô hình tỷ lệ thu nhỏ của các tác giả ......................... 71

Bảng 3.2 Quan hệ tỷ lệ giữa mô hình thực và mô hình thu nhỏ .................................... 72

Bảng 3.3 Các đại lượng cơ bản trong mô hình thu nhỏ ................................................. 74

Bảng 3.4 Một số đặc trưng vật lý của đất yếu sử dụng nghiên cứu trên mô hình ......... 75

Bảng 3.5 Độ lún đỉnh cọc và đất nền theo từng cấp áp lực ........................................... 82

Bảng 3.6 Ứng suất đỉnh cọc và áp lực đất nền theo từng cấp áp lực ............................ 85

Bảng 3.7 Biến dạng và độ dãn dài lưới Địa kỹ thuật theo các trường hợp ................... 88

Bảng 4.1 Hệ số tạo vòm theo thực nghiệm và BS 8006 ................................................ 94

Bảng 4.2 Mức độ phù hợp của công thức đề xuất hệ số tạo vòm ................................. 95

Bảng 4.3 Áp lực đất nền thí nghiệm theo các cấp áp lực .............................................. 97

Bảng 4.4 Mức độ phù hợp của công thức đề xuất áp lực truyền vào đất yếu ............... 98

Bảng 4.5 Công thức tính ứng suất đầu cọc và áp lực đất nền theo các phương pháp . 101

Bảng 4.6 Hệ số tập trung ứng suất n và hệ số giảm ứng suất SRR theo các phương pháp

(khoảng cách s = 2.5D) ................................................................................................ 101

Bảng 4.7 Hệ số tập trung ứng suất n và hệ số giảm ứng suất SRR theo các phương pháp

(khoảng cách s = 3D) ................................................................................................... 102 Bảng 4.8 R2 của hệ số tập trung ứng suất trong các trường hợp ................................. 104

Bảng 4.9 Độ lún hệ cọc đất xi măng theo các phương pháp (khoảng cách s = 2,5D) 105

Bảng 4.10 Độ lún hệ cọc đất xi măng theo các phương pháp (khoảng cách s = 3D) . 105 Bảng 4.11 R2 của kết quả độ lún hệ cọc trong các trường hợp ................................... 107

DANH MỤC HÌNH VẼ, ĐỒ THỊ

Hình 1.1 Các loại lưới địa kỹ thuật ............................................................................... 13

Hình 1.2 Các lớp truyền tải LTP để tăng hiệu quả truyền tải cọc [24] ......................... 14

Hình 1.3 Hệ cọc kết hợp vật liệu địa kỹ thuật ............................................................... 15

Hình 1.4 Thi công cọc đất xi măng và lưới địa kỹ thuật tại Nhật Bản .......................... 16

Hình 1.5 Một số ứng dụng cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật [43] ................. 17

Hình 1.6 Diện tích cọc (mũ cọc) phụ thuộc vào chiều cao nền đắp [47] ...................... 18

Hình 1.7 Trạng thái ứng suất trong khối đắp theo Terzaghi (1943) [72] ...................... 20

Hình 1.8 Phương thức truyền tải hệ GRPS theo Han và Gabr (2002) [43] ................... 21

Hình 1.9 Vòm đất theo Guido và nnk (1986) ................................................................ 23

Hình 1.10 Vòm đất theo phương pháp Thụy Điển (1987) ............................................ 23

Hình 1.11 Giả thiết vòm đất dạng bán cầu Hewlett và Randolph (1988) ..................... 24

Hình 1.12 Bố trí mô hình thực nghiệm Zaeske (2001).................................................. 25

Hình 1.13 Kết quả thực nghiệm Zaeske (2001) ............................................................ 25

Hình 1.14 Giả thiết vòm đất trong phương pháp Colin (2004) ..................................... 26

Hình 1.15 Vòm đất theo EBGEO .................................................................................. 27

Hình 1.16 Diện tích ô cọc .............................................................................................. 28

Hình 1.17 Lực thẳng đứng phân bố trên lưới Địa kỹ thuật ........................................... 29

Hình 1.18 Toán đồ tra độ dãn dài lớn nhất trên lưới Địa kỹ thuật theo EBGEO 2010 . 30

Hình 1.19 Trạng thái giới hạn về cường độ theo BS 8006 ............................................ 31

Hình 1.20 Trạng thái giới hạn sử dụng theo BS 8006 ................................................... 31

Hình 1.21 Chiều cao vòm đất theo BS 8006 ................................................................. 32

Hình 1.22 Phân bố tải trọng theo lý thuyết vòm đất của Marston ................................. 32

Hình 1.23 Vòm đất theo Hewlett và Randolph 1988 .................................................... 34

Hình 1.24 Sơ đồ tính lực kéo Trp do tải trọng thẳng đứng theo BS 8006 ...................... 35

Hình 1.25 Sơ đồ tính Tds do trượt ngang khối đắp trên lưới theo BS 8006 ................... 35

Hình 2.1 Phân tích 2D - EA hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật mô phỏng công

trình đường sau mố cầu tại sông Sippo (Hertsby, Phần Lan) [43] ................................ 43

Hình 2.2 Mô hình đối xứng trục hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật [70] .... 44

Hình 2.3 Mô hình 3D hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật ............................. 45

Hình 2.4 Mô hình Mohr- Coulomb ............................................................................... 46

xii

Hình 2.5 Không gian ứng suất chính Mohr- Coulomb .................................................. 47

Hình 2.6 Quan hệ giữa ứng suất - biến dạng của mô hình Mohr - Coulomb ................ 47

Hình 2.7 Lực kéo trong lưới Địa kỹ thuật ..................................................................... 48

Hình 2.8 Mô hình bài toán nghiên cứu hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật

cường độ cao trong xử lý nền đất yếu ........................................................................... 50

Hình 2.9 Mô hình số 3D hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường độ cao . 52

Hình 2.10 Chuyển vị hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường độ cao ...... 52

Hình 2.11 Ứng suất thẳng đứng hệ cọc đất xi măng trong phân tích số 3D ................. 53

Hình 2.12 Lực kéo lưới Địa kỹ thuật trong phân tích số 3D ......................................... 53

Hình 2.13 Hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới do ảnh hưởng áp lực thẳng đứng .. 55

Hình 2.14 Hàm hồi quy hiệu quả truyền tải do ảnh hưởng tải trọng thẳng đứng.......... 55

Hình 2.15 Hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới do ảnh hưởng của tỷ số s/D ........... 56

Hình 2.16 Hàm hồi quy hiệu quả truyền tải do ảnh hưởng tỷ số s/D ............................ 57

Hình 2.17 Hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới do ảnh hưởng của tỷ số Ec/Es ........ 58

Hình 2.18 Hàm hồi quy hiệu quả truyền tải và lực kéo lưới do ảnh hưởng tỷ số Ec/Es 59

Hình 2.19 Hiệu quả truyền tải cọc do ảnh hưởng của môđun dãn dài lưới địa kỹ thuật

....................................................................................................................................... 60

Hình 2.20 Hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới do ảnh hưởng môđun dãn dài lưới J

....................................................................................................................................... 61

Hình 2.21 Hàm hồi quy hiệu quả truyền tải do ảnh hưởng môđun dãn dài của lưới .... 62

Hình 2.22 Hệ số ảnh hưởng của các yếu tố đến hiệu quả truyền tải cọc ....................... 64

Hình 3.1 Nguyên lý của sự thay đổi áp lực địa tầng (dưới tác dụng của gia tốc trọng

trường 1g) và lực ly tâm tác dụng lên mẫu [11] ............................................................ 67

Hình 3.2 Mô hình hệ cọc đất xi măng gia cố móng tỷ lệ 1/30 [17] .............................. 68

Hình 3.3 Mô hình hệ cọc đất xi măng đường kính 20mm [30] ..................................... 69

Hình 3.4 Mô hình hệ cọc đất xi măng đường kính 40mm [35] ..................................... 69

Hình 3.5 Mô hình thu nhỏ lớp lưới Địa kỹ thuật [27] ................................................... 70

Hình 3.6 Mô hình thu nhỏ thí nghiệm kéo lớp lưới Địa kỹ thuật [85] .......................... 70

Hình 3.7 Mô hình thực hệ cọc kết hợp lưới ĐKT cường độ cao................................... 73

Hình 3.8 Tương quan giữa mô hình thực và mô hình thu nhỏ trong bài toán hệ

cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường độ cao .............................................. 73

xiii

Hình 3.9 Kích thủy lực để gia tải .................................................................................. 75

Hình 3.10 Các thiết bị đo chuyển vị, biến dạng ............................................................ 75

Hình 3.11 Mô hình thực nghiệm được chế tạo .............................................................. 76

Hình 3.12 Quan hệ giữa lực kéo với biến dạng của lưới địa kỹ thuật ........................... 76

Hình 3.13 Biểu đồ hiệu chỉnh đo ứng suất đầu cọc ....................................................... 77

Hình 3.14 Cường độ nén một trục nở hông mẫu chế bị đất xi măng ở 7 và 28 ngày ... 78

Hình 3.15 Cường độ nén một trục nở hông với biến dạng mẫu chế bị đất xi măng có hàm

lượng khác nhau ở 28 ngày ........................................................................................... 78

Hình 3.16 Tạo hệ cọc đất xi măng D40 trong mô hình thực nghiệm ............................ 79

Hình 3.17 Mô hình thực nghiệm cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao

sau khi lắp đặt ................................................................................................................ 81

Hình 3.18 Sơ đồ bố trí hệ thống các thiết bị đo chuyển vị, ứng suất ............................ 81

Hình 3.19 Độ lún hệ cọc ĐXM khoảng cách s = 2.5D khi không có và có lưới ĐKT . 83

Hình 3.20 Độ lún hệ cọc đất xi măng khoảng cách s = 2.5D và s = 3D có lưới ĐKT .. 83

Hình 3.21 Độ lún lệch giữa cọc ĐXM và đất nền trong các trường hợp thí nghiệm .... 84

Hình 3.22 Độ lún hệ cọc đất xi măng trong các trường hợp và TCVN 9906:2014 ...... 84

Hình 3.23 Ứng suất đầu cọc, áp lực đất nền khi khoảng cách cọc 2,5D không có lưới 86

Hình 3.24 Ứng suất đầu cọc, áp lực đất nền khi khoảng cách cọc 2,5D có lưới ĐKT . 86

Hình 3.25 Ứng suất đầu cọc, áp lực đất nền khi khoảng cách cọc 3D có lưới ĐKT .... 87

Hình 3.26 Hệ số tập trung ứng suất trong các trường hợp thí nghiệm .......................... 87

Hình 3.27 Biến dạng và độ dãn dài tương đối lưới Địa kỹ thuật theo các trường hợp . 88

Hình 4.1 Các thành phần chịu tải trọng hệ cọc đất xi măng.......................................... 91

Hình 4.2 Sơ đồ xác định độ lún hệ cọc đất xi măng ...................................................... 92

Hình 4.3 Hệ số tạo vòm theo kết quả thực nghiệm và BS 8006 ................................... 94

Hình 4.4 R2 của hệ số tạo vòm theo công thức đề xuất trường hợp s = 2,5D ............... 96

Hình 4.5 R2 của hệ số tạo vòm theo công thức đề xuất trường hợp s = 3D .................. 96

Hình 4.6 Áp lực đất nền theo kết quả thực nghiệm ....................................................... 97

Bảng 4.3 Áp lực đất nền thí nghiệm theo các cấp áp lực .............................................. 97

Bảng 4.4 Mức độ phù hợp của công thức đề xuất áp lực truyền vào đất yếu ............... 98

Hình 4.7 R2 của áp lực đất nền theo công thức đề xuất trường hợp s = 2,5D ............... 99

Hình 4.8 R2 của áp lực đất nền theo công thức đề xuất trường hợp s = 3D .................. 99

xiv

Hình 4.9 Sơ đồ tính độ lún của hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật ........... 100

Hình 4.10 Tỷ số giảm ứng suất SRR theo các phương pháp (khoảng cách s = 2,5D) 102

Hình 4.11 Hệ số tập trung ứng suất theo các phương pháp (khoảng cách s = 2,5D) .. 103

Hình 4.12 Tỷ số giảm ứng suất SRR theo các phương pháp (khoảng cách s = 3D) ... 103

Hình 4.13 Hệ số tập trung ứng suất theo các phương pháp (khoảng cách s = 3D) ..... 104

Hình 4.14 Độ lún hệ cọc tính theo các phương pháp (khoảng cách s = 2,5D) ............ 106

Hình 4.15 Độ lún hệ cọc tính theo các phương pháp (khoảng cách s = 3D) ............... 106

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Để phát triển kinh tế đất nước, mạng lưới đường bộ nói chung và hệ thống đường ô

tô cao tốc nói riêng ngày càng được ưu tiên đầu tư xây dựng. Tất yếu, việc xây dựng công

trình đường đắp qua vùng đất yếu tại đồng bằng Bắc Bộ, ven biển và Nam Bộ là không

tránh khỏi. Những năm qua, nhiều giải pháp xử lý nền đất yếu được giới thiệu không chỉ

giải quyết bài toán kinh tế - kỹ thuật, mà còn hướng tới việc tối ưu về thời gian thi công.

Một trong số đó, việc sử dụng giải pháp cọc đất xi măng (ĐXM) kết hợp với lưới địa kỹ

thuật (ĐKT) hay lưới địa kỹ thuật cường độ cao, còn được gọi là hệ nền cọc GRPS

(Geosynthetics Reinforced Pile Supported) cũng được đề xuất và ngày càng được sử dụng

rộng rãi. Nhờ khả năng chịu kéo lớn, lưới ĐKT cường độ cao khi trải trên đỉnh cọc tạo

thành lớp truyền tải mềm, làm gia tăng tải trọng truyền vào cọc, giảm một phần áp lực

truyền xuống đất yếu giữa các cọc, nhờ đó giảm được độ lún lệch giữa cọc với phần đất

xung quanh. Ưu điểm của việc áp dụng hệ GRPS để xử lý nền đất yếu dưới các khối đắp

vừa cho tốc độ thi công nhanh, đảm bảo ổn định tốt và chi phí hợp lý, đồng thời cho

phép xử lý nền đất yếu sâu tới 50m và thân thiện với môi trường. Vì thế, đã và đang có

nhiều công trình ứng dụng giải pháp này tại các vị trí đắp cao hay tải trọng lớn, yêu cầu

độ lún cho phép nhỏ như đường đầu cầu, phần mở rộng của đường hiện hữu, cải tạo nền

công trình nhà kho hay bãi cảng...

Trên thế giới, từ những năm 1970, giải pháp cọc kết hợp vật liệu ĐKT nói chung,

cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT nói riêng trong xây dựng nền đắp trên đất yếu được nghiên

cứu và sử dụng trong thực tế, tiêu biểu như: Đường đắp đầu cầu tuyến A876 (Scotland)

tỉ lệ diện tích cọc sử dụng so với diện tích đáy nền đắp chỉ 10.6% nhưng đã chứng minh

hiệu quả giảm lún rất tốt của giải pháp; Hay đường đắp tại nút giao các tuyến I - 95 với

US-1 ở Virginia (Mỹ), 59 cọc ĐXM thi công theo phương pháp trộn sâu, trên đỉnh cọc

có phủ lưới ĐKT; Dự án xây dựng đường cao tốc Fuxia (Đài Loan) sử dụng cọc ĐXM

dài 15m kết hợp hai lớp lưới ĐKT để giảm lún đường đắp đầu cầu cao 5m; Dự án đường

sắt Buchen - Hamburg (Đức) yêu cầu độ lún nền đường rất nhỏ sử dụng cọc ĐXM đường

kính 0.6m kết hợp hai lớp lưới ĐKT cường độ cao 400kN/m...

Các nghiên cứu về hệ GRPS cũng được chú ý từ khá sớm, bao gồm cả nghiên cứu

lý thuyết và thực nghiệm về sự làm việc độc lập hay kết hợp giữa cọc BTCT hoặc ĐXM

với lưới ĐKT như cơ chế truyền tải trọng, sự phân bố lực kéo trên lưới, hiệu ứng vòm

... cũng được quan tâm khá nhiều, đặc biệt trong các tiêu chuẩn của Anh (BS 8006), Đức

(EBGEO), Mỹ (FHWA), Nhật Bản...

Ở Việt Nam, trong lĩnh vực ứng dụng, giải pháp cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT (hoặc

vải ĐKT) cũng đã bắt đầu được áp dụng cho một số công trình lớn như: Dự án cầu Bạch

Đằng - Hải Phòng; Dự án mở rộng nhà máy nhiệt điện Duyên Hải; Dự án nền đường

nhà máy khí Cà Mau; Dự án đường dẫn đầu cầu Trần Thị Lý - Đà Nẵng… Tuy nhiên,

việc nghiên cứu giải pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT hiện chỉ

mới chỉ dừng lại ở việc tổng hợp nghiên cứu theo phương pháp lý thuyết hoặc phương

pháp số thông qua việc ứng dụng một số phần mềm ĐKT có sẵn, chưa có hoặc rất ít

đánh giá thực tế bằng thực nghiệm.

Qua tổng hợp các nghiên cứu công bố trong nước và trên thế giới liên quan vấn đề

về hệ GRPS trên, các lý thuyết tính toán hiện nay đều bỏ qua phản lực của đất nền,

không xét đến biến dạng của cọc và của lưới ĐKT. Chính điều này làm cho tải trọng

truyền vào cọc và lực kéo lưới ĐKT cao hơn so với thực tế, gây lãng phí trong thiết kế.

Do vậy, việc nghiên cứu cải tiến hoặc đề xuất phương pháp đạt hiệu quả cao là rất cần

thiết.

Xuất phát từ những đánh giá và phân tích trên, đề tài “Nghiên cứu sự làm việc

của cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao trong xử lý nền đất yếu

cho xây dựng giao thông” xét tới đầy đủ hơn các yếu tố tương tác trong hệ nền xử lý

có tính cấp thiết, có ý nghĩa khoa học và giá trị thực tiễn.

2. Mục đích nghiên cứu

Từ các nghiên cứu thực nghiệm trên mô hình trong phòng, phân tích mô hình số khi

chịu tải của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao có xét tới áp lực đất nền, biến

dạng cọc, và biến dạng lưới, đề xuất một số công thức tính toán mới phù hợp hơn trong

thiết kế hệ GRPS. Từ đó, nâng cao hiệu quả thiết kế hệ cọc ĐXM để xử lý nền đất yếu

trong xây dựng giao thông.

3. Đối tượng nghiên cứu

Sự làm việc của hệ cọc ĐXM và lưới ĐKT cường độ cao dưới tác dụng tải trọng

khối đắp khi xử lý nền đất yếu trong xây dựng công trình giao thông.

4. Phạm vi nghiên cứu

Nghiên cứu ứng xử hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao trên mô hình số

ba chiều và mô hình vật lý trọng lực đơn (1g) trong phòng thí nghiệm trên một số điều

kiện cụ thể thông qua ứng suất đầu cọc và áp lực đất nền, độ lún hệ nền cọc khi chịu tải

trọng thẳng đứng tương ứng với một loại đất yếu có cấu tạo địa tầng cụ thể.

Luận án chưa xem xét đến ảnh hưởng tải trọng ngang, tải trọng động đất, cấu tạo

địa chất nhiều lớp đất, hiện tượng ma sát âm, ổn định tổng thể nền đường.

5. Ý nghĩa khoa học và giá trị thực tiễn của đề tài

Ý nghĩa khoa học của đề tài

- Tổng kết tình hình nghiên cứu và ứng dụng giải pháp cọc ĐXM kết hợp với lưới

ĐKT cường độ cao, góp phần đánh giá sự khả thi, tính thực tế của giải pháp trong lĩnh

vực xử lý nền đất yếu trong xây dựng giao thông. Trên cơ sở tổng hợp lý thuyết, luận án

phân tích được một số hạn chế của các phương pháp thiết kế được áp dụng phổ biến

hiện nay khi tính toán cho hệ cọc ĐXM và lưới ĐKT.

- Việc xây dựng được mô hình vật lý phục vụ nghiên cứu hệ cọc ĐXM kết hợp

lưới ĐKT cường độ cao và đề xuất công thức tính toán hoàn thiện hơn, không chỉ làm

tiền đề, làm cơ sở phương pháp luận và còn là căn cứ khoa học tin cậy phục vụ các

nghiên cứu tương tự khác tại Việt Nam thời gian tới.

Ý nghĩa thực tiễn của đề tài

- Việc xem xét đầy đủ hơn các yếu tố liên quan đến hiệu quả truyền tải và lực kéo

lưới ĐKT trong hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao khi làm việc, và đưa

chúng vào trong các công thức đề xuất của tác giả không chỉ phản ánh sát thực hơn mà

còn là cơ sở thiết kế đảm bảo mức độ phù hợp về kỹ thuật và giảm giá thành khi áp dụng

giải pháp này trong thực tế xây dựng.

- Kết quả nghiên cứu không chỉ bổ sung các cơ sở phương pháp luận hay cơ sở lý

thuyết, mà còn là tài liệu chuyên môn tốt phục vụ công tác giảng dạy, đào tạo và nghiên

cứu tại các đơn vị liên quan tại Việt Nam.

6. Bố cục luận án

Ngoài phần mở đầu và kết luận, luận án bố cục thành 04 chương nội dung chính:

Chương 1. Tổng quan về nghiên cứu cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật để

xử lý nền đất yếu

Chương 2. Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự làm việc hệ cọc đất xi măng kết

hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao

Chương 3. Nghiên cứu hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao

trên mô hình vật lý

Chương 4. Nghiên cứu đề xuất công thức và chương trình tính toán hệ cọc đất xi

măng kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao

CHƯƠNG 1

TỔNG QUAN VỀ NGHIÊN CỨU CỌC ĐẤT XI MĂNG

KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT ĐỂ XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

Giải pháp cọc đất xi măng (ĐXM) kết hợp lưới địa kỹ thuật (ĐKT) cường độ cao

để xử lý nền đất yếu cho xây dựng giao thông, ngày càng được sử dụng rộng rãi trên thế

giới và bước đầu được áp dụng tại Việt Nam. Tuy nhiên, còn tồn tại bất cập trong việc

thiết kế hệ nền cọc trên đó là sử dụng cơ sở lý thuyết tính toán được xây dựng trên hệ

cọc BTCT với lưới ĐKT mà chưa phải là cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao.

Chương 1 có nhiệm vụ tổng quan về các lý thuyết tính toán đang được áp dụng cho cọc

ĐXM kết hợp lưới ĐKT, phân tích các vấn đề còn tồn tại, từ đó lựa chọn nội dung

nghiên cứu ở các chương tiếp theo.

1.1 Khái quát về đất yếu, cọc đất xi măng, lưới địa kỹ thuật và các giải pháp xây

dựng công trình trên nền đất yếu

1.1.1 Đất yếu và phân loại đất yếu [2], [5], [6]

Đất yếu thường có sức chống cắt nhỏ và tính nén lún lớn, hệ số rỗng e0 lớn, độ ẩm

tự nhiên cao và thường bão hòa nước, mô đun tổng biến dạng bé (E0 ≤ 5000 kPa). Do

vậy, khi xây dựng công trình trên nền đất yếu, nếu không áp dụng các biện pháp xử lý,

giải pháp móng hoặc kết cấu công trình thích hợp thì sẽ xảy ra lún nhiều, lún kéo dài

hoặc mất ổn định, ảnh hưởng xấu đến việc khai thác các công trình.

Đất yếu vốn rất phức tạp về thành phần, nguồn gốc và đặc tính xây dựng nên cũng

vì vậy, việc phân loại chúng cũng chưa thống nhất và có nhiều quan điểm khác nhau.

Đất yếu có thể được phân loại theo nguồn gốc hình thành, trạng thái tự nhiên hay chỉ số

thí nghiệm. Theo nguồn gốc hình thành, đất yếu thường có nguồn gốc khoáng vật hoặc

hữu cơ. Theo 22TCN 262-2000, loại đất yếu có nguồn gốc khoáng vật thường là sét

hoặc sét pha trầm tích trong nước ở ven biển, vũng vịnh, đầm hồ, đồng bằng tam giác

châu. Chúng có thể lẫn hữu cơ trong quá trình trầm tích (hàm lượng hữu cơ có thể tới

10-12%) nên nhiều khi có màu nâu đen, xám đen, thậm chí có mùi. Đối với loại đất yếu

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

hoặc cao hơn giới hạn chảy, hệ số rỗng tự nhiên lớn (sét e0  1,5, sét pha e0  1), lực

dính đơn vị theo kết quả cắt nhanh không thoát nước cu  15 kPa, góc ma sát trong  

10o hoặc sức chống cắt từ kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường Su  35 kPa. Với đất

yếu loại than bùn thường có e0 vào khoảng 3 ÷ 15, lực dính đơn vị c từ 1 kPa - 4 kPa, φ

từ 20 - 40.

Ngoài ra, ở các vùng thung lũng còn có thể hình thành đất yếu dưới dạng bùn cát,

bùn cát mịn (hệ số rỗng e0 > 1, độ bão hoà Sr > 0,8).

Loại đất yếu có nguồn gốc hữu cơ thường hình thành từ đầm lầy, nơi nước tích

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

và phân huỷ, tạo ra các vật lắng hữu cơ lẫn với các trầm tích khoáng vật. Loại đất yếu

này thường 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). Đối với loại

này, được xác định là đất yếu nếu hệ số rỗng và các đặc trưng sức chống cắt của chúng

cũng đạt các trị số như đất nguồn gốc khoáng vật. Đất yếu đầm lầy than bùn còn được

phân theo tỷ lệ lượng hữu cơ như sau: khi lượng hữu cơ có từ 20-30% gọi là đất nhiễm

than bùn; lượng hữu cơ có từ 30-60% - đất than bùn và lượng hữu cơ trên 60% được gọi

là than bùn.

Ngoài cách phân loại theo nguồn gốc hình thành như trên, còn có cách phân loại

phổ biến khác theo trạng thái tự nhiên của đất. Theo đó, đất yếu loại sét có thể phân loại

theo độ sệt (IL), gồm: bùn sét, bùn sét pha khi IL >1 (đất yếu ở trạng thái chảy) và đất

yếu loại sét dẻo chảy khi 0,75 < IL ≤ 1 [2].

Ở nước ta còn một số cách phân loại đất yếu khác như TCVN 9355-2012, ngoài

căn cứ theo IL, e0, c,  thì còn xét tới sức kháng xuyên đầu mũi từ kết quả thí nghiệm

xuyên tĩnh (qc < 100 kPa) hay chỉ số xuyên tiêu chuẩn (N30 < 5) [5]. Hay như TCVN

9362-2012, đất yếu là loại bùn sét (có thể gồm cả đất lún ướt, đất trương nở) và than

bùn [6]. Trong đó, đất loại bùn được phân loại theo hệ số rỗng tự nhiên (e0), còn than

bùn là một loại đất thuộc dạng than bùn và được phân loại căn cứ vào độ than bùn (q)

gồm: đất có ít than bùn (0,1 < q ≤ 0,25); đất có than bùn vừa (0,25 < q ≤ 0,4); đất có

nhiều than bùn (0,4 < q ≤ 0,6); và than bùn (q > 0,6).

1.1.2 Sơ lược về các giải pháp xây dựng trên nền đất yếu cho nền đường đắp

1.1.2.1 Các yêu cầu xử lý nền đất yếu dưới nền đường đắp và tải trọng tác dụng của nền

đường đắp trên đất yếu [2]

Khi xây dựng đường ô tô trên nền đất yếu, các vấn đề phát sinh chính bao gồm lún

nhiều và lún kéo dài, hay mất ổn định trượt. Từ những vấn đề này, việc xử lý nền đất

yếu chính là gia tăng sức chống cắt của đất nhằm giải quyết các bài toán về xử lý chống

trượt, giảm độ lún và tăng nhanh tốc độ cố kết để rút ngắn thời gian cố kết nền đất yếu

dưới tải trọng đắp ngay trong quá trình thi công.

Các yêu cầu chính khi thiết kế giải pháp xử lý nền đường đắp trên đất yếu tập trung

các nội dung chính như:

- Về ổn định, nền đắp trên nền đất yếu phải đảm bảo ổn định, không bị phá hoại

do trượt trồi trong quá trình thi công đắp và trong suốt quá trình khai thác sử dụng sau

đó;

- Về lún, ngoài việc phân tích dự báo được độ lún tổng cộng, lún cố kết, và lún

theo thời gian kể từ khi bắt đầu đắp nền cho đến khi lún hết hoàn toàn;

- Tính toán và thiết kế giải pháp xử lý nền đất yếu hợp lý;

- Thiết kế và bố trí hệ thống quan trắc trong quá trình thi công nền đắp trên nền đất

yếu, trong quá trình lưu tải xử lý nền đất yếu, hay khi khai thác vận hành công trình.

Khi kiểm tra ổn định và dự báo lún, cần phải xác định các loại tải trọng tác dụng

của nền đường đắp trên đất yếu bao gồm tải trọng đất đắp nền đường, tải trọng xe cộ và

tải trọng động đất. Tải trọng đắp nền đường gây ra ứng suất thẳng đứng được tính theo

(1.1)

[2] (công thức 1.1):

trong đó: z - ứng suất thẳng đứng tại độ sâu z do tải trọng đất đắp nền đường; I - hệ số

ảnh hưởng theo toán đồ Osterberg; q = h - áp lực thẳng đứng tại đáy nền đường do tải

trọng đắp gây ra;  - trọng lượng thể tích vật liệu đắp nền đường; h - chiều cao đắp nền

đường.

Theo quy trình 22TCN 262:2000, hoạt tải do xe cộ được xem là tải trọng của số xe

nặng tối đa cùng một lúc có thể đỗ kín khắp bề rộng của nền đường, được xác định theo

(1.2)

[2] (công thức 1.2):

trong đó: n - số xe tối đa có thể xếp được trên phạm vi bề rộng nền đường; G - trọng

lượng một xe; B - bề rộng phân bố ngang của các xe; l - phạm vi phân bố tải trọng xe

theo hướng dọc tim đường.

Tải trọng động đất được tính đến khi kiểm tra mức độ ổn định của nền đắp trên đất

yếu có động đất cấp VII (MSK-64) trở lên, là lực quán tính do động đất của bản thân

(1.3)

khối trượt, lực này tỷ lệ thuận với trọng lượng bản thân khối trượt [2] (công thức 1.3):

Wi = Kc. Qi

trong đó: Wi - lực động đất tác dụng trên một mảnh trượt i (hoặc khối trượt i), có điểm

đặt là trọng tâm mảnh (hoặc khối trượt) và có phương nằm ngang từ phía trong nền

đường ra phía ngoài mái ta luy nền đắp; Qi - trọng lượng của mảnh trượt i (hoặc khối

trượt i); Kc - hệ số động đất được tính tùy thuộc cấp động đất.

1.1.2.2 Một số giải pháp xây dựng công trình trên nền đất yếu

Để giải quyết vấn đề lún nhiều, lún kéo dài và mất ổn định khi xây dựng công trình trên

nền đất yếu, có ba nhóm giải pháp chính [21], gồm: nhóm giải pháp kết cấu công trình,

nhóm giải pháp kết cấu móng và nhóm giải pháp xử lý nền đất yếu.

- Nhóm giải pháp kết cấu công trình

Kết cấu công trình bị phá hoại do các điều kiện biến dạng như lún hoặc lún lệch

quá lớn, sức chịu tải không đảm bảo. Giải pháp về kết cấu công trình nhằm giảm áp lực

tác dụng lên nền đất hoặc tăng khả năng chịu lực, chịu biến dạng của kết cấu công trình.

Trên thế giới thường dùng các biện pháp sau: giảm trọng lượng bản thân công trình khi

dùng vật liệu nhẹ và kết cấu nhẹ; làm tăng sự linh hoạt của kết cấu công trình bằng các

kết cấu tĩnh định, khe lún, khớp dẻo; tăng khả năng chịu lực bằng cách gia cố tại các vị

trí xuất hiện ứng suất cục bộ lớn; sử dụng kết cấu rỗng độ cứng lớn (ống cống rỗng) ....

- Nhóm giải pháp kết cấu móng

Khi xây dựng công trình trên nền đất yếu, một số giải pháp về móng đã được sử

dụng như thay đổi chiều sâu chôn móng để tăng sức chịu tải và giảm lún khi đặt móng

xuống các tầng đất phía dưới chặt hơn, ổn định hơn - giải pháp móng sâu như móng cọc

thép, cọc gỗ, cọc bê tông cốt thép, cọc khoan nhồi, cọc bê tông rỗng đổ tại chỗ...; thay

đổi kích thước móng để giảm áp lực lên nền đất hoặc sử dụng loại móng có độ cứng phù

hợp với điều kiện địa chất công trình như móng bè, móng trụ tháp...

- Nhóm giải pháp xử lý nền đất yếu

Tùy theo tính chất và quy mô của công trình sử dụng mà có các giải pháp xử lý

nền đất yếu khác nhau. Để tăng nhanh tốc độ lún, giảm thiểu lún dư của nền đắp khi

khai thác, có thể sử dụng các giải pháp thoát nước thẳng đứng như bấc thấm, giếng cát...

kết hợp gia tải trước hay cố kết đất yếu bằng hút chân không hoặc gia tải trước. Để tăng

cường độ đất nền, tăng độ ổn định của nền đắp thì có thể sử dụng các biện pháp như cọc

ĐXM, cọc đất vôi, cọc trụ vật liệu rời, gia cố toàn khối bằng chất kết dính, xử lý nền đất

yếu bằng vữa hóa học, bệ phản áp....

Với đặc thù của công trình giao thông là trải dài trên tuyến, nhóm giải pháp xử lý

nền đất yếu nói chung, giải pháp sử dụng cọc ĐXM nói riêng ngày càng được áp dụng

phổ biến nhằm tăng sức chịu tải nền đất, giảm lún công trình và rút ngắn thời gian thi

công khi xây dựng nền đường đắp qua đất yếu.

1.1.3 Cọc đất xi măng và lưới địa kỹ thuật

1.1.3.1 Cọc đất xi măng và các phương pháp tính toán

a. Một số nghiên cứu tiêu biểu về cọc đất xi măng trên thế giới và Việt Nam

Cọc đất xi măng (ĐXM) được sử dụng để cải tạo nền đất từ nhiều thập kỷ trước.

Mục đích của phương pháp này là cải thiện các đặc trưng của nền đất yếu như tăng

cường độ chống cắt, giảm tính thấm và tính nén lún bằng cách trộn xi măng (hoặc vữa

xi măng) tương tác với đất nền, xảy ra phản ứng hóa học để tạo ra cọc ĐXM với khả

năng chịu lực cao và biến dạng ít hơn so với đất nền ban đầu.

Quá trình nghiên cứu cọc ĐXM bắt đầu tại Viện Cảng và Tàu thủy Nhật Bản và

tại Viện Địa kỹ thuật Thụy Điển từ những năm 1970. Ban đầu vôi bột chưa tôi được sử

dụng để tạo cọc đất vôi. Tuy nhiên việc bảo quản vôi bột khó khăn và giá thành cao,

những nhà nghiên cứu Thụy Điển và Nhật Bản chuyển sang sử dụng xi măng để thay

thế. Từ đó, cọc ĐXM ra đời với ưu điểm vượt trội và chi phí thấp hơn cọc đất vôi [55],

[57].

Việc hình thành cường độ cọc ĐXM xảy ra thông qua quá trình ninh kết của hỗn

hợp đất và xi măng. Khi ximăng được trộn với đất, ximăng phản ứng với nước tạo ra

Calci hyđrôxit Ca(OH)2, từ đó kết hợp với đất nền tạo ra keo ninh kết CSH, đây là quá

trình hydrat hoá. Phản ứng này diễn ra nhanh và mạnh, toả ra một nhiệt lượng lớn và

giảm bớt lượng nước có trong đất gia cố. Hợp chất hydrat này tạo ra một hỗn hợp liên

kết các thành phần hạt trong đất gia cố, tạo thành khoáng chất nền bền vững, cứng.

Hiện nay phổ biến hai nhóm công nghệ thi công cọc ĐXM là: nhóm công nghệ

trộn khô (Dry Jet Mixing) và nhóm công nghệ trộn ướt (Wet Mixing). Trong phương

pháp trộn khô, không khí dùng để dẫn xi măng bột vào đất (độ ẩm của đất không nhỏ

hơn 20%). Trong công nghệ trộn ướt, vữa xi măng là chất kết dính. Với ưu điểm của

mình, cọc ĐXM được sử dụng rộng rãi trên thế giới, đặc biệt được sử dụng nhiều nhất

tại Nhật Bản và các nước vùng Bắc Âu với khối lượng hàng năm thi công khoảng 2 triệu

m3 trong các lĩnh vực xây dựng công trình như: ổn định đường đắp, giảm lún đường đầu

cầu, ổn định thành và đáy hố đào, móng nhà cao tầng, tường chống thấm...

Cùng với sự hình thành và phát triển của cọc ĐXM, trên thế giới có nhiều nghiên

cứu về ảnh hưởng của tỷ lệ hàm lượng xi măng, nước và loại đất đến cường độ của cọc

ĐXM, cũng như nghiên cứu về ứng suất - biến dạng cọc ĐXM khi chịu lực, tiêu biểu

như [28], [32], [51], [70], [82]. Một số nghiên cứu có chú ý đến sự cố kết của đất nền cải

tạo bằng cọc ĐXM bằng các mô hình vật lý để sáng tỏ việc cọc ĐXM làm việc trong

điều kiện thoát nước [28], [35], [74]...

Gần đây, một số nghiên cứu về tính toán của nhóm cọc ĐXM như [30], [35], [56].

Tuy nhiên, kết quả nghiên cứu này bị hạn chế do việc nghiên cứu sức chịu tải của cọc

ĐXM chưa tính đến áp lực nước lỗ rỗng và và sự phân bố lại ứng suất.

Mô hình phá hủy, lực cắt, momen, mặt phá hoại của nhóm cọc đã được kết luận

phụ thuộc vào nhiều yếu tố ảnh hưởng như thông số đất nền, tải trọng ngoài và vị trí của

cọc trong nhóm cọc ĐXM trong các nghiên cứu của [30], [33], [35].

Phương pháp tính toán đơn giản được đề xuất để dự báo khả năng chịu tải dọc trục

của nhóm cọc ĐXM đã được trình bày trong [32]. Sau đó, nghiên cứu của [30] đã đề

xuất cải tiến công thức tính sức chịu tải giới hạn cho nhóm cọc ĐXM. Tuy nhiên, mô

hình mặt trượt trong các nghiên cứu trên chưa có thực nghiệm đánh giá.

Tại Việt Nam, việc áp dụng thi công đại trà để gia cố, xử lý nền đất sử dụng cọc

ĐXM bằng công nghệ trộn khô bắt đầu được tiến hành từ những năm đầu thế kỷ 21.

Năm 2001, tập đoàn Hercules của Thụy Điển hợp tác với Công ty cổ phần Phát triển kỹ

thuật xây dựng (TDC) thuộc Tổng công ty xây dựng Hà nội đã thi công xử lý nền móng

cho 08 bể chứa xăng dầu có đường kính 21m, cao 9m (dung tích 3000 m3/bể) của công

trình Tổng kho xăng dầu Cần Thơ bằng cọc ĐXM. Từ năm 2002 đến 2005 đã có một số

dự án bắt đầu ứng dụng cọc ĐXM vào xây dựng các công trình trên nền đất, như: Dự án

cảng Ba Ngòi (Khánh Hòa) đã sử dụng 4000m cọc ĐXM có đường kính 0,6m , gia cố

nền móng cho nhà máy nước huyện Vụ Bản (Hà Nam), xử lý móng cho bồn chứa xăng

dầu ở Đình Vũ (Hải Phòng), dự án thoát nước khu đô thị Đồ Sơn - Hải Phòng, dự án sân

bay Cần Thơ, dự án cảng Bạc Liêu, các dự án trên đều sử dụng công nghệ trộn khô, độ

sâu xử lý trong khoảng 20m [21].

Một số nghiên cứu tiêu biểu về lựa chọn tỷ lệ nước, xi măng: Lựa chọn tỷ lệ xi

măng với đất khi chế tạo cọc xử lý nền đất yếu [23]; Lựa chọn hàm lượng xi măng và tỉ

lệ nước-xi măng hợp lý cho gia cố đất yếu vùng ven biển đồng bằng sông Cửu Long

[20] chỉ ra rằng việc lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất để xử lý nền đất yếu bằng cọc ĐXM

là rất phức tạp, phụ thuộc vào nhiều yếu tố và chi phối chất lượng, giá thành xây dựng

công trình. Đây là một chỉ tiêu quan trọng cần phải được nghiên cứu tỉ mỉ kể cả lý thuyết

và thí nghiệm để lựa chọn được một tỷ lệ thích hợp mang lại hiệu quả cao khi xử lý nền

đất yếu. Ngoài ra còn có các nghiên cứu về công nghệ thi công cọc ĐXM: Nghiên cứu

ứng dụng cọc ĐXM theo công nghệ tạo cọc bằng thiết bị trộn kiểu tia phun xi măng (jet

– grouting) cho địa bàn thành phố Hải Phòng [13] hay các nghiên cứu về cường độ cọc

ĐXM sử dụng cho công trình xây dựng giao thông và dân dụng [9], [12].

Những năm gần đây, công nghệ xử lý nền đất yếu bằng cọc ĐXM ngày càng được

ứng dụng phổ biến trong xây dựng tại Việt Nam nói chung, xây dựng công trình giao

thông nói riêng, đặc biệt tại các khu vực đắp cao, yêu cầu độ lún dư nhỏ như đường đầu

cầu Trần Thị Lý (Đà Nẵng), đường đầu cầu Bạch Đằng (Hải Phòng)...

b. Các phương pháp tính toán cọc đất xi măng [4], [8], [21], [32]

Do ứng xử phức tạp trong hệ cọc ĐXM khi xử lý nền đất yếu, hiện nay trên thế

giới việc tính toán cọc ĐXM theo ba quan điểm sau:

- Quan điểm coi cọc ĐXM là cọc cứng

Trong sơ đồ tính coi cọc ĐXM có độ cứng tương đối lớn và tải trọng ngoài truyền

chủ yếu thông qua cọc. Cọc làm việc như sơ đồ cọc chống (khi mũi cọc đặt ở tầng đất

chịu tải) hoặc sơ đồ cọc ma sát (khi mũi cọc vẫn ở trong tầng đất yếu, không đặt ở tầng

đất chịu tải). Khi đó, cọc ĐXM được đánh giá ổn định theo hai trạng thái giới hạn.

+ Trạng thái giới hạn 1 (TTGH1): vật liệu cọc ĐXM phải đủ khả năng chịu tải và đảm

bảo chuyển vị, thỏa mãn công thức 1.4:

(1.4)

Nội lực lớn nhất trong một cọc: Nmax < [N]

Mômen lớn nhất trong một cọc: Mmax < [M]

Chuyển vị của khối móng: Ay < [Ay]

trong đó: [N] - nội lực giới hạn của cọc ĐXM; [M] - mômen giới hạn của cọc ĐXM;

[Ay] - chuyển vị cho phép.

+ Trạng thái giới hạn 2 (TTGH2): đảm bảo móng cọc không phát sinh biến dạng và lún

(1.5)

quá lớn, thỏa mãn công thức 1.5:

Si < [S]

trong đó: Si - độ lún tổng cộng của móng cọc; [S] - độ lún cho phép.

Thực tế, quan điểm tính toán trên có nhiều hạn chế, đặc biệt là việc xác định sự

phân bố ứng suất trong cọc là rất khó khăn, việc tính toán sức chịu tải hay độ lún thường

phải giả thiết. Ngoài ra, độ cứng cọc ĐXM thường thay đổi nhiều trong quá trình chịu

lực, nên quan điểm là cọc cứng sẽ khó phản ánh đúng sự làm việc của hệ cọc. Chính vì

những lý do đó nên phương pháp tính toán cọc ĐXM dựa trên quan điểm cọc cứng ít

được dùng trong tính toán.

- Quan điểm nền tương đương

Cọc được coi là cọc mềm, có độ cứng nhỏ và được xem như vật liệu đất nền. Nền

được gia cố cọc ĐXM coi như một nền mới đồng nhất. Khi đó, cọc ĐXM biến dạng

đồng thời với nền đất dưới tác dụng của tải trọng. Theo quan điểm trên, hệ nền cọc đồng

nhất bằng cách quy đổi các đặc trưng độ bền, độ cứng trung bình theo tỷ lệ diện tích gia

(1.6)

cố ac từ độ bền, độ cứng tương ứng của cọc và đất yếu xung quanh theo công thức 1.6:

trong đó: ac = Ac/ (Ac+As) - tỷ lệ diện tích gia cố; Ac - diện tích cọc; As - diện tích đất

giữa các cọc trong hệ nền - cọc tính toán; s, cs, Es, c, cc, Ec, , c, E - tương ứng là góc

ma sát trong, lực dính đơn vị, mô đun đàn hồi của đất tự nhiên, của cọc ĐXM và hệ nền

- cọc gia cố.

Khi có các chỉ tiêu của nền đồng nhất, các bước tính toán tiếp theo tương tự như

cho nền đất tự nhiên bao gồm kiểm tra điều kiện giới hạn về cường độ (TTGH1) và điều

kiện giới hạn về biến dạng (TTGH2).

Phương pháp nền tương đương là phương pháp tính toán đơn giản, thường được

ứng dụng trong bài toán phân tích ổn định tổng thể. Tuy nhiên, vì coi là nền đồng nhất

nên phương pháp này không phân biệt được sự khác nhau của ứng suất, chuyển vị tại vị

trí đất nền và cọc. Điều này làm cho cọc ĐXM chịu tải trọng nhỏ hơn thực tế, trong khi

đó đất nền xung quanh cọc chịu tải lớn hơn.

- Quan điểm tính toán hỗn hợp - hệ nền cọc

Dựa trên giả thiết cọc nửa cứng và mô hình phá hoại đồng thời cả cọc và nền đất

yếu xung quanh cọc, phương pháp này yêu cầu phân tích ổn định sức chịu tải cọc theo

phương pháp cọc nửa cứng và tính toán lún, ổn định tổng thể theo phương pháp nền

tương đương.

Phương pháp tính toán hỗn hợp hệ nền cọc làm giảm được hạn chế của từng

phương pháp cọc cứng (khi coi cọc chủ yếu chịu lực) hay phương pháp nền tương đương

(khi cọc chịu tải ít hơn, đất nền chịu tải nhiều hơn thực tế), do đó phương pháp này được

nghiên cứu và sử dụng rộng rãi trong các tiêu chuẩn của Thái Lan, Nhật Bản, Trung

Quốc [21].

Hiện nay tại Việt Nam có hai tiêu chuẩn về cọc ĐXM xử lý nền đất yếu bao gồm:

TCVN 9403:2012 Gia cố nền đất yếu – Phương pháp trụ đất xi măng, sử dụng phương

pháp nền tương đương để đánh giá ổn định tổng thể công trình, lún của hệ nền cọc và

TCVN 9906:2014 Cọc đất xi măng theo phương pháp Jet grouting - Yêu cầu thiết kế thi

công và nghiệm thu cho xử lý nền đất yếu, sử dụng phương pháp tính toán hỗn hợp - hệ

nền cọc khi phân tích cho hệ cọc ĐXM.

1.1.3.2 Lưới địa kỹ thuật

Lưới địa kỹ thuật (ĐKT) được sản xuất đầu tiên năm 1978 tại Anh, bởi công ty

Netlon (và hiện giờ là tập đoàn Tensar International). Lưới ĐKT là một loại cốt địa kỹ

thuật, được chế tạo từ các polyme tổng hợp như PolyPropylen (PP), PolyEtylen (PE) và

PolyEtylen -Terelat (PET), dạng tấm phẳng có lỗ hình vuông, chữ nhật hoặc oval, kích

thước lỗ thay đổi tuỳ theo loại lưới có tác dụng cài chặt với đá, sỏi , đất… được sử dụng

trong gia cố cơ bản, ổn định nền, chống xói lở [3].

Theo khả năng chịu lực, lưới ĐKT được chia thành 3 nhóm: lưới một trục, lưới hai

trục, lưới ba trục (hình 1.1).

Lưới ĐKT 1 trục (uniaxial geogrid): loại lưới khi được trải ra thì lực căng được

phân bổ theo 1 trục là toàn bộ chiều dài của cuộn (hay còn gọi là hướng dọc máy). Các

mắt lưới được liên kết liên tục dọc theo chiều cuộn của lưới tạo nên một kết cấu vững

chắc. Kết cấu này có ứng suất kéo và sức chịu kéo cao có thể từ 100 – 200 MPa, sức kéo

của lưới địa còn cao hơn các loại thép có hàm lượng carbon thấp, ưu việt hơn hẳn so với

các loại vật liệu gia cường truyền thống.

Lưới ĐKT 2 trục (biaxial geogrid): loại lưới có khả năng chịu kéo theo cả hai

hướng dọc và ngang tương đương nhau. Với đặc điểm chịu lực này, lưới ĐKT 2 trục

thường dùng để gia cố nền móng công trình khi mà ứng suất phân bố đều theo hướng

dọc và ngang tương đương nhau.

Lưới ĐKT 3 trục (triaxial geogrid): loại lưới có khả năng chịu kéo phân bố đều

theo các hướng do mắt lưới dạng tam giác đều. Lưới được sản xuất từ một tấm

PolyPropylen được đóng lỗ và kéo theo ba hướng thẳng với nhiều những mấu lưới

nguyên vẹn. Với đặc điểm chịu lực này, lưới ĐKT 3 trục phù hợp để gia cố kết cấu áo

đường khi ứng suất phân bố đều theo các phương trong không gian.

Hình 1.1 Các loại lưới địa kỹ thuật

Lưới ĐKT cường độ cao có nhiều ưu điểm vượt trội hơn so với các loại cốt ĐKT

thông thường khác như vải ĐKT hay màng ĐKT.

Về mặt cường độ, lưới ĐKT cường độ cao có sức chịu kéo rất lớn (cường độ chịu

kéo của lưới từ 300 kN/m cho đến 1350 kN/m - tương đương với khả năng chịu kéo của

thanh kim loại); lưới có độ bền ưu việt về chống ăn mòn và chống hóa chất (hệ số an

toàn vật liệu có tính đến độ bền FD < 1,05), khả năng chịu va chạm khi thi công cao (hệ

số an toàn vật liệu có tính đến tổn thương trong thi công FC < 1,03) và khả năng chống

suy giảm cường độ theo thời gian rất tốt [64].

Bảng 1.1 Hệ số suy giảm cường độ theo thời gian của lưới cường độ cao [64]

Thời gian (năm) 1 2 5 60 120

Hệ số suy giảm cường độ µ 0,78 0,77 0,76 0,73 0,72

Về khả năng gia cường, lưới ĐKT cường độ cao có hiệu quả hơn so với vải ĐKT.

Theo nghiên cứu của J. Zhang và G. Hurta năm 2008 [83], cơ chế gia cố nền đất của lưới

ĐKT và vải ĐKT là khác nhau. Vải ĐKT nâng cao khả năng chịu lực của nền đất bằng

cơ chế ma sát bề mặt (interface friction) với vật liệu đắp trong khi lưới ĐKT chủ yếu

thông qua cơ chế cài chặt vật liệu (interlocking) [40]. Cơ chế cài chặt hiệu quả hơn so

với cơ chế ma sát bề mặt. Ngoài ra, lưới ĐKT cường độ cao có độ cứng cao hơn nhiều

lần so với vải ĐKT nên hạn chế bị chọc thủng hay rách khi rải trên đỉnh cọc, do đó lưới

ĐKT cường độ cao được đánh giá phù hợp hơn trong ứng dụng giải pháp cọc kết hợp

cốt ĐKT để xử lý nền đất yếu.

Việc thi công trải lưới ĐKT rất đơn giản, nhanh chóng nên tiết kiệm thời gian thi

công, nhân lực và máy móc, phù hợp với các công trình đòi hỏi tiến độ thi công nhanh.

Trải qua nhiều thập kỷ nghiên cứu phát triển, thí nghiệm và áp dụng tại hàng chục

nghìn dự án trên khắp toàn cầu, lưới ĐKT đang chứng tỏ được ưu điểm về tính kinh tế,

tiến độ thi công cũng như khả năng thân thiện môi trường. Do đó lưới ĐKT nói chung

và lưới ĐKT cường độ cao nói riêng ngày càng được sử dụng rộng rãi trong lĩnh vực

xây dựng công trình giao thông. Một số ứng dụng của lưới ĐKT như: ổn định nền móng,

gia cố và nâng cao khả năng chịu tải nền đất; ngăn ngừa, giảm thiểu sự nứt vỡ, rạn nứt,

nâng cao tuổi thọ của đường cao tốc, đường sắt, sân bay, cảng container, bãi đỗ xe; gia

cường sườn dốc để chống lại sạt trượt nền đường giao thông; kết hợp với hệ cọc (cọc

ĐXM, cọc bê tông cốt thép, cọc cát xi măng...) để tạo ra một giàn đỡ truyền tải trọng từ

các công trình bên trên tới tất cả các cọc một cách hiệu quả, giúp tiết kiệm được số lượng

cọc sử dụng.

1.2 Tổng quan về nghiên cứu cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật để xử lý

nền đất yếu

1.2.1 Mô tả giải pháp và ứng dụng

Cọc ĐXM ngày càng được sử dụng rộng rãi trong xử lý nền đất yếu với các ưu điểm

là khả năng xử lý sâu (có thể đến 50m), thích hợp với các loại đất yếu (từ cát thô đến bùn

yếu), thi công cả trong điều kiện ngập sâu trong nước [17].

Tuy nhiên, một vấn đề lớn khi xử lý nền đất yếu bằng cọc ĐXM để xây dựng nền

đắp là hiện tượng lún lệch lớn giữa cọc và nền đất giữa các cọc khi khoảng cách các cọc

lớn [41], [52], [79]. Để giải quyết vấn đề trên, hiện tại có nhiều cách tạo ra lớp truyền tải

(LTP - Load Transfer Platform) phía trên đỉnh cọc bằng cách tạo mũ cọc kích thước lớn,

sử dụng lớp đất hay cát gia cố xi măng, hoặc sử dụng một hay nhiều lớp lưới ĐKT (hoặc

vải ĐKT) (hình 1.2). Với lớp truyền tải, hiệu quả truyền tải vào cọc ĐXM tăng lên, giảm

độ lún lệch giữa cọc và đất nền và từ đó tăng được khoảng cách cọc [24], [41], [46].

Hình 1.2 Các lớp truyền tải LTP để tăng hiệu quả truyền tải cọc (Abdullah 2006) [24]

(a) Sử dụng mũ cọc kích thước lớn; (b) Sử dụng lớp cát hoặc đất gia cố xi măng;

Việc sử dụng mũ cọc kích thước lớn hoặc tạo lớp đất hay cát gia cố xi măng có

chiều dày khác nhau trên đỉnh cọc ĐXM, ngoài việc tăng chi phí, kéo dài thời gian xây

dựng, trong một số trường hợp còn gặp nhiều khó khăn về nguồn vật liệu tại chỗ. Để

giải quyết vấn đề lún lệch, thời gian thi công nhanh và nguồn vật liệu, giải pháp cọc

ĐXM kết hợp lưới ĐKT được nghiên cứu và giải quyết các vấn đề còn tồn tại khi chỉ

xử lý nền đất yếu bằng cọc ĐXM được áp dụng gần đây [42].

Giải pháp cọc đất xi măng (ĐXM) kết hợp với lưới địa kỹ thuật (ĐKT) xử lý nền

đất yếu thuộc giải pháp cọc kết hợp với vật liệu ĐKT (GRPS - Geosynthetics Reinforced

Pile Supported), thường được sử dụng trong các trường hợp chiều dày lớp đất yếu lớn,

thời gian xây dựng và mặt bằng xây dựng bị hạn chế (hình 1.3). Khi đó vai trò chính của

cọc là chịu và truyền tải trọng nền đắp cũng như tải trọng giao thông xuống tầng đất tốt

hơn ở dưới mũi cọc. Còn lưới ĐKT có khả năng chịu kéo lớn được trải trên đỉnh cọc giúp

tăng phần tải trọng truyền vào cọc và gánh đỡ phần tải trọng truyền xuống phần đất yếu

giữa các cọc nhờ đó giảm được độ lún lệch giữa phần cọc và phần đất xung quanh cọc

[42]. Giải pháp này được đánh giá là đơn giản trong thi công, rút ngắn thời gian xây dựng,

vật liệu ĐKT thân thiện môi trường, do đó ngày càng được sử dụng rộng rãi trong thực tế

xây dựng đặc biệt tại các vị trí đắp cao và có yêu cầu nghiêm ngặt về độ lún cũng như yêu

cầu tiến độ thi công gấp [47], [59] (hình 1.4).

Hình 1.3 Hệ cọc kết hợp vật liệu địa kỹ thuật

Ba ứng dụng chính của giải pháp cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT trong xử lý nền đất

yếu (hình 1.5): hỗ trợ nền đường đắp cao, hỗ trợ nền đường mở rộng và giảm lún đường

đầu cầu [30], [47], [78].

Từ những năm 1970 trở lại đây, giải pháp cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT trong xây

dựng nền đắp trên đất yếu được sử dụng rộng rãi trên thế giới. Một số công trình nghiên

cứu tiêu biểu được trình bày trong bảng 1.2.

Hình 1.4 Thi công cọc đất xi măng và lưới địa kỹ thuật tại Nhật Bản

Bảng 1.2 Các nghiên cứu hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật tiêu biểu

STT

Mô tả dự án

Kết quả tiêu biểu

Các công trình xây dựng

Đường Hertsby, Phần Lan

Nền dường đắp: 1,8m Đường kính cọc 0,7m, khoảng cách cọc 1,4m, chiều dài cọc 15m. 01 lớp lưới ĐKT 200 kN/m.

Đường 403 Niitsu, Nigatta, Nhật Bản

Nền dường đắp: 2,6m Đường kính cọc 1m, khoảng cách cọc 2,3m, chiều dài cọc 5,5m. 02 lớp lưới ĐKT 490 kN/m.

Dự án cao tốc Fuxia, Đài Loan

Quan trắc lún hệ cọc 10cm, lún lệch từ 1- 2cm. Forsman và nnk (1999) [36]. Quan trắc lún hệ cọc 12cm. Biến dạng lưới 0,5%. Ohtani và Miki (2002) [63]. Quan trắc lún hệ cọc 5cm - 9cm. Lin và Wong (1999) [59].

Đường mở rộng phía bắc Sao Paulo, Brazil

Nền dường đắp: 5m Đường kính cọc 0,5m, khoảng cách cọc 1,3m, chiều dài cọc 15m. 02 lớp lưới ĐKT 200 kN/m. Nền dường đắp: 8,2m Đường kính cọc 1,2m, khoảng cách cọc 3m, chiều dài cọc 9m. 01 lớp lưới ĐKT cường độ 46,8 kN/m.

Đường sắt Buchen, Đức

Nền dường đắp: 1,7m Đường kính cọc 0,6m, khoảng cách cọc 1,5m, chiều dài cọc 5-8m. 02 lớp lưới ĐKT cường độ 400 kN/m.

Đường sắt Paulinenaue, Đức

Nền dường đắp: 2-3m Đường kính cọc 0,6m, khoảng cách cọc 2,0m, chiều dài cọc 6,5m. 01 lớp lưới ĐKT cường độ 60 kN/m.

lún

Đường Jyoetsu Sanwa, Nhật Bản

Nền dường đắp: 7-10m Đường kính cọc 1m, khoảng cách cọc 2,5m, chiều dài cọc 24m. 01 lớp lưới ĐKT 200 kN/m.

Quan trắc lún hệ cọc 3,4cm, lún lệch từ 1,4cm. Alzamora và Han (2000) [26]. Quan trắc lún hệ cọc 10-15mm. Kempfert và Raithel (2015) [53]. Quan trắc lún hệ cọc 10-12mm. Kempfert và Raithel (2015) [53]. Quan trắc lún hệ cọc 22,9cm, lệch 7cm. Mikio kubo (2015) [53].

Hình 1.5 Một số ứng dụng cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật [43]

Dựa vào kết quả điều tra các công trình áp dụng phương pháp sử dụng cọc kết hợp

lưới ĐKT, theo [47] có đưa ra khuyến nghị về tỉ lệ diện tích cọc (mũ cọc) so với diện

tích đáy nền đắp khi chiều cao nền đắp và vật liệu đắp thay đổi (hình 1.6). Khi diện tích

cọc từ 8% đến 25%, nên sử dụng phương pháp cọc kết hợp vật liệu ĐKT để đảm bảo

yếu tố kinh tế - kỹ thuật.

Theo Han và Gabr (2002) [43] đã tổng kết về việc sử dụng công nghệ cọc kết hợp

lưới ĐKT gia cường nền đường đắp với một số nét chính sau: khoảng cách cọc thông

thường trong khoảng 2m - 3m, mũ cọc sử dụng hình vuông kích thước từ 0,75m đến

1,5m. Trên mặt bằng, cọc thường được bố trí dạng lưới ô vuông vì nếu bố trí dạng lưới

tam giác thì rất phức tạp để phân tích cơ chế hình thành vòm đất.

Hình 1.6 Diện tích cọc (mũ cọc) phụ thuộc vào chiều cao nền đắp [47]

Như vậy, qua các kết quả nghiên cứu và ứng dụng thực tế, giải pháp cọc ĐXM kết

hợp lưới ĐKT nói riêng đã chứng minh được hiệu quả kinh tế - kỹ thuật khi xử lý đất

đất yếu dưới nền đắp. Lớp truyền tải (LTP) - lưới ĐKT cho phép giảm số lượng cọc,

giảm thời gian thi công và quan trọng là giảm được độ chênh lệch lún giữa cọc và phần

nền nằm giữa hai cọc, do đó giảm được độ lún trên đỉnh nền đắp.

1.2.2 Cơ sở lý thuyết tính toán cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật

1.2.2.1 Khái quát về tình hình nghiên cứu trên thế giới

Giải pháp cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT nói riêng, giải pháp cọc kết hợp với vật liệu

ĐKT nói chung để xử lý nền đất yếu dưới đường đắp ngày càng được áp dụng rộng rãi

trên thế giới. Các nghiên cứu hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT để xử lý nền đất yếu có

thể phân chia làm ba nhóm chính: nhóm phương pháp lý thuyết, nhóm phương pháp mô

hình thực nghiệm và nhóm phương pháp số.

Phương pháp lý thuyết được nghiên cứu đầu tiên và phổ biến nhất. Dựa trên các

giả thiết tính toán, nhiều nhà nghiên cứu, các tổ chức đã đi sâu vào phân tích sự làm việc

giữa cọc và vật liệu ĐKT. Nhìn chung, quan điểm của những nhà nghiên cứu và thiết kế

đều cho rằng đây là một hệ làm việc phức tạp, phụ thuộc vào nhiều yếu tố như khoảng

cách giữa các cọc, độ cứng của cọc, chiều cao và góc ma sát trong của đất đắp, khả năng

chịu tải của cọc và sự làm việc của lưới ĐKT [33]. Khi phân tích, các nghiên cứu hầu

như rời rạc hệ GRPS thành các phần riêng rẽ và kèm với đó là những giả thiết nhằm đơn

giản hóa. Phần đất đắp trên hệ cọc bao gồm các nghiên cứu về vòm đất và cơ chế truyền

tải (hình 1.7); lực kéo và độ dãn dài của lưới ĐKT. Phần nền phía dưới bao gồm các

nghiên cứu về sự tập trung ứng suất vào đầu cọc, tương tác cọc và đất yếu xung quanh

[61].

Trong nghiên cứu lý thuyết tính toán hệ cọc kết hợp vật liệu ĐKT để xử lý nền đất

yếu, cơ chế truyền tải trọng là một trong những khía cạnh quan trọng nhất. Khi chịu tải

trọng, ngoài hiệu ứng vòm, hệ cọc kết hợp vật liệu ĐKT còn xảy ra hiệu ứng màng [30].

Đối với hiệu ứng vòm, rất nhiều các nghiên cứu đã công bố: Terzaghi (1943) [72],

Hewlett và Randolph (1988) [45], Kempfert và nnk (1997) [52], Zaeske và Kempfert

(2002) [66], tiêu chuẩn EBGEO (Đức) [52], tiêu chuẩn BS 8006 (Anh) [31]..., tuy nhiên

được áp dụng phổ biến nhất là các tính toán dựa trên tiêu chuẩn BS 8006 [50]. Các

nghiên cứu về hiệu ứng màng theo Hello và Villard (2009) [44] bao gồm phương pháp

hình học đơn giản (mặt phẳng 2D hoặc đối xứng trục) như Delmas (1979), Perrier

(1983), Espinoza (1994) và Giroud (1990) cho đến phân tích ba chiều (3D) của Russell

và Pierpoint (1998), Rogbeck và nnk (1998), Kempton và nnk (1996).

Hạn chế của phương pháp lý thuyết đó là đưa ra nhiều giả thiết để đơn giản hóa

bài toán (đặc biệt bỏ qua sự làm việc của đất nền), phân tích các thành phần cọc, tải

trọng và vật liệu ĐKT riêng rẽ nên không có sự tương tác trong quá trình chịu lực. Để

khắc phục các nhược điểm đó, phương pháp mô hình thực nghiệm và phương pháp số

kiến nghị được áp dụng.

Nhóm nghiên cứu mô hình thực nghiệm tiêu biểu như Hewlett và Randlph (1988)

[45]; Zaeske (2001) [66]; Bergado (2002) [29]; Fang (2006) [35]; Artidteang và nnk

(2013) [27]; King và nnk (2017) [54]...Các nghiên cứu đã tiến hành trên các mô hình

vật lý tỷ lệ thực và mô hình vật lý tỷ lệ thu nhỏ cùng với sự hạn chế về loại vật liệu và

kết cấu. Kết quả nghiên cứu mô hình thực nghiệm đã mô phỏng được nguyên lý làm

việc hệ nền cọc và là cơ sở rất tin cậy cho việc phát triển, kiểm tra đối chiếu khẳng định

các tính toán giải tích theo phương pháp lý thuyết hay điều kiện biên theo phương pháp

số.

Phương pháp số bao gồm hai loại: phương pháp sai phân hữu hạn (DEM) và phương

pháp phần tử hữu hạn (Finite Element Method - FEM). Mục đích chính của phương pháp

này là làm nổi bật việc thông số ĐKT ảnh hưởng đến ứng xử của nền đắp, so sánh kết quả

của phương pháp số với kết quả phương pháp mô hình thực nghiệm và kết quả phương

pháp lý thuyết. Nhóm nghiên cứu bằng phương pháp số tiêu biểu như Jones và nnk (1990)

[49]; Han và Gabr (2002) [43]; Fang (2006) [35]; Tandel và nnk (2013) [71]; Ye và nnk

(2016) [80]; Zhang và nnk (2016) [85]; Chai và nnk (2017) [33]...để phân tích bài toán

cọc kết hợp với vật liệu ĐKT ngày càng phổ biến. Tuy nhiên độ chính xác của phương

pháp số phụ thuộc nhiều vào việc lựa chọn mô hình vật liệu, mô hình bài toán và các điều

kiện biên.

1.2.2.2 Phương thức truyền tải và các thông số đánh giá hiệu quả hệ GRPS

Terzaghi là người đưa ra quan điểm hiệu ứng vòm trong quyển lý thuyết cơ học

đất năm 1943 [72]. Ban đầu, áp lực thẳng đứng lên nền đất tự nhiên 'v bằng sức chịu tải

của nền đất. Sau đó do việc lún dần vùng đất xung quanh các cọc sẽ làm võng vật liệu

đắp phía trên, sự chuyển động đó làm xuất hiện sức kháng cắt  ở mặt bên giữa một khối

bị lún xuống và khối trên cọc đứng yên. Kết quả là áp lực tổng cộng lên vùng bị võng

sẽ giảm, trong khi vùng đứng yên trên đỉnh cọc làm tăng tải trọng lên cọc với cùng một

giá trị tương ứng. Khi độ võng đã đạt đến giới hạn sẽ sinh ra mặt phá hoại giữa hai mặt

trượt lên nhau hình thành theo dạng vòm, bắt đầu từ đỉnh cọc lan dần lên bề mặt (hình

1.7).

Hình 1.7 Trạng thái ứng suất trong khối đắp theo Terzaghi (1943) [72]

Khi khối đất đắp được thi công trên nền cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT, khối đất giữa

hai cọc bị lún xuống đồng thời sinh ra hai thành phần lực: lực kéo trong lưới T và phản

lực của nền đất yếu σs. Quá trình dịch chuyển của khối đất sẽ hình thành ứng suất cắt 

trong khối đắp trên cọc. Ứng suất cắt này sinh ra hiệu ứng vòm trong khối đắp và làm

giảm tải trọng tác dụng lên vải ĐKT nhưng làm tăng tải trọng do vòm tác dụng vào cọc

p'c . Phương thức truyền tải được mô phỏng bởi nghiên cứu của Han và Gabr (2002) [43]

Lưới ĐKT

Cọc

(hình 1.8).

Hình 1.8 Phương thức truyền tải hệ GRPS theo Han và Gabr (2002) [43]

Để đánh giá hiệu quả truyền tải vào cọc và lực căng của lớp lưới ĐKT, các nghiên

cứu sử dụng một trong các thông số sau đây:

- Hiệu quả truyền tải

Theo Hewlett và Randolph (1988) [45], hiệu quả truyền tải được định nghĩa là tỷ

lệ tải trọng đắp truyền vào một trong các thành phần hệ cọc. Ví dụ như hiệu quả truyền

tải cọc, hiệu quả truyền tải đất yếu, hiệu quả truyền tải lưới ĐKT. Hiệu quả truyền tải

(1.7)

được xác định theo công thức 1.7:

trong đó: P - tổng lực truyền đến một trong các thành phần của hệ cọc,  - trọng lượng

thể tích của đất đắp, H - chiều cao đất đắp; s - khoảng cách từ tim đến tim cọc.

- Hệ số tập trung ứng suất

Han và Gabr (2002) [43] đưa ra khái niệm hệ số tập trung ứng suất để xác định

mức độ truyền tải vào cọc so với truyền tải vào đất yếu (công thức 1.8).

(1.8)

c - ứng suất thẳng đứng trên đỉnh cọc; ’s - áp lực truyền vào đất nền giữa

trong đó: p'

các cọc.

- Tỷ số giảm ứng suất (SRR - Stress Reduction Ratio)

Tỷ số giảm ứng suất (SRR) là tỷ số ứng suất truyền vào đất nền trên tổng áp lực

tác dụng [78] (công thức 1.9):

(1.9)

trong đó: ’s - áp lực truyền vào đất nền giữa các cọc; ’v - tổng áp lực tác dụng.

1.2.2.3 Lý thuyết tính toán hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật [31], [34], [40],

[66], [72]

Kể từ khi Terzaghi đưa ra quan điểm hiệu ứng vòm vào năm 1943 đến nay, phần

lớn việc tính toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT đều dựa trên các lý thuyết cọc kết hợp

vật liệu ĐKT trong xử lý nền đất yếu. Trong đó các lý thuyết tiêu biểu làm cơ sở cho

tính toán cọc kết hợp vật liệu ĐKT hiện nay có thể kể đến như Terzaghi (1943), phương

pháp Guido và nnk (1987), theo tiêu chuẩn Thụy Điển (1987), thử nghiệm Zaeske

(2001), mô hình thử nghiệm trong phòng của Hewlett và Randolph (1988), mô hình thử

nghiệm trong phòng của Low và nnk (1984), phương pháp tính toán của Colin (2004),

tính toán theo tiêu chuẩn Anh BS 8006, phương pháp phân tích theo tiêu chuẩn Đức

EBGEO...

a. Tính toán theo lý thuyết Terzaghi (1943)

Sau thí nghiệm màn trập, Terzaghi (1943) [72] đưa ra lý thuyết về hiệu ứng vòm

dựa trên bài toán phẳng hai chiều. Mô hình lăng trụ của Terzaghi giả thiết khi độ võng

của phần đất nền giữa hai cọc đạt đến giới hạn, sẽ sinh ra mặt phá hoại giữa hai mặt

trượt lên nhau, bắt đầu từ đỉnh cọc lan dần lên bề mặt (hình 1.7). Kết quả phần tải trọng

(1.10)

truyền vào đất nền giữa hai cọc xác định bởi công thức 1.10:

trong đó:  - trọng lượng thể tích của đất đắp; B - khoảng cách giữa hai cọc; K - hệ số

áp lực đất thay đổi theo độ sâu; q - tải trọng xe quy đổi phía trên lớp đất đắp; z - độ sâu

điểm đang xét tính từ mặt đất.

b. Lý thuyết tính toán Guido và nnk (1986)

Guido và nnk (1986) [40] nhận thấy rằng việc sử dụng lưới ĐKT có độ cứng cao

có khả năng nâng cao sức chịu tải của móng. Phương pháp này giả thiết góc lan truyền

tải trọng trong lớp đất rời gia cố (bằng lớp lưới ĐKT) ít nhất 450 (hình 1.9). Theo phương

(1.11)

pháp Guido, áp lực thẳng đứng trên lớp lưới được xác định bằng công thức 1.11:

Phương pháp Guido tính toán dựa trên diện tích phần bên trong cọc (s-a)2. Kết quả

cho thấy áp lực lên lưới phụ thuộc vào đường kính cọc, khoảng cách cọc và trọng lượng thể

tích của đất đắp. Phương pháp này không xét đến sự hỗ trợ của nền đất yếu giữa hai cọc.

Hình 1.9 Vòm đất theo Guido và nnk (1986)

c. Tính toán theo tiêu chuẩn Thụy Điển (1987)

Trong phương pháp này, hai cạnh của hiệu ứng vòm hợp nhau một góc 300, chiều

cao giới hạn để vòm đất phát triển hoàn thiện H > (s-a)/(2tg15O) - tức H  1,87(s-a). Với

các tải trọng thêm vào trên chiều cao giới hạn sẽ truyền vào cọc. Phương pháp Thụy

Điển áp dụng cho một lớp lưới ĐKT, tỷ lệ cọc thay thế nhỏ nhất 10% và cũng bỏ qua sự

làm việc của đất nền (hình 1.10).

Hình 1.10 Vòm đất theo phương pháp Thụy Điển (1987)

d. Mô hình thử nghiệm trong phòng của Hewlett và Randolph (1988)

Trong mô hình thử nghiệm trong phòng của Hewlett và Randolph (1998) [45], đất

yếu được mô phỏng bằng cao su xốp, các lớp cát đắp được nhuộm màu và trải thành các

lớp nằm ngang và sự chuyển vị của phần đắp được quan sát qua vách kính của khoang

thí nghiệm. Thí nghiệm được thực hiện với nhiều trường hợp khi thay đổi khoảng cách

giữa các cọc và tải trọng. Kết quả chuyển vị chỉ ra rằng phương chuyển vị cắt ở phía

ngoài mũ cọc có dạng hình quạt (hình 1.11). Hewlett và Randolph (1988) cho rằng vòm

phát triển trong phần cát đắp giữa cọc giới hạn bởi mặt cong dạng bán cầu. Phần lớn tải

trọng trên đỉnh mặt cong được chuyền tới cọc hỗ trợ thông qua vòm.

Các kết luận về vòm đất rút ra từ thí nghiệm là cơ sở cho nhiều phương pháp tính

toán giải tích sau này để giải quyết vấn đề hình thức của vòm đất phát triển trong phần

đất đắp giữa hai cọc. Tuy nhiên, do thí nghiệm chỉ được tiến hành với loại đất cát nên

đã không phản ánh được sát thực kích thước của vòm đất với các loại đất đắp khác nhau

và do đó các lý thuyết tính toán dựa trên thí nghiệm này sẽ dẫn tới sự sai lệch khi tính

toán sự phân bố tải trọng. Ngoài ra, việc sử dụng cao su thay cho đất yếu đã không thể

hiện được sự tương tác đất yếu và cọc, đất yếu và lưới ĐKT. Mô hình thử nghiệm trong

phòng của Hewlett và Randolph là cơ sở xây dựng tiêu chuẩn BS 8006.

Hình 1.11 Giả thiết vòm đất dạng bán cầu Hewlett và Randolph (1988)

e. Thử nghiệm Zaeske (2001)

Thử nghiệm được tiến hành bởi Zaeske vào năm 2001 trên mô hình tỉ lệ 1:3 [66].

Thử nghiệm mô phỏng sự làm việc của cọc bê tông cốt thép gia cường nền đất yếu kết

hợp với một lớp vải ĐKT trải trên đỉnh cọc ngay dưới phần đắp. Thùng thí nghiệm có

kích thước trong lòng 1,0 m x 1,0 m, lớp đất bùn dưới cùng dày 0,4 m mô phỏng cho

lớp đất yếu, hệ cọc gồm bốn cọc vuông tiết diện 0,16 m x 0,16 m, dài 0,4 m bố trí dạng

lưới ô vuông với khoảng cách từ tâm cọc đến tâm cọc là 0,5 m. Thí nghiệm được tiến

hành với chiều cao lớp đất đắp bằng cát cát (h) thay đổi tương ứng 0,35 m và 0,7 m và

tải trọng ngoài phân bố đều trên đỉnh lớp đắp (s) thay đổi từ 0 kPa đến 120 kPa theo

từng cấp bằng 10 kPa (hình 1.12)

Thực nghiệm tiến hành đo các đại lượng bao gồm: Độ lún tổng cộng trên mặt lớp

cát đắp; ứng suất trên đầu cọc; ứng suất trong cát ở các độ sâu và độ dãn dài của cốt khi

chiều cao lớp cát h và tải trọng s thay đổi.

Hình 1.12 Bố trí mô hình thực nghiệm Zaeske (2001)

Hình 1.13 Kết quả thực nghiệm Zaeske (2001)

Kết quả nghiên cứu cho thấy, các kết quả lực truyền vào cọc, lực kéo trong cốt, độ

lún quan trắc được từ thí nghiệm đã phản ánh khá cụ thể hiệu quả của sự kết hợp cọc

với vật liệu ĐKT với mô hình cọc chống (hình 1.13). Đây là thí nghiệm hữu ích cho các

nghiên cứu về phương pháp tính cũng như kiểm tra lại kết quả của các thử nghiệm số đã

có.

Hạn chế của phương pháp thực nghiệm này chính là việc hạn chế các loại đất, vật

liệu sử dụng trong thực nghiệm do đó không phản ánh được sự ảnh hưởng của các loại

đất, vật liệu khác nhau vốn rất đa dạng, phong phú trên thực tế xây dựng.

f. Phương pháp Colin (2004)

Lý thuyết tính toán hay có thể gọi là phương pháp Colin (2004) [68] quan điểm

trong trường hợp bài toán phẳng 2D, vòm đất dạng hình chóp được xác định trong phạm

vi góc α = 450 bắt đầu vẽ từ rìa ngoài của mũ cọc, trong bài toán không gian 3D vòm đất

là hình bán chóp 6 mặt (hình 1.14).

Vòm đất trong bài toán 2D Vòm đất trong bài toán 3D

Hình 1.14 Giả thiết vòm đất trong phương pháp Colin (2004)

Colin đã tiến hành thí nghiệm bàn nén tĩnh trên lớp cốt đáy bằng lưới ĐKT gia

cường cho nền đất để nghiên cứu sức chịu tải. Kết quả thí nghiệm chỉ ra rằng, nền cát

không gia cố lưới ĐKT bị phá hoại trượt và mặt trượt thể hiện lên trên bề mặt nền thông

qua các quan sát được về hiện tượng đẩy trồi lên của vật liệu. Một biểu hiện khác của

sự phá hoại là tải trọng hầu như không đổi trong khi biến dạng đất nền liên tục tăng.

Phương pháp Colin tập trung tính toán bố trí các lớp lưới ĐKT từ việc đơn giản

hóa hình dạng vòm đất, tính toán lực kéo lưới trong trường hợp bố trí nhiều lớp. Đây là

phương pháp giải tích có lời giải đơn giản, tuy nhiên việc đưa ra nhiều giả thiết nên mô

hình tính khác nhiều so với thực tế làm việc như:

- Bỏ qua sự làm việc của đất nền; không kể tới ảnh hưởng của loại đất đắp (chỉ tiêu

cơ lý).

- Thiên về an toàn với giả thiết coi toàn bộ tải trọng do cọc chịu.

- Coi lưới ĐKT chỉ có độ dãn dài tối đa là 5% và không đưa ra lời giải cụ thể để

xác định được độ dãn dài tương đối của lưới ĐKT.

g. Lý thuyết tính toán theo tiêu chuẩn EBGEO của Đức

Phương pháp này tính cho nền đắp trên hệ móng cọc chống, dựa trên mô hình thí

nghiệm và mô hình phần tử hữu hạn của Kempfert và nnk (2003) [52]. Theo phương

pháp này giả định có nhiều vòm đất chỏm cầu hình thành trong lớp đắp giống như gợi ý

của Hewlett và Randolph (1988). Điểm khác của EBGEO (Đức) là vòm chứa rất nhiều

mặt vòm cong phía trong (hình 1.15). Mặt vòm trên cùng có bán kính 0,5sd, còn những

mặt vòm bên trong có bán kính lớn hơn 0,5sd cho đến vô cùng với mái vòm thấp nhất

(là đoạn thẳng sát mặt của đất yếu phía dưới) [40]. Phương pháp này sử dụng lý thuyết

đàn hồi để xác định biến dạng và lực kéo lưới ĐKT.

Để đảm bảo sự phát triển của vòm đất, chiều cao nền đắp tối thiểu xác định theo

công thức 1.12:

(1.12)

Hv = 0,7sd

trong đó: Hv - chiều cao vòm đất; sd - khoảng cách lớn nhất giữa hai cọc trong một ô lưới

cọc tính từ tim cọc.

Ứng suất thẳng đứng ở giữa chỏm cầu tại điểm thấp nhất (trên mặt của nền đất

(1.13)

yếu) (hình 1.15) 'zo được xác định theo công thức 1.13:

với ; ;

trong đó: d - đường kính mũ cọc hoặc đường kính quy đổi d = với Ac - diện

tích mũ cọc ; Kp - hệ số áp lực đất bị động, Kp = tan2(450 + /2); H - chiều cao đất đắp;

Hv - chiều cao vòm đất, Hv = sd/2 với H > sd/2 và Hv = H với H < sd/2;  - trọng lượng

z + dz

thể tích của đất đắp; ws - tải trọng xe quy đổi phía trên lớp đất đắp.

ws

dz



'z



o

H

u

z ro

Hv

z

ru

d

sd

u

Hình 1.15 Vòm đất theo EBGEO

* Ứng suất trên đỉnh cọc

(1.14)

Ứng suất hữu hiệu trên đỉnh cọc được xác định công thức 1.14:

trong đó: AE - phần diện tích một ô cọc (hình 1.16); AC - diện tích mũ cọc hoặc đỉnh cọc

(trường hợp không có mũ cọc).

AC

AE

Sd

AE

Sd

d

Hình 1.16 Diện tích ô cọc

* Lực thẳng đứng phân bố trên lưới ĐKT

Từ ứng suất 'zo ở vùng diện tích AL tính được lực tập trung F tương ứng tác dụng

lên cốt, tùy thuộc vào hướng của lưới và cách bố trí lưới (hình 1.17):

(1.15)

Fx = ALx 'zo ; Fy = ALy 'zo

- Trường hợp bố trí dạng lưới chữ nhật:

Với: ALx và ALy =

- Trường hợp bố trí lưới tam giác:

(1.16)

Fx = ; Fy =

Với:

trong đó: Jx, Jy - mô đun độ dãn dài của cốt ĐKT theo phương x và y;

Sx, Sy - khoảng cách tim đến tim cọc theo phương x và y.

* Lực kéo trong lưới

Lực kéo trong lưới gồm hai thành phần, lực kéo Trp do tải trọng thẳng đứng phân bố

(1.17)

T = Trp + Tds

trên lưới và lực kéo Tds chống lại sự trượt ngang của khối đất ta luy (công thức 1.17).

(1.18)

Trp =  J G

- Xác định lực kéo Trp

trong đó: độ dãn dài  tra được nhờ toán đồ hình 1.18,  phụ thuộc vào lực phân bố F trên

dải lưới rộng a = 0,5d , độ dài Lw = s - a, mô đun độ dãn dài của lưới J và đất yếu dưới

lớp lưới thông qua hệ số nền ks (công thức 1.19) và lực phân bố trên lưới WT (công thức

1.20):

(1.19)

(1.20)

trong đó: Es,k - mô đun đàn hồi của đất nền; tw - chiều dày lớp đất yếu.

trong đó: Fx (y) - lực tập trung trên lưới, xác định theo công thức (1.15) hoặc (1.16).

Fx,k

Lwx

a

Lwx

sx

sy

ALx

ALx,y

ALy

Lưới tam giác

Lưới chữ nhật

Hình 1.17 Lực thẳng đứng phân bố trên lưới Địa kỹ thuật

- Xác định lực kéo Tds

Trên cơ sở trạng thái cân bằng giới hạn của khối đất ta luy trên lớp lưới ĐKT, lực

(1.21)

Tds = (0,5(H - z) G + ws Q )(H - z)ka

kéo cần thiết để giữ cho khối đất không bị trượt được tính theo công thức 1.21:

ka =

với Aa =

(1.22)

Với ka là hệ số áp lực đất chủ động xác định theo công thức 1.22:

trong đó: a,k - góc ma sát chủ động trong trường hợp nền đắp trên cọc a,k = 'k;

z - khoảng cách từ lớp cốt đến bề mặt lớp đất yếu.

Phương pháp EBGEO đã kể tới sự làm việc của đất yếu giữa cọc thông qua hệ số

ks nhưng bỏ qua quá trình cố kết của nền đất theo thời gian khi chịu tải trọng. Phương

pháp trên có thể áp dụng cho một hoặc hai lớp lưới ĐKT với toán đồ chỉ hạn chế độ dãn

dài của cốt đến 6%, nên sẽ gặp phải trường hợp không tính toán được. Với kết quả phân

tích trong nhiều trường hợp, theo Eekelen và Bezuijen (2011) cho rằng phương pháp

này phân phối tải trọng vào cọc, lưới và đất nền hợp lý hơn so với BS 8006. Tuy nhiên,

nhược điểm lớn nhất của phương pháp EBGEO là không đầy đủ các mục tính toán hệ

cọc theo các trạng thái giới hạn về cường độ và giới hạn sử dụng [57].

Hình 1.18 Toán đồ tra độ dãn dài lớn nhất trên lưới Địa kỹ thuật theo EBGEO 2010

h. Tính toán theo tiêu chuẩn BS 8006

Tiêu chuẩn BS 8006 [31] được xây dựng trên nền tảng các nghiên cứu của Hewlett

và Randolph (1998) và Jones và nnk (1990) đã có trình bày rất cụ thể về thiết kế đường

đắp có lớp lưới ĐKT trên nền đất yếu có sự hỗ trợ của cọc.

Tiêu chuẩn BS 8006 đưa ra phương pháp tính toán thiết kế hệ cọc kết hợp với lưới

ĐKT theo các trạng thái giới hạn về cường độ và giới hạn sử dụng bao gồm: Khả năng

chịu tải của nhóm cọc; Phạm vi bố trí của nhóm cọc; Sự phân bố tải trọng thẳng đứng

trên mũ cọc; Điều kiện trượt của phần đất đắp; Ổn định tổng thể của nền; Sự dãn dài

vượt mức của cốt; Độ lún của móng cọc (hình 1.19 và hình 1.20).

Theo BS 8006, phần tải trọng truyền vào lớp lưới ĐKT được coi như là tải trọng

đường WT giữa hai cọc. WT sẽ dùng để xác định lực kéo lưới ĐKT. Công thức xác định

WT theo Jones và nnk (1990) khi chiều cao đất đắp H > 1,4(s-a), vòm đất sẽ phát triển

hoàn toàn và không phụ thuộc vào thuộc tính của đất đắp (hình 1.21). Phương pháp tính

toán sử dụng bố trí lưới ô vuông.

Hình 1.19 Trạng thái giới hạn về cường độ theo BS 8006

Hình 1.20 Trạng thái giới hạn sử dụng theo BS 8006

Hình 1.21 Chiều cao vòm đất theo BS 8006

Để tính tải trọng phân bố vào cốt ĐKT, tiêu chuẩn coi tải phân bố s trên diện tích

cốt a.(s-a) được quy về tải trọng phân bố WT trên khoảng cách (s - a) giữa hai mũ cọc.

(1.23)

- Trường hợp H > 1,4(s-a)

(1.24)

- Trường hợp 0,7(s-a) < H < 1,4(s-a)

Dựa vào thử nghiệm cống dưới nền đắp cao, Marston cho rằng vòm đất có dạng

lăng trụ thẳng đứng và xây dựng công thức tính ứng suất phân bố trên cọc khi xét bài

toán cân bằng giới hạn trên mô hình phẳng 2D (hình 1.22).

Hình 1.22 Phân bố tải trọng theo lý thuyết vòm đất của Marston

Tỉ lệ giữa ứng suất trên mũ cọc và ứng suất thẳng đứng trung bình dưới đáy nền

(1.25)

đắp (p'c/'v) xác định bởi công thức 1.25:

trong đó: p'c - ứng suất thẳng đứng trên mũ cọc; 'v - ứng suất thẳng đứng trung bình ở

đáy nền đắp; Cc - hệ số tạo vòm.

(1.26)

Cọc chống đóng vào tầng đất cứng:

Cọc ma sát (cọc treo):

Một phương pháp khác xác định WT thông qua nghiên cứu của Hewlett và

Randolph (1988) dựa trên mô hình thí nghiệm. Trong phương pháp này, một loạt các

vòm bán cầu được xem xét để xác định tải trọng đắp chuyển sang cọc và đất nền. Phương

pháp này dựa trên trạng thái cân bằng giới hạn của các ứng suất được phát triển trong

các vòm.

Dựa trên quan điểm vòm đất dạng bán cầu của Hewlett và Randolph, hiệu quả

truyền tải E chính là phần tải trọng truyền xuống cọc và là giá trị nhỏ nhất trong 2 giá

Tại đỉnh vòm:

(1.27)

trị Ecr tại đỉnh vòm và Ecap tại mũ cọc tính theo công thức:

Tại mũ cọc:

(1.28)

Với:

Để tính lực phân bố trên lưới, với giả thiết toàn tải trọng phần còn lại được quy về

(1.29)

tải trọng phân bố trên dải lưới giữa hai cọc như sau:

trong đó: a - kích thước mũ cọc vuông hoặc kích thước quy đổi từ mũ cọc tròn; s -

khoảng cách giữa hai cọc liên kề tính từ tim cọc; H - chiều cao đất đắp;  - trọng lượng

thể tích của đất đắp; Ecap - hiệu quả truyền tải tại mũ cọc; Ecr - hiệu quả truyền tải tại

đỉnh vòm; Emin - giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị Ecap và Ecr.

Hình 1.23 Vòm đất theo Hewlett và Randolph 1988

Khi tính toán lớp cốt, tiêu chuẩn BS 8006 bỏ qua sự làm việc của đất yếu dưới lớp

cốt và do vậy áp lực trên lớp cốt ở khoảng giữa hai cọc là hoàn toàn do cốt chịu. Theo

đó, lực kéo lớn nhất Tr trên 1m rộng cốt ĐKT được xác định là tổng của lực kéo Trp do

tải trọng thẳng phân bố trên lớp cốt (hình 1.24) và lực kéo Tds cần thiết trên cốt ĐKT

để chống lại trượt ngang của khối đất đắp (hình 1.25).

Sau khi tính được lực phân bố trên cốt WT, lực kéo do tải trọng thẳng đứng phân

(1.30)

bố trên cốt Trp được tính theo công thức 1.30:

trong đó: Trp - lực kéo trong cốt do tải trọng thẳng đứng;  - độ dãn dài tương đối của

lưới ĐKT.

Lực kéo trong lưới do trượt ngang của nền đắp Tds tính được nhờ xét khối đất taluy

trên lưới đạt trạng thái cân bằng giới hạn. Lực kéo cần thiết của lưới ĐKT để chống lại

(1.31)

Tds= 0,5Ka(H + s)H

sự trượt ngang của nền đắp được xác định theo công thức 1.31:

. trong đó: Ka - hệ số áp lực đất chủ động.

WT

Hình 1.24 Sơ đồ tính lực kéo Trp do tải trọng thẳng đứng theo BS 8006

ws

Đất đắp: , ’cv

pđắp

H

Le

Lưới ĐKT

Lb

Lp

Tds

Hình 1.25 Sơ đồ tính Tds do trượt ngang khối đắp trên lưới theo BS 8006

* Độ dãn dài trong cốt và độ lún lệch

Độ lún lệch giữa cọc và đất yếu xung quanh cọc phụ thuộc vào độ dãn dài của cốt

ĐKT, khoảng cách cọc, kích thước mũ cọc và được tính theo lý thuyết màng của Giroud

(1.28)

1990 [38] theo công thức 1.28:

trong đó: y - độ lún lệch giữa cọc và đất yếu xung quanh; s - khoảng cách tim cọc; a -

bề rộng cọc quy đổi;  - độ dãn dài tương đối của lưới ĐKT.

Tiêu chuẩn BS 8006 khuyến cáo sử dụng đất đắp có góc ma sát trong lớn hơn 30O

và chiều cao đắp cũng phải lớn hơn khoảng cách cọc. Tiêu chuẩn BS8006 đã cho phép

giải quyết hoàn chỉnh bài toán cọc kết hợp với lưới ĐKT, tuy nhiên có một số tồn tại

chưa được làm rõ:

- Khi tính tải trọng truyền vào cọc, tiêu chuẩn giả định bỏ qua sự làm việc của nền

đất yếu và cọc chịu toàn bộ tải trọng. Việc bỏ qua đó, làm tải trọng truyền vào cọc và

lưới nhiều hơn thực tế.

- Cọc nghiên cứu trong tiêu chuẩn là cọc bê tông cốt thép. Việc áp dụng cho các

loại cọc khác (cọc ĐXM, cọc cát xi măng, cọc đá) là chưa hợp lý.

- Khi thiết kế lớp lưới ĐKT, tiêu chuẩn chỉ mới dừng lại việc tính lực kéo theo

phương vuông góc với tim đường và do đó đồng nhất giá trị này cho phương song song.

Trên thực tế giá trị lực kéo trên hai phương rất khác nhau [45].

i. Các nghiên cứu theo phương pháp số

Khi nghiên cứu hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT phức tạp, phương pháp số được

đề xuất áp dụng [51]. Nhóm nghiên cứu bằng phương pháp số gồm phương pháp

phần tử hữu hạn và sai phân hữu hạn để phân tích bài toán cọc kết hợp với vật liệu

ĐKT ngày càng phổ biến. Một số phần mềm ĐKT xây dựng trên cơ sở phương pháp

số, nhờ khả năng phân tích số trên hầu hết các dạng mô hình hình học, kết cấu vật

liệu và đất nên được sử dụng phổ biến trong sản xuất và nghiên cứu như Abaqus,

Flac, Plaxis...Tuy nhiên độ chính xác của phương pháp số phụ thuộc rất lớn vào việc

lựa chọn mô hình phân tích, mô phỏng số mô hình bài toán, các điều kiện biên, mô

phỏng sự tiếp xúc của vật liệu với kết cấu và đặc biệt là mô hình vật liệu lựa chọn

[16].

Jones và nnk (1990) là một trong số những người đầu tiên quan tâm đến vấn đề

định lượng sự hiệu quả của việc sử dụng cốt đáy tăng cường. Họ đã sử dụng công thức

giải tích của Marton để ước tính phần tải trọng nền đắp truyền xuống cọc. Phần tải trọng

còn lại được cho là phân bố đều trên lớp cốt ĐKT và được dùng để tính lực kéo trong

lớp cốt. Đây là một cách tính được đơn giản hóa và được sử dụng làm cơ sở cho tiêu

chuẩn thiết kế đất có cốt của Anh (BS 8006) [45].

Han và Gabr (2002) đã sử dụng phần mềm Flac 3D để phân tích bài toán phẳng

trường hợp cọc bố trí dạng lưới ô vuông. Nghiên cứu nhằm tính ra độ lún tổng cộng và

độ lún lệch, ứng suất bên trên và bên dưới lớp lưới, ứng suất tập trung trên đỉnh cọc,

vòm đất phát triển giữa cọc và lực kéo trong lớp lưới ĐKT. Kết quả nghiên cứu cho thấy

hiệu quả của việc sử dụng lưới ĐKT làm giảm độ lún tổng thể và độ lún lệch tại vị trí

trên đỉnh cọc và vị trí giữa cọc [43].

Trong nghiên cứu của Fang (2006) [35]; Hello và Villard (2009) [44]; Zhuang và

Ellis (2014) [88]; Liu và Rowe (2015) [60]; Ye và nnk (2016) [80]; Zhou và nnk (2016)

[87]; Girout và nnk (2018) [39]; Wijerathna và Liyanapathirana (2018) [75], Li và nnk

(2020) [58]..., các tác giả đã sử dụng phần mềm Abaqus và mô hình tỷ lệ nhỏ để phân

tích sức chịu tải của cọc ĐXM, hiệu ứng vòm đất phụ thuộc vào tải trọng ngoài và độ

cố kết của nền đất, hiệu ứng màng lớp vật liệu ĐKT.

Những năm gần đây, phần mềm Plaxis 3D thường được dùng trong mô tả, phân tích

hiệu ứng màng và hiệu ứng vòm khi cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT để xử lý nền đất yếu như

trong các nghiên cứu của Tandel và nnk (2013) [71]; Chai và nnk (2017) [33]...

Ngoài ra một số nghiên cứu khác dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn nhằm

tính toán chính xác hơn lực kéo trong lớp lưới. Các nghiên cứu bằng phương pháp số đã

kể tới được sự làm việc của lớp đất yếu và mối tương tác của đất với các loại kết cấu

trong đất, ảnh hưởng này vốn bị bỏ qua trong các phương pháp phân tích giải tích.

Nhìn chung việc sử dụng phương pháp số để phân tích bài toán cọc kết hợp với

lưới ĐKT ngày càng phổ biến. Các kết quả tính đều chứng minh được mức độ phù hợp

nhờ việc đối chiếu kết quả với các thí nghiệm.

1.2.3 Tình hình nghiên cứu và ứng dụng giải pháp cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa

kỹ thuật ở Việt Nam

Các nghiên cứu trong nước về giải pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc ĐXM kết hợp

vật liệu ĐKT mới chỉ dừng lại ở tổng hợp nghiên cứu phương pháp lý thuyết theo các

công thức tính giải tích hoặc phương pháp số thông qua việc ứng dụng một số phần

mềm ĐKT có sẵn. Một số nghiên cứu tiêu biểu trong nước về giải pháp hệ nền cọc trên

như: 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 của Phạm Anh Tuấn và Đỗ Hữu Đạo (2015) [22]; Nghiên cứu

giải pháp nâng cao hiệu quả giảm lún nền đường đầu cầu đắp trên đất yếu trong đô thị

bằng cọc đất xi măng có gia cường vải địa kỹ thuật của Nguyễn Xuân Quân và Nguyễn

Đức Mạnh (2015) [19]; Luận án nghiên cứu tính toán lớp cốt vật liệu địa kỹ thuật sử

dụng trong nền đắp có cọc hỗ trợ của Nguyễn Thị Loan (2016) [16]... Ngoài ra là các

nghiên cứu lý thuyết về gia cố nền cọc đất - xi măng, sự phân bố tải trọng lên cọc và

tính toán lớp cốt liệu địa kỹ thuật như: Bàn về phương pháp tính toán gia cố nền bằng

cọc ximăng - đất của Phùng Vĩnh An (2012) [1]; Một số vấn đề kỹ thuật trong thiết kế

khối đắp trên nền cọc của Nguyễn Quốc Dũng (2012) [10]...

Các nghiên cứu về vấn đề sử dụng hệ nền cọc trên còn hạn chế, chủ yếu dựa vào các

phương pháp lý thuyết, chưa có hoặc rất ít thực nghiệm đánh giá. Cho tới hiện nay tại Việt

Nam, chỉ có một số công trình giao thông thực tế như phần đường dẫn cầu Trần Thị Lý (Đà

Nẵng) và một số tuyến đường nội bộ ở một vài khu đô thị tại thành phố Hồ Chí Minh áp

dụng giải pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT để giảm lún lệch giữa

cọc và đất nền, để tăng khoảng cách cọc và giảm giá thành xây dựng.

1.3 Xác định vấn đề nghiên cứu của luận án

Qua tổng hợp các nghiên cứu công bố trong nước và trên thế giới liên quan vấn đề

về hệ GRPS nói chung, hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT nói riêng để xử lý nền đất yếu

cho thấy:

1. Giải pháp hệ nền cọc GPRS nói chung, cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT nói riêng

đã được sử dụng phổ biến cho công trình khối đắp trên đất yếu trong xây dựng giao

thông, đặc biệt tại các vị trí có yêu cầu độ lún dư nhỏ như đường đầu cầu, đường mở

rộng trên đường hiện hữu, tường chắn.... Giải pháp này đã chứng tỏ hiệu quả lớn trên

các khía cạnh rút ngắn thời gian thi công, cho phép tăng khoảng cách giữa các cọc và

chi phí rẻ hơn so với giải pháp sàn giảm tải trên cọc BTCT.

2. Giải pháp sử dụng cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT để xử lý nền đất yếu dưới nền

đắp dù đã có nhiều nghiên cứu từ thực nghiệm đến lý thuyết, và có một số tiêu chuẩn

thiết kế bằng phương pháp tính toán giải tích, tuy nhiên chưa có sự thống nhất về kết

quả cũng như nguyên lý tính toán. Phần lớn các tính toán theo phương pháp lý thuyết

thường đưa ra các giả thiết nhằm đơn giản hóa tham số sử dụng, chưa phản ánh sát thực

tế làm việc của chúng như: bỏ qua tương tác đất và kết cấu, bỏ qua sự làm việc đất yếu

- áp lực đất nền và bỏ qua biến dạng của cọc và lưới trong quá trình chịu lực. Điều này

dẫn đến việc phần cọc và lưới chịu tải trọng nhiều hơn thực tế, gây lãng phí trong thiết

kế cọc, đặc biệt là cọc ĐXM. Cọc sử dụng trong lý thuyết tính toán của các tiêu chuẩn

khác là cọc bê tông cốt thép - cọc cứng (biến dạng ít), việc thực tế hiện nay áp dụng tính

toán thiết kế cho cọc ĐXM (biến dạng nhiều) là chưa hợp lý. Tức là ảnh hưởng của độ

cứng cọc ĐXM đến sự làm việc của hệ nền cọc chưa được xem xét thấu đáo

3. Về cơ chế truyền tải trọng, do có các quan điểm khác nhau về vòm đất nên dẫn

tới sự sai khác khá lớn trong cách tính tải trọng truyền xuống cọc, lưới và đất yếu giữa

các phương pháp. Với các phương pháp đã nêu trên, kích thước vòm đất chỉ phụ thuộc

vào kích thước mũ cọc hoặc cọc trong trường hợp không làm mũ cọc và chiều cao đất

đắp mà bỏ qua loại đất đắp cũng như tải trọng, độ cứng cọc, phản lực của đất nền giữa

cọc. Hiệu ứng màng của lớp lưới ĐKT cũng mới được phân tích chủ yếu qua phương

pháp số mà chưa có nhiều đánh giá thực tế và thực nghiệm, đặc biệt là với lưới ĐKT

cường độ cao.

4. Các phương pháp tính toán hiện tại đều đưa ra mô hình tính hai chiều (2D) trong

phạm vi hai cọc và như vậy sẽ không phản ánh được đặc điểm làm việc của toàn thể kết

cấu nền đắp như thực tế.

5. Ở Việt Nam, hiện tại những nghiên cứu và ứng dụng giải pháp sử dụng cọc

ĐXM kết hợp lưới ĐKT, đặc biệt với lưới địa kỹ thuật cường độ cao này còn hạn chế,

chưa có hoặc rất ít thực nghiệm đánh giá.

Từ các tồn tại của các nghiên cứu và lý thuyết tính toán hệ cọc ĐXM với lưới ĐKT,

tác giả luận án lựa chọn các vấn đề nghiên cứu như sau:

- Sử dụng phương pháp phân tích số ba chiều để phân tích ảnh hưởng của các yếu

tố đến sự làm việc của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao bao gồm tải trọng

tác dụng, khoảng cách và đường kính cọc, độ cứng của cọc và đất nền, cường độ của

lưới ĐKT.

- Xây dựng mô hình thực nghiệm cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao trong

phòng thí nghiệm. Mô hình thực nghiệm sẽ là cơ sở tin cậy để đánh giá lý thuyết tính

toán của phương pháp lý thuyết và đối chứng thông số vật liệu, điều kiện biên của

phương pháp số.

- Xây dựng và đề xuất các công thức cải tiến tính toán cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT

cường độ cao, dựa trên cơ sở lý thuyết của tiêu chuẩn BS 8006, trong đó xét đến phản

lực của đất nền và biến dạng của cọc trong bài toán hệ.

Xuất phát từ những đánh giá và phân tích trên, việc tiến hành “Nghiên cứu sự làm

việc của cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao trong xử lý nền đất

yếu cho xây dựng giao thông” là cần thiết, có ý nghĩa khoa học và giá trị thực tiễn.

1.4 Phương pháp nghiên cứu

Luận án áp dụng tổng hợp các phương pháp nghiên cứu:

+ Phương pháp lý thuyết: nghiên cứu tổng hợp và phân tích để luận giải về lý thuyết

tính toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT, lý thuyết xây dựng mô hình thực nghiệm trong

phòng.

+ Phương pháp mô hình số: nghiên cứu ảnh hưởng của các yếu tố đến sự làm việc

của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao bằng phần mềm Plaxis 3D.

+ Phương pháp mô hình thực nghiệm: xây dựng mô hình nghiên cứu thu nhỏ trong

phòng. Tiến hành thực nghiệm hệ nền cọc GRPS trên với các kịch bản thí nghiệm khác

nhau.

+ Phương pháp xác suất thống kê: phân tích kết quả thí nghiệm, xây dựng và đề

xuất công thức tính toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao đảm bảo độ

chụm, đảm bảo có ý nghĩa thống kê của kết quả nghiên cứu.

CHƯƠNG 2

CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN SỰ LÀM VIỆC HỆ CỌC ĐẤT XI MĂNG

KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT CƯỜNG ĐỘ CAO

Từ mục tiêu nghiên cứu, phương pháp nghiên cứu và các nội dung nghiên cứu đã

được kết luận ở chương 1, chương 2 tiến hành nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến sự

làm việc của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao để xử lý nền đất yếu: áp lực

thẳng đứng tác dụng, khoảng cách giữa các tim cọc, độ cứng của cọc, độ cứng đất nền

cũng như cường độ lưới ĐKT. Để phân tích ảnh hưởng của các yếu tố trên, thông số hiệu

quả truyền tải trọng vào cọc Ef đã được Hewlett và Randoph đưa ra năm 1988, sau đó

được đưa vào tiêu chuẩn BS 8006 [31], [34], [45]. Mặt khác, lực kéo lưới T cũng là thông

số quan trọng để đánh giá hiệu ứng màng [43].

Nội dung chương 2 nhằm giải quyết các vấn đề chính gồm:

- Phân tích ảnh hưởng của các yếu tố đến hiệu quả truyền tải vào cọc Ef và lực kéo

lưới T trong hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao.

- Đánh giá trọng số ảnh hưởng của các yếu tố ảnh hưởng đến sự làm việc của hệ

cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT khi chịu tải trọng.

Từ các kết quả phân tích, tác giả luận án sẽ lựa chọn yếu tố ảnh hưởng chính đến

sự làm việc của hệ, quyết định các kịch bản trong mô hình thực nghiệm và thể hiện trong

chương 3 của bản luận án.

2.1 Phương pháp phân tích số và mô hình vật liệu

2.1.1 Khái quát các nghiên cứu hệ cọc kết hợp vật liệu Địa kỹ thuật bằng phương

pháp phân tích số

Nhóm các nghiên cứu phân tích bài toán cọc kết hợp với vật liệu ĐKT qua phân

tích số bao gồm phương pháp phần tử hữu hạn và sai phân hữu hạn ngày càng được áp

dụng rộng rãi. Các phần mềm ĐKT hiện nay được xây dựng trên cơ sở phương pháp số,

có khả năng phân tích hầu hết các dạng mô hình hình học, kết cấu vật liệu và đất nền.

Tuy nhiên độ chính xác của phân tích số phụ thuộc rất lớn vào việc lựa chọn mô hình

phân tích, mô phỏng số mô hình bài toán, các điều kiện biên, mô phỏng sự tiếp xúc của

vật liệu với kết cấu và đặc biệt là mô hình vật liệu lựa chọn [45].

Nhìn chung, việc sử dụng phân tích số để phân tích bài toán cọc kết hợp với lưới

ĐKT nói chung, cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao nói riêng ngày càng phổ

biến và thể hiện được mức độ phù hợp nhờ việc đối chiếu kết quả với các thí nghiệm.

2.1.2 Các mô hình tính toán trong nghiên cứu hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ

thuật bằng phân tích số

Trong nghiên cứu cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT, các tác giả trên thế giới rất coi

trọng việc sử dụng các mô hình tính toán trên phương pháp số [75]. Các mô hình rút

gọn khác nhau thường được sử dụng để mô phỏng hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT bao

gồm mô hình 2D biến dạng phẳng, mô hình đối xứng trục trên một vùng và mô hình 3D

trên một vùng tiêu biểu như các nghiên cứu của Han và Gabr (2002) [43]; Han, Huang,

và Porbaha (2005) [42]; Yapage và nnk (2014) [78]; Zhang và nnk (2011) [84]; Chai và

nnk (2017) [33]... Phần lớn các nghiên cứu trên giả thiết cọc ĐXM được mô phỏng dựa

trên mô hình Mohr - Coulomb với góc ma sát trong bằng không và lực dính đơn vị rất

cao mà không xét đến biến dạng dẻo của cọc. Điều này đồng nghĩa với việc đơn giản

hóa cọc ĐXM chỉ biến dạng đàn hồi trong suốt thời gian tuổi thọ của công trình. Tuy

nhiên, các mô hình rút gọn chưa mô tả được sự làm việc thực tế của các cọc.

Sự làm việc của các cọc được mô tả tốt nhất trên mô hình 3D (three-dimension)

được thể hiện trong các nghiên cứu của Huang và Han (2005) [42]; Zhuang và nnk

(2014) [88]; Liu và Rowe (2015) [60]...Tuy nhiên, việc tính toán trên mô hình 3D với

số lượng lớn phần tử và nút thường phải mất rất nhiều thời gian.

2.1.2.1 Mô hình 2D quy đổi diện tích cọc

Mô hình 2D là mô hình phổ biến được áp dụng trong tính toán hệ cọc kết hợp do

những ưu điểm của nó. Trong mô hình này, các cọc ĐXM được quy đổi về dải tường dài

(2.1)

teq =

πD2 4s

liên tục với bề dày thành tường [84]:

trong đó: D - đường kính cọc ĐXM; s - khoảng cách giữa tim các cọc ĐXM.

Một nửa nền đường được mô hình 2D với trục đối xứng tại tim đường và điều kiện

biên cách chân taluy một khoảng tối thiểu 2B (B - bề rộng nền đường) để chuyển vị

ngang tại đó là xấp xỉ bằng 0.

Việc phân tích bài toán trên mô hình 2D đơn giản, dễ thực hiện, khối lượng phân

tích nhanh. Mô hình phù hợp với các bài toán phân tích ứng suất tập trung, độ lún và

chuyển vị đứng hệ cọc ĐXM [75]. Tuy nhiên, nhược điểm của phương pháp này là

không phản ánh được hiệu ứng vòm trong không gian, không xét đến lực kéo dọc tuyến

và giả thiết bài toán về bài toán phẳng (quy đổi 1m dài) trong nhiều bài toán kết quả

thiên về an toàn. Các nghiên cứu tiêu biểu bao gồm:

Han và nnk (2002) [43] sử dụng phần mềm FLAC 2D mô phỏng hệ cọc ĐXM kết

hợp lưới ĐKT mô phỏng công trình đường sau mố cầu tại sông Sippo (Phần Lan). Kết

quả tương đồng với kết quả đo lún lớn nhất và lực kéo lưới ĐKT thực tế và mô phỏng

số. Kết quả đo lún nằm trong khoảng dự báo từ 4,3 - 20,5mm.

Theo Fang (2006) [35], tác giả đã sử dụng phần mềm ABAQUS 2D mô phỏng lại

mô hình thực nghiệm thu nhỏ và mô hình thực nghiệm tỷ lệ thực tại hiện trường.

Yapage và nnk (2013) [79] đã sử dụng phần mềm ABAQUS 2D mô phỏng hệ cọc

hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT mô phỏng công trình đường sau mố cầu (hình 2.1).

Thông qua mô hình Mohr- Coulomb, tác giả đã mô phỏng ứng xử có xét đến biến dạng

dẻo của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT.

Hình 2.1 Phân tích 2D - EA hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật mô phỏng công

trình đường sau mố cầu tại sông Sippo (Hertsby, Phần Lan) [43]

2.1.2.2 Mô hình 2D quy đổi nền tương đương

Trong mô hình này, bề dày của dải tường quy đổi bằng với đường kính cọc với các

nghiên cứu tiêu biểu của Chai và nnk (2015) [33], Wijerathna và nnk (2016) [74]... Tuy

nhiên vật liệu của tường ĐXM được quy đổi tương đương dựa trên tỷ lệ diện tích thay

thế (công thức 1.2, chương 1). Mô hình quy đổi nền tương đương phù hợp với bài toán

chuyển vị ngang, ổn định tổng thể của hệ cọc ĐXM [75].

2.1.2.3 Mô hình đối xứng trục

Mô hình đối xứng trục mô phỏng hệ cọc ĐXM được sử dụng đầu tiên trong phân

tích của Han và Gabr (2002) [43], theo đó cọc đơn ĐXM được nằm trong trụ đất bao

quanh với bán kính của trụ đất xung quanh R = 0,564s (với s là khoảng cách giữa các

tim cọc ĐXM).

Mô hình đối xứng trục phù hợp với các bài toán mô phỏng cọc đơn, tiết diện tròn.

Hạn chế của mô hình này là chỉ mô phỏng được cọc đơn, không mô phỏng được hệ cọc.

Kết quả của bài toán phụ thuộc nhiều vào điều kiện biên bài toán.

Theo Zhang và Yan (2011) [84], sử dụng phần mềm FLAC 2D thành lập bài toán

đối xứng trục để nghiên cứu xem xét ảnh hưởng của 5 yếu tố chính đến ứng xử hệ GRPS:

độ cứng của cọc ĐXM (10, 20, 50, 100, 200 MPa), mô đun đàn hồi của đất nền (1, 2, 3,

4 MPa), mô đun dãn dài của lưới ĐKT (1000, 3000, 5000 và 10000 kN/m) và khoảng

cách cọc (1 m, 1,5 m, 2 m và 2,5m) và số lớp lưới (1, 2, 3 lớp). Ngoài ra còn có các tác

giả sử dụng mô hình đối xứng trục để giải quyết hệ nền cọc này như nghiên cứu của Han

và Huang (2005) [42]; Wijerathna và Liyanapathirana (2018) [75]...

2.1.2.4 Mô hình 3D trên một vùng

Trong mô hình này, 1/4 khối đất xung quanh và cọc đơn ĐXM được mô phỏng

bằng hình hộp (hình 2.2), trong đó bề rộng của cọc ĐXM được quy đổi bằng 0,868D (D

- đường kính cọc ĐXM).

Với phân tích mô hình 3D trên một vùng sẽ mất ít thời gian tính toán hơn so với

mô hình 3D toàn phần do giảm được số lượng các điểm nút. Tuy nhiên, phân tích mô

hình 3D trên một vùng không phản ánh chính xác được lực kéo dọc và ngang nền đường,

cũng như hiệu ứng vòm trong khối đắp.

Hình 2.2 Mô hình đối xứng trục hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật [70]

2.1.2.5 Mô hình 3D

Mô hình 3D (hình 2.3) ngày càng được sử dụng rộng rãi trong phân tích hệ cọc

ĐXM do khắc phục được các nhược điểm của các mô hình tính toán khác. Nó mô phỏng

được chính xác hệ cọc, phản ánh đầy đủ các hiệu ứng, lực kéo theo phương dọc tuyến.

Tuy nhiên, việc phân tích số 3D với khối lượng phần tử lớn nên cần nhiều thời gian tính

toán. Một số nghiên cứu tiêu biểu:

Huang và nnk (2018) [46] đã sử dụng phần mềm FLAC 3D mô phỏng hệ cọc kết

hợp ba lớp lưới ĐKT tại nền đường đắp trên đất yếu thành phố Berlin (Đức), trong đó

các vật liệu sử dụng mô hình Mohr- Coulomb.

Zhou và nnk (2016) [87] đã sử dụng mô hình phân tích số 3D (ABAQUS) để mô

phỏng đường đắp trên đất yếu gia cố bởi hệ cọc kết hợp 1 lớp lưới ĐKT. Kết quả tương

đồng với mô hình tỷ lệ thực tại hiện trường (dài x rộng x cao = 15m x 15m x 4m) tại đại

học Chiết Giang (Trung Quốc).

Hình 2.3 Mô hình 3D hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật

2.1.3 Các mô hình vật liệu sử dụng trong phân tích số hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới

Địa kỹ thuật

Mô hình vật liệu là một thành phần rất quan trọng, quyết định mối quan hệ giữa

ứng suất và biến dạng. Các loại vật liệu liên quan tới bài toán nghiên cứu trong luận án

bao gồm: đất nền, lưới ĐKT, cọc ĐXM và vật liệu cho phần tiếp xúc đất với cọc, đất

với lưới ĐKT.

2.1.3.1 Mô hình vật liệu đất đắp, đất nền và cọc đất xi măng

Mohr - Coulomb là mô hình đàn hồi - thuần dẻo bao gồm 5 thông số: E,  cho đặc

tính đàn hồi; c', ' cho đặc tính dẻo và  là góc trương nở [72].

Mô hình Mohr - Coulomb (MC) được xây dựng bởi Coulomb (1776) dựa trên mối

(2.3)

' = '. tan' + c'

quan hệ giữa ứng suất cắt τ', lực dính đơn vị c' và thành phần ma sát σ'tanφ':

Hình 2.4 Mô hình Mohr- Coulomb [72]

Sử dụng vòng tròn ứng suất Mohr như hình 2.4, tại điểm D, nơi tiếp xúc với đường

(2.4)

bao Coulomb, công thức (2.3) có thể viết lại như sau [72]:

Công thức (2.4) được gọi là tiêu chuẩn phá hoại Mohr - Coulomb và được chấp

nhận là mặt dẻo. Giả thuyết vật liệu là môi trường liên tục, công thức (2.5) dùng để khái

quát hóa tiêu chuẩn phá hoại Mohr - Coulomb để diễn tả miền phá hoại của vật liệu rời

trong không gian ứng suất chính. Tiêu chuẩn dẻo Mohr - Coulomb đầy đủ bao gồm 6

(2.5)

mặt dẻo để mô tả không gian ứng suất chính [72]:

Các mặt dẻo trên cùng nhau thể hiện một hình nón lục giác trong không gian ứng

suất chính như hình 2.5:

1

3

2

Hình 2.5 Không gian ứng suất chính Mohr- Coulomb

Không gian này phát triển đến vô cùng, và bất kỳ điểm nào nằm trong không gian

này thì sẽ có trạng thái ứng suất làm việc đàn hồi. Sự phá hoại chỉ xảy ra khi trạng thái

ứng suất của điểm đó vượt qua khỏi mặt này. Khi xảy ra sự phá hoại, biến dạng của vật

liệu phát triển vô cùng trong khi không có sự thay đổi ứng suất.

Mô hình Mohr - Coulomb là mô hình gần đúng về mối quan hệ của đất. Đây là mô

hình đàn hồi - thuần dẻo dựa trên cơ sở định luật Hooke kết hợp với tiêu chuẩn phá hoại

Mohr - Coulomb. Trong mô hình đàn hồi - thuần dẻo, biến dạng và tốc độ biến dạng

được phân tích thành hai thành phần: phần đàn hồi và phần thuần dẻo. Định luật Hooke

Thuần dẻo

Đàn hồi tuyến tính

được sử dụng để thể hiện mối quan hệ giữa gia tăng ứng suất và biến dạng.

Hình 2.6 Quan hệ giữa ứng suất - biến dạng của mô hình Mohr - Coulomb

Ưu điểm của mô hình Mohr - Coumlomb là các thông số đơn giản, dễ dàng xác

định qua các thí nghiệm cơ bản. Nhược điểm của mô hình này là không mô phỏng được

sự thay đổi ứng suất khi vật liệu bị phá hoại.

2.1.3.2 Mô hình vật liệu lưới địa kỹ thuật

Trong giai đoạn làm việc, lưới ĐKT được mô hình hóa là loại vật liệu đàn dẻo.

Đây là loại vật liệu hoàn toàn không chịu nén mà chỉ chịu kéo. Các phương trình biểu

(2.8)

Trp1 = J11 và Trp2 = J22

thị sự làm việc của lưới như sau:

trong đó: Trp1, Trp2 - lực kéo theo phương ứng suất chính 1 và 2; J1, J2 - mô đun độ dãn

dài của cốt ĐKT theo phương 1 và 2; 1, 2 - độ dãn dài tương đối theo phương 1 và 2

trên 1 m dài (hình 2.7).

Hình 2.7 Lực kéo trong lưới Địa kỹ thuật

2.1.3.4 Vật liệu tiếp xúc

Vật liệu tiếp xúc cho phép mô phỏng sự tiếp xúc giữa đất và kết cấu (tấm, lưới ĐKT,

cọc, tường, vỏ hầm…) hoặc giữa hai khối đất. Tính chất vật liệu của bề mặt tiếp xúc có

thể lấy theo lớp đất liền kề với hệ số suy giảm Rinter (< 1). Như vậy, vật liệu tiếp xúc có

cùng mô hình vật liệu với đất - mô hình Mohr - Coulomb. Tuy nhiên các chỉ tiêu góc ma

tani = Rinter tan

(2.9)

ci = Rinterc

sát trong và lực dính đơn vị bị giảm đi một lượng là Rinter như sau:

trong đó: , c - góc ma sát trong và lực dính đơn vị của đất; i, ci - góc ma sát trong và

lực dính đơn vị của mặt tiếp xúc; Rinter - hệ số suy giảm, phụ thuộc vào vật liệu của kết

cấu tiếp xúc với đất và loại đất. Hệ số này cần có thí nghiệm để xác định, có thể tham

khảo như bảng 2.1.

Bảng 2.1 Hệ số tiếp xúc đất và kết cấu [65]

1. Tiếp xúc cát và thép

Riner = 0,6 - 0,7

2. Tiếp xúc đất sét và thép

Rinter = 0,5

3. Tiếp xúc cát và bê tông

Riner = 0,8 - 1,0

4. Tiếp xúc đất sét và bê tông

Riner = 0,7 - 1,0

5. Tiếp xúc đất và lưới ĐKT

Riner = 1,0

6. Tiếp xúc đất và vải ĐKT

Riner = 0.5 - 0.9

2.2 Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự làm việc hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới

Địa kỹ thuật cường độ cao

2.2.1 Các tham số phân tích và mô hình phân tích

2.2.1.1 Các tham số phân tích

Trong sự làm việc của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao, hiệu quả

truyền tải là thông số cơ bản đánh giá hiệu ứng vòm [31], [34], [45]. Để nghiên cứu ảnh

hưởng của các yếu tố chính đến sự làm việc của hệ nền cọc, đồng thời rút gọn các điều

kiện thí nghiệm mô hình do hạn chế về kinh phí và thời gian, tác giả đã mô phỏng bài

toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao trên phương pháp phân tích số (sử

dụng phần mềm Plaxis 3D).

Thông số hiệu quả truyền tải cọc Ef được Hewlett và Randolph giới thiệu đầu tiên

vào năm 1988. Ef được tính bằng tỉ số giữa tải trọng đo được trên một cọc N với tải

trọng tương đương Wtr trên diện tích phân bố tải trọng xuống mỗi cọc AE. Hiệu quả

(2.10)

Ef = N/Wtr

(2.11)

truyền tải vào cọc được xác định theo công thức 2.10:

với: N = p'c. Ac

trong đó: N - tải trọng tác dụng trên một cọc; Wtr - lực thẳng đứng trên diện tích AE do

tĩnh tải đất đắp và ngoại tải gây ra; p'c - ứng suất đầu cọc; Ac - Diện tích một cọc ĐXM.

’

’ - áp lực tác dụng do tải

(2.12) Wtr = AE. v

trong đó: AE - diện tích phân bố tải trọng xuống mỗi cọc; v

trọng đắp và tải trọng xe chạy quy đổi.

Lực kéo lưới T trong hệ cọc là thông số đánh giá hiệu quả của hiệu ứng màng [34],

T = J. = EA.

(2.13)

[43]. Trong phân tích số, lực kéo T được xác định như sau:

trong đó: J - môđun dãn dài của lưới ĐKT;  - biến dạng dài tương đối của lưới.

2.2.1.2 Mô hình phân tích

Phần mềm Plaxis 3D là một trong những phần mềm ĐKT dựa trên phương pháp

phần tử hữu hạn FEM (Finite Element Method) được ứng dụng rộng rãi trong nghiên

cứu và sản xuất. Để tiết kiệm thời gian tính toán, một nửa nền đường đắp đối xứng được

mô phỏng số 3D bằng phần mềm Plaxis 3D với kích thước như hình 2.8. Mô hình số 3D

với 21650 phần tử, 28105 điểm nút và chiều dày 6m để mô phỏng hai hàng cọc ĐXM.

Mô phỏng số 3D cho nửa đường đắp đối xứng với góc dốc 1:2, chiều cao 5m được

đắp bằng cát có trọng lượng thể tích  = 18,5kN/m3, phía trên có tải trọng xe quy đổi q

=12,5 kPa. Nền đất yếu được gia cố bằng hệ hai hàng cọc ĐXM đường kính D = 1m,

chiều dài cọc 20m (hình 2.8). Phía dưới là lớp đất chịu lực, lớp cát ở trạng thái chặt. Từ

kết quả phân tích số cho thấy, điều kiện biên khi chuyển vị ngang xấp xỉ bằng không,

được xác định từ chân nền đường đắp mở rộng sang 57m.

Luận án sử dụng mô hình vật liệu Mohr - Coulomb (MC) để mô phỏng đất đắp,

đất yếu và cọc ĐXM. Các nghiên cứu điển hình đã chứng minh được mô hình đàn hồi -

thuần dẻo Mohr - Coulomb có thể phân tích hiệu quả truyền tải cọc Ef và lực kéo lưới

địa kỹ thuật T một cách hợp lý. Phần tử lưới được mô phỏng bằng phần tử Geogrid. Hệ

số tiếp xúc giữa cọc ĐXM và đất nền, lưới ĐKT và cát đắp được lấy bằng 1. Môđun đàn

hồi của cọc ĐXM được xác định Ec = 100qu (với qu là cường độ nén một trục nở hông

của cọc ĐXM). Theo TCVN 9906:2014, kết quả nén một trục nở hông của các mẫu cọc

ĐXM hiện trường dao động từ 500 kPa đến 2500 kPa, trung bình qu bằng 1500 kPa. Quá

trình xây dựng được mô phỏng bằng việc đắp cát thành từng lớp dày 1m. Các thông số

vật liệu của đất, cọc ĐXM và lưới ĐKT như bảng 2.2. Việc lựa chọn mô hình vật liệu,

môđun đàn hồi cọc và hệ số tiếp xúc phù hợp với các nghiên cứu đã công bố [28], [29],

[43], [44], [62], [67].

Phân tích sự làm việc của cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao trong các

trường hợp thay đổi các yếu tố ảnh hưởng: (1) Tải trọng đắp, (2) đường kính D và khoảng

cách tim - tim cọc s, (3) Độ cứng cọc ĐXM, (4) Số lớp lưới và độ cứng của lưới ĐKT.

Hình 2.8 Mô hình bài toán nghiên cứu hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật

cường độ cao trong xử lý nền đất yếu

Bảng 2.2 Bảng thông số vật liệu mô hình

Vật liệu

Mô hình vật liệu

Thông số vật liệu

Cát đắp

Mohr - Coulomb (MC)

γ = 18,5 kN/m3;  = 350; c = 3 kPa;

E = 10 MPa;  = 0,3

Bùn sét yếu

Mohr - Coulomb (MC)

γ = 16,6 kN/m3;  = 70; c = 8,5 kPa;

E = 1 MPa;  = 0,35

Cọc ĐXM

Mohr - Coulomb (MC)

γ = 18,5 kN/m3;  = 00; c = 750 kPa;

E = 150 MPa;  = 0,3

Lưới ĐKT cường độ cao Đàn hồi tuyến tính -

J = 8000 kN/m

Linear elastic (LE)

Ghi chú: E - môđun đàn hồi;  - trọng lượng thể tích;  = hệ số Poisson; c - lực dính đơn vị;

 - góc ma sát trong; J - mô đun dãn dài của lưới ĐKT.

2.2.2 Các trường hợp phân tích

Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến hiệu quả truyền tải phụ thuộc vào các yếu tố

như bảng 2.3 sau:

Bảng 2.3 Bảng tổng hợp các trường hợp khảo sát

Nội dung

Các yếu tố thay đổi

Đơn vị

Giá trị

khảo sát

Mô đun dãn dài của lưới (J)

kN/m 2000; 4000; 6000; 8000; 10000.

Lưới ĐKT cường

Số lớp lưới ĐKT

Số lớp 1; 2; 3.

độ cao

Chiều cao đắp (H)

1; 2; 3; 4; 5.

Khoảng cách cọc Khoảng cách cọc ĐXM (s)

2,0; 2,25; 2,5; 2,75; 3,0; 3,25; 3,5.

Cọc ĐXM

MPa 50; 100; 150; 200; 250.

Mô đun đàn hồi cọc (Ec)

Trong tất cả các trường hợp khảo sát, giữ nguyên các thông số của phần đất yếu

(bảng 2.2) và tùy từng trường hợp phân tích sẽ thay đổi các giá trị như bảng 2.3. Kết quả

phân tích ứng suất, chuyển vị của cọc ĐXM và lực kéo lưới ĐKT được thể hiện trong

hình 2.9 đến hình 2.12.

Hình 2.9 Mô hình số 3D hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường độ cao

Hình 2.10 Chuyển vị hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường độ cao

Hình 2.11 Ứng suất thẳng đứng hệ cọc đất xi măng trong phân tích số 3D

Hình 2.12 Lực kéo lưới Địa kỹ thuật trong phân tích số 3D

2.2.3 Phân tích kết quả

Từ kết quả ứng suất trung bình tại đầu cọc, tính hiệu quả truyền tải xuống cọc theo

công thức 2.10. Sử dụng các đường hồi quy phi tuyến để phân tích, tìm quy luật sự phụ

’

thuộc của hiệu quả truyền tải cọc vào các yếu tố khảo sát.

2.2.3.1 Ảnh hưởng của tải trọng thẳng đứng v

’ (thay đổi chiều cao đắp H). Từ kết quả phân tích ứng suất trên đỉnh cọc

Giữ nguyên các thông số vật liệu của mô hình (bảng 2.2) và chỉ thay đổi tải trọng

thẳng đứng v

ĐXM (z = 0m), xác định hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới, kết quả được thể hiện

trong bảng 2.4 và biểu đồ hình 2.13:

’

Bảng 2.4 Ảnh hưởng của tải trọng thẳng đứng v đến hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới Lực tác

Ứng suất

Tổng lực

Chiều

Hiệu quả

Lực kéo

Tải trọng

thẳng đứng

cao đắp

đầu cọc pc

’

dụng lên

thẳng đứng

truyền tải

lưới T

H (m)

(kPa)

cọc N (kN)

tác dụng Wtr

cọc Ef

(kN/m)

v

’ (kPa)

52,3

41,06

166,5

0,25

17,74

18,5

143,1

112,33

333,0

0,34

31,99

37,0

235,6

184,95

499,5

0,37

49,65

55,5

363,4

285,27

666,0

0,43

68,53

74,0

463,7

364,10

832,5

0,44

90,71

92,5

105

5 + q

530,3

431,99

945,0

0,46

113,2

Ghi chú: q =12,5 kPa - tải trọng xe quy đổi theo 22TCN262-2000.

Từ kết quả phân tích bảng 2.4 và hình 2.13 cho thấy, áp lực thẳng đứng gây ra bởi

chiều cao đắp và tải trọng xe là yếu tố chính ảnh hưởng đến hiệu quả truyền tải cọc và

lực kéo lưới ĐKT. Điều này được giải thích do áp lực thẳng đứng càng tăng - tức chiều

cao đắp càng lớn, vòm đất được hình thành và phát triển theo cơ chế hiệu ứng vòm (như

mô tả tại mục 1.2.1), làm tải trọng truyền vào cọc ngày càng nhiều, tức là hiệu quả truyền

tải cọc Ef tăng. Ngoài ra, việc chiều cao đất đắp tăng làm tăng áp lực đất chủ động phía

trên ma sát với lưới, dẫn tới làm tăng nhanh lực kéo trong lưới, phù hợp với nghiên cứu

của [42], [43], [85].

Hình 2.13 Hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới do ảnh hưởng áp lực thẳng đứng

0,5

0,4

Ef = 0.09('v)0.3517 R² = 0.9819

0,3

E c ọ c i ả t

0,2

n ề y u r t ả u q

0,1

u ệ i H

0,0

100

120

60 Tải trọng thẳng đứng 'v (kPa)

Hình 2.14 Hàm hồi quy hiệu quả truyền tải do ảnh hưởng tải trọng thẳng đứng

’ có

’ tăng, hiệu quả truyền

Kết quả phân tích hồi quy được thể hiện tại hình 2.14, tải trọng thẳng đứng v

ảnh hưởng lớn tới hiệu quả truyền tải xuống cọc ĐXM. Khi v

tải tăng, sử dụng hàm Power xây dựng được hàm quan hệ hiệu quả truyền tải và tải trọng

Ef = 0,09('v)0,3517

(2.14)

thẳng đứng như sau:

2.2.3.2 Ảnh hưởng của tỷ số khoảng cách cọc/đường kính cọc (s/D)

Khi tính toán đã thay đổi tỷ số giữa khoảng cách cọc s và đường kính cọc D từ 2,0

đến 3,5 lần. Từ kết quả phân tích ứng suất trên đỉnh cọc ĐXM (z = 0m), xác định hiệu

quả truyền tải cọc và lực kéo lưới, kết quả được thể hiện trong bảng 2.5 và biểu đồ hình

2.15:

Bảng 2.5 Ảnh hưởng của tỷ số s/D đến hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới

Tỷ số

s/D

Ứng suất đầu cọc ’ (kPa) pc

Lực tác dụng lên cọc N (kN)

Hiệu quả truyền tải cọc Ef

Lực kéo lưới T (kN/m)

Diện tích phân bố tải trọng AE (m2)

Tổng lực thẳng đứng tác dụng Wtr (kN)

352,6

276,79

420,00

0,66

68,7

2,0

4,00

405,4

318,24

531,56

0,60

82,1

2,25

5,06

464,5

364,63

656,25

0,56

97,3

2,5

6,25

495,4

388,89

794,06

0,49

105,6

2,75

7,56

530,3

416,29

945,00

0,44

113,2

3,0

9,00

564,7

443,29

1109,06

0,40

114,3

3,25

10,56

608,9

477,99

1286,25

0,37

114,9

12,25

3,5

Hình 2.15 Hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới do ảnh hưởng của tỷ số s/D

Phân tích bảng 2.5 và hình 2.15 cho thấy tỷ số s/D ảnh hưởng nhiều đến hiệu quả

truyền tải cọc và lực kéo lưới ĐKT. Khi s/D tăng, lực kéo lưới tăng lên rõ rệt, trong khi

đó hiệu quả truyền tải cọc giảm mạnh. Điều này được giải thích như sau: khi khoảng

cách cọc tăng, độ lún chênh lệch giữa cọc ĐXM và đất yếu tăng lên, làm lực kéo lưới

tăng và tải trọng truyền nhiều hơn vào cọc. Tuy nhiên, mức tăng tải trọng vào cọc đó

không đủ để đảo ngược việc hạ thấp hiệu quả truyền tải cọc khi tăng s. Ngoài ra, khi tỷ

số s/D > 3, lực kéo lưới ĐKT có xu hướng tăng không đáng kể do việc hình thành vòm

đất ổn định, phù hợp với nghiên cứu [78].

’ tăng theo. Tuy nhiên do khoảng cách các cọc lớn nên hiệu quả truyền tải càng

Kết quả phân tích tại bảng 2.5 và hình 2.15 chỉ rõ, khi tỉ số s/D tăng, ứng suất đầu

cọc pc

(2.15)

Ef = 1,4077(s/D)-1,056

0,8

0,7

0,6

0,5

E c ọ c i ả t

0,4

0,3

n ề y u r t ả u q

Ef = 1.4077(s/D)-1.056 R² = 0.9904

0,2

u ệ i H

0,1

0,0

1,5

2,5

3,5 Tỷ số khoảng cách cọc/đường kính cọc (s/D)

giảm. Sử dụng hàm Power xây dựng quan hệ hiệu quả truyền tải với tỉ lệ s/D như sau:

Hình 2.16 Hàm hồi quy hiệu quả truyền tải do ảnh hưởng tỷ số s/D

2.2.3.3 Ảnh hưởng của tỷ số mô đun đàn hồi cọc đất xi măng /mô đun biến dạng đất nền

(Ec/Es)

Để khảo sát ảnh hưởng của tỷ số mô đun đàn hồi cọc đất xi măng /mô đun biến

dạng đất nền (Ec/Es), trường hợp này giữ nguyên các thông số về đất đắp, đất yếu và

lưới ĐKT, thay đổi tỷ số mô đun (Ec/Es). Theo các công bố của các tác giả trên thế giới

[30], [54], [61], [67], [78], mô đun đàn hồi cọc ĐXM Ec  100qu (với qu từ 500 kPa đến

2500 kPa, theo kết quả thí nghiệm hiện trường cọc ĐXM theo TCVN 9906:2014). Như

vậy các giá trị Ec thay đổi từ 50 MPa đến 250 MPa và tỷ số Ec/Es thay đổi từ 50 đến 250

lần. Từ kết quả phân tích ứng suất trên đỉnh cọc ĐXM (z = 0m), xác định hiệu quả truyền

tải cọc và lực kéo lưới, kết quả được thể hiện trong bảng 2.6 và biểu đồ hình 2.17:

Bảng 2.6 Ảnh hưởng của tỷ số Ec/Es đến hiệu quả truyền tải và lực kéo lưới Tỷ số

Hiệu quả

Ứng suất

Tổng lực

Lực tác

Lực kéo

’

Ec/Es

đầu cọc pc

dụng lên cọc

thẳng đứng

truyền tải

lưới T

(kPa)

N (kN)

tác dụng

cọc Ef

(kN/m)

Wtr (kN)

454,3

356,63

945

0,38

133,8

512,2

402,08

945

0,43

117,0

100

530,3

416,29

945

0,44

113,2

150

545,7

428,37

945

0,45

114,2

200

567,3

445,33

945

0,47

113,4

250

Hình 2.17 Hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới do ảnh hưởng của tỷ số Ec/Es

Từ bảng 2.6 và hình 2.17 cho thấy ảnh hưởng của tỷ số Ec/Es đến hiệu quả truyền

tải cọc. Kết quả chỉ ra rằng ứng suất trên đỉnh cọc tăng theo sự gia tăng của môđun đàn

hồi cọc, độ cứng cọc càng cao càng tăng sự tập trung ứng suất vào cọc. Trong khi đó,

do cọc ĐXM đã đủ cứng (khi Ec/Es > 150 lần) so với đất yếu xung quanh để tạo thành

vòm đất ổn định thì sự thay đổi tỷ lệ của mô đun đàn hồi Ec/Es dường như không ảnh

hưởng đến lực kéo lưới ĐKT.

0,5

0,4

0.1322

Ef = 0.2272Ec R² = 0.9814

i ả t

0,3

n ề y u r t

0,2

ả u q

u ệ i H

0,1

0,0

100

200

250

300

150 Tỷ số Ec/Es

Hình 2.18 Hàm hồi quy hiệu quả truyền tải và lực kéo lưới do ảnh hưởng tỷ số Ec/Es

Theo kết quả bảng 2.6 và hình 2.17 cho thấy, khi tỷ số mô đun đàn hồi cọc

ĐXM/mô đun biến dạng đất nền (Ec/Es) tăng thì hiệu quả truyền tải tăng, tuy nhiên ảnh

hưởng của tỷ số Ec/Es đến hiệu quả truyền tải là không nhiều (Ef tăng từ 0,38 đến 0,47).

Sử dụng hàm Power, phân tích hồi quy, xây dựng quan hệ hiệu quả truyền tải và mô đun

(2.16)

Ef = 0,2272(Ec/Es)0,1322

đàn hồi cọc Ec như sau:

2.2.3.4 Ảnh hưởng của mô đun dãn dài J của lưới Địa kỹ thuật

Theo NETIS Japan (2016) [64], lưới ĐKT cường độ cao có giá trị chịu kéo đứt từ

300 kN/m (tương đương mô đun dãn dài J = 4000 kN/m) trở lên, có khả năng ưu việt về

tính chống hóa chất, chống ăn mòn, chống va đập do dùng vật liệu phủ PolyEthylene

(đã trình bày cụ thể tại mục 1.1.3.2), được xếp loại lưới ĐKT cường độ chịu kéo cao.

Để so sánh hiệu quả của lưới ĐKT cường độ cao so với lưới ĐKT thông thường,

xét trường hợp một lớp lưới ĐKT J = 8000 kN/m (tương đương cường độ chịu kéo 600

kN/m), hoặc hai lớp lưới ĐKT J = 4000 kN/m (tương đương cường độ chịu kéo 300

kN/m), hoặc ba lớp lưới ĐKT J = 2000 kN/m (tương đương cường độ chịu kéo 200

kN/m) để phân tích hiệu quả truyền tải (bảng 2.7).

Bảng 2.7 Ảnh hưởng số lớp lưới Địa kỹ thuật đến hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới

Ứng suất đầu ’ (kPa) cọc pc

Lực tác dụng lên cọc N (kN)

Lực kéo lưới T (kN/m)

Tổng lực thẳng đứng tác dụng Wtr (kN)

Hiệu quả truyền tải cọc Ef

530,3

416,29

945,00

0,44

113,2

Các trường hợp 1 lớp lưới J =8000 kN/m

405,7

318,47

945,00

0,34

35,73 - lớp trên 50,91 - lớp dưới

379,5

297,91

945,00

0,32

19,81 - lớp trên 20,41 - lớp giữa 30,82 - lớp dưới

2 lớp lưới J =4000 kN/m 3 lớp lưới J=2000 kN/m

0,5

0,44

0,4

0,34

0,32

0,3

E c ọ c i ả t

1 lớp J=8000 kN/m

2 lớp J=4000 kN/m

3 lớp J=2000 kN/m

0,2

n ề y u r t ả u q

u ệ i H

0,1

0,0

Hình 2.19 Hiệu quả truyền tải cọc do ảnh hưởng của môđun dãn dài lưới địa kỹ thuật

Kết quả phân tích tại bảng 2.7 và hình 2.19 cho thấy, khi sử dụng lớp lưới ĐKT

cường độ cao cho hiệu quả truyền tải và phát huy lực kéo trong lưới cao hơn so với

trường hợp sử dụng nhiều lớp lưới ĐKT thông thường. Khi sử dụng lưới J = 8000 kN/m,

hiệu quả truyền tải Ef cao hơn 22% và 27% so với khi sử dụng 2 lớp lưới J = 4000 kN/m

hoặc 3 lớp lưới J = 2000 kN/m. Tương tự, lực kéo trong lưới ĐKT trong trường hợp này

cũng cao hơn từ 23% đến 37%. Điều này phù hợp với các nghiên cứu của BS 8006 về

hiệu quả của các lớp lưới sẽ giảm dần khi sử dụng nhiều lớp thông qua hệ số  [31].

Theo BS 8006,  là hệ số phụ thuộc vào thứ tự của lớp cốt, với lớp số 1 là lớp thấp nhất

 = 1, lớp thứ hai  < 1, các lớp tiếp theo  < 0,5;

Sử dụng 1 lớp lưới ĐKT cường độ cao, thay đổi với mô đun dãn dài J tương ứng

từ 2000 kN/m đến 10000 kN/m. Giữ nguyên các thông số vật liệu như trong thử nghiệm

(bảng 2.2). Từ kết quả tính toán ứng suất trên đỉnh cọc ĐXM (z = 0m), xác định hiệu

quả truyền tải cọc và lực kéo lưới, kết quả được thể hiện trong bảng 2.8 và biểu đồ hình

2.20:

Bảng 2.8 Ảnh hưởng của mô đun dãn dài J của lưới đến hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới

Ứng suất đầu cọc ’(kPa) pc

Hiệu quả truyền tải cọc Ef

Lực kéo lưới T (kN/m)

Mô đun dãn dài lưới ĐKT J (kN/m) 2000 4000 6000 8000 10000

565,3 553,7 542,4 530,3 522,8

Lực tác dụng lên cọc N (kN) 443,76 434,65 425,78 416,29 410,4

Tổng lực thẳng đứng tác dụng Wtr (kN) 945 945 945 945 945

0,47 0,46 0,45 0,44 0,43

50,64 79,08 98,15 113,2 115,3

Hình 2.20 Hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới do ảnh hưởng môđun dãn dài lưới J

Từ kết quả phân tích bảng 2.8 và hình 2.20 cho thấy ảnh hưởng của môđun dãn dài

của lưới J đến hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới ĐKT. Khi môđun dãn dài của lưới

J tăng, lực kéo lưới ĐKT cũng tăng do lực kéo lưới tỷ lệ thuận với môđun dãn dài (công

thức 2.13). Đồng thời, do hiệu ứng màng - độ căng của lưới ĐKT làm giảm nhẹ ứng suất

đầu cọc, khiến hiệu quả truyền tải cọc giảm nhẹ.

Từ kết quả bảng 2.8 và hình 2.20 cho thấy, khi tăng môđun dãn dài lưới ĐKT J thì

hiệu quả truyền tải giảm. Sử dụng hàm Power xây dựng quan hệ hiệu quả truyền tải và

(2.17)

Ef = 0,684(J)-0,049

môđun dãn dài lưới ĐKT J như sau:

Mô đun dãn dài của lưới địa kỹ thuật J (kN/m)

Hình 2.21 Hàm hồi quy hiệu quả truyền tải do ảnh hưởng môđun dãn dài của lưới

Từ các kết quả phân tích trên cho thấy hai yếu tố chính làm hiệu quả truyền tải cọc

biến động lớn là (1) tải trọng thẳng đứng tác dụng, (2) tỷ số s/D. Hiệu quả truyền tải cọc

Ef tăng nhanh khi tải trọng tác dụng tăng (Ef tăng từ 0,23 đến 0,44). Ngược lại, khi tăng

tỷ số s/D, làm giảm mạnh hiệu quả truyền tải cọc (Ef giảm từ 0,60 đến 0,37). Ngoài ra,

khi tỷ số Ec/Es > 150, hoặc môđun dãn dài lưới ĐKT J > 8000 kN/m, hiệu quả truyền tải

cọc có xu hướng không thay đổi nhiều.

Lực kéo lưới ĐKT trong các trường hợp phân tích cũng tăng khi tăng tải trọng

thẳng đứng tác dụng, tỷ số s/D và môđun dãn dài lưới ĐKT. Tuy nhiên, khi tỷ số s/D >

3, hoặc môđun dãn dài lưới ĐKT > 8000 kN/m, hoặc tỷ số Ec/Es > 150, lực kéo lưới

ĐKT thay đổi không đáng kể.

2.3 Hệ số ảnh hưởng của các yếu tố khảo sát đến hiệu quả truyền tải và lực kéo lưới

địa kỹ thuật

Từ kết quả tổng hợp ảnh hưởng của các yếu tố khảo sát đến hiệu quả truyền tải cọc

và lực kéo lưới ĐKT (bảng 2.9), xây dựng hệ số ảnh hưởng của các yếu tố (các hệ số

ảnh hưởng ai) tham chiếu đến trường hợp phân tích cơ bản với các thông số: J = 8000

kN/m c = 150 MPa; Es = 1 MPa; H = 5m; q = 12,5 kPa; s = 3D.

Sử dụng công thức tính hiệu quả truyền tải cọc trường hợp bố trí 1 lớp lưới ĐKT

cường độ cao (Ef = 0,44) và nhân với các hệ số kể tới sự ảnh hưởng của các yếu tố (hình

2.22): tải trọng tác dụng (a1); tỉ số khoảng cách cọc/đường kính cọc (a2); tỷ số mô đun

đàn hồi cọc ĐXM/mô đun biến dạng đất nền (a3); môđun dãn dài lưới ĐKT (a4).

Bảng 2.9 Tổng hợp ảnh hưởng của các yếu tố khảo sát đến hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo lưới Địa kỹ thuật

kPa 18,5 37,0 55,5 74,0 92,5

105

’v

(1) Tải trọng thẳng đứng

0,25 0,34 0,37 0,43 0,44 0,44

T kN/m 17,74 31,99 49,65 68,53 90,71 113,2

s/D

2,25

2,5

2,75

3,5

(2) Tỷ số khoảng cách cọc/

0,66 0,60 0,56 0,49 0,44 0,37

đường kính cọc

T kN/m 68,7 82,1 97,3 105,6 113,2 114,3

100

150

200

250

Ec/Es MPa

(3) Tỷ số mô đun đàn hồi của

0,38 0,43 0,44 0,45 0,47

cọc/mô đun biến dạng đất nền

T kN/m 133,8 117 113,2 112,3 111,1

kN/m 2000 4000 6000 8000 10000

(4) Mô đun dãn dài lưới ĐKT

0,47 0,46 0,45 0,44 0,43

T kN/m 50,64 79,08 98,15 113,2 115,3

)

1,2

1,0

0,8

a1 = 0.2148('v)0.3404 R² = 0.9712

0,6

0,4

1 a ( g n ứ đ g n ẳ h t g n ọ r t i ả t g n ở ư h

0,2

h n ả ố s ệ H

0,0

100

120

60 Áp lực thẳng đứng 'v (kPa)

)

2 a (

D / s

ố s ỷ t g n ở ư h

a2 = 3.1993(s/D)-1.056 R² = 0.9904

h n ả ố s ệ H

1,8 1,6 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0

1,5

2,5

3,5

Tỷ số s/D

1,2

)

3 a (

1,0

a3 = 0.5163(Ec/Es )0.1322 R² = 0.9814

0,8

E ố s

0,6

ỷ t g n ở ư h

0,4

0,2

h n ả ố s ệ H

0,0

100

200

250

300

150 Tỷ số Ec/Es

)

1,2

1,0

4 a ( t ậ u h t ỹ k

a4 = 1.5547(J)-0.049 R² = 0.9595

a ị đ

0,8

0,6

i ớ ư l g n ở ư h

0,4

0,2

h n ả ố s ệ H

8000

4000

12000

2000 10000 6000 Mô đun dãn dài của lưới Địa kỹ thuật J (kN/m)

Hình 2.22 Hệ số ảnh hưởng của các yếu tố đến hiệu quả truyền tải cọc

2.4 Nhận xét chương 2

Từ những kết quả khảo sát và phân tích mô hình hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT

cường độ cao bằng phương pháp số 3D (Plaxis 3D), kết quả phân tích và đánh giá các

yếu tố ảnh hưởng tới sự truyền tải cũng như lực kéo lưới ĐKT, rút ra một số kết luận

sau như sau:

- Khi sử dụng lớp lưới ĐKT cường độ cao cho hiệu quả truyền tải cọc và phát huy

lực kéo trong lớp lưới cao hơn so trường hợp sử dụng nhiều lưới ĐKT thông thường.

- Đã phân tích ảnh hưởng của các yếu tố đến hiệu quả truyền tải vào cọc Ef và lực

kéo lưới ĐKT trong hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao và xây dựng hệ số

ảnh hưởng của các yếu tố: (1) tải trọng thẳng đứng tác dụng (v'); (2) tỷ số khoảng cách

cọc/đường kính cọc (s/D); (3) tỷ số mô đun đàn hồi cọc/ mô đun biến dạng đất nền

(Ec/Es); (4) môđun dãn dài của lưới ĐKT (J), kết quả chỉ rõ:

+ Tải trọng tác dụng (v') và tỷ số (s/D) là hai yếu tố chính ảnh hưởng đến hiệu

quả truyền tải và lực kéo lưới ĐKT cường độ cao khi làm việc. Khi tải trọng thẳng đứng

tác dụng tăng, hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo cũng tăng nhanh. Còn khi tỷ số s/D

tăng, lực kéo lưới tăng lên rõ rệt, trong khi đó hiệu quả truyền tải cọc giảm mạnh.

+ Khi kết hợp với lưới ĐKT cường độ cao, với tỷ số s/D từ 2,5 - 3,5 lần mà vẫn

đảm bảo hiệu quả truyền tải cọc so với trường hợp sử dụng nhiều lớp lưới ĐKT thông

thường.

+ Khi tỷ số Ec/Es > 150 hoặc J > 8000 kN/m, hiệu quả truyền tải cọc và lực kéo

lưới có xu hướng ít thay đổi.

CHƯƠNG 3

NGHIÊN CỨU HỆ CỌC ĐẤT XI MĂNG KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT

CƯỜNG ĐỘ CAO TRÊN MÔ HÌNH VẬT LÝ

Từ kết quả nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến sự làm việc hệ cọc ĐXM kết hợp

lưới ĐKT cường độ cao ở chương 2 cho thấy tải trọng tác dụng (v') và tỷ số (s/D) là

hai yếu tố chính ảnh hưởng đến hiệu quả truyền tải và lực kéo lưới ĐKT cường độ cao

khi làm việc. Chương 3 tiến hành nghiên cứu thực nghiệm hệ GRPS này trên mô hình

vật lý. Hướng tới mục tiêu chính kết quả nghiên cứu, nội dung chính Chương 3 tập trung

giải quyết các vấn đề sau:

- Thiết lập cơ sở lựa chọn mô hình vật lý thu nhỏ để nghiên cứu hệ cọc ĐXM kết

hợp lưới ĐKT cường độ cao.

- Xây dựng quy trình thực hiện nghiên cứu trên mô hình vật lý thu nhỏ với các nội

dung chính như: chuẩn bị vật liệu thí nghiệm; thiết lập hệ thống gia tải; hiệu chỉnh thiết

bị trong thí nghiệm hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao; thực hiện nghiên cứu.

- Phân tích, luận giải kết quả nghiên cứu thực nghiệm mô hình vật lý trong phòng

về độ lún, ứng suất đầu cọc, áp lực đất nền tác dụng lên hệ cọc ĐXM có hoặc không có

lưới ĐKT trong các kịch bản khác nhau.

3.1 Mô hình thu nhỏ

3.1.1 Các nghiên cứu mô hình thực nghiệm

Việc xây dựng các mô hình để nghiên cứu các bài toán ĐKT là rất phổ biến trên

thế giới [11]. Mô hình vật lý bao gồm mô hình tỷ lệ thực (full scale), mô hình trọng lực

đơn (1g) và mô hình ly tâm (centrifuge). Trong địa kỹ thuật, mô hình vật lý đầu tiên

được giới thiệu bởi Terzaghi (1936). Nó là một màn trập đơn giản mô phỏng sự dịch

chuyển của đất và nghiên cứu hiệu ứng vòm. Trải qua nhiều thập kỷ, mô hình vật lý đã

được sử dụng thành công trong nhiều nghiên cứu đã công bố. Nó cho phép trực quan

hóa vấn đề và đánh giá kết quả mô hình số. Mô hình vật lý cũng thành công trong việc

giải quyết các vấn đề vật lý phức tạp; trực quan trong thực hành giảng dạy và sử dụng

các công trình thí nghiệm đã được công bố rộng rãi [76].

Với những hạn chế của các nghiên cứu tiêu biểu trong nước về việc nghiên cứu sự

làm việc của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao trong xử lý nền đất yếu là

không có thực nghiệm đánh giá [15], thì việc xây dựng và nghiên cứu dựa trên mô hình

vật lý tỷ lệ nhỏ trong phòng thí nghiệm sẽ là cơ sở rất tin cậy cho việc phát triển lý

thuyết, kiểm tra đối chiếu các phương pháp tính toán giải tích hay các phương pháp số

về cơ chế làm việc của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao trong xử lý nền

đất yếu.

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 đánh giá kết quả mô hình số cùng với các nghiên cứu tham số [76], [78].

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. 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 mức độ phù hợp 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.

Với mô hình 1g chỉ có áp lực địa tầng ở một độ sâu nào đó được mô phỏng [11].

Hình 3.1 Nguyên lý của sự thay đổi áp lực địa tầng (dưới tác dụng của gia tốc trọng

trường 1g) và lực ly tâm tác dụng lên mẫu [11]

Ngược lại, với mô hình ly tâm, sự thay đổi áp lực địa tầng tăng dần tuyến tính theo

độ sâu có thể được mô phỏng bằng lực ly tâm khi mẫu đất được đưa vào buồng quay.

Hình 3.1 thể hiện nguyên lý của sự thay đổi áp lực địa tầng (dưới tác dụng của gia tốc

trọng trường 1g) và lực ly tâm tác dụng lên mẫu để mô phỏng áp lực địa tầng của mô

hình ly tâm. Do sự thay đổi của gia tốc hướng tâm theo bán kính nên có sự khác nhau

về áp lực giữa hai trường hợp nhưng sự sai khác này là không đáng kể.

3.1.2 Các nghiên cứu mô hình thu nhỏ hệ cọc đất xi măng và lưới địa kỹ thuật

Trong nghiên cứu hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT, mô hình thí nghiệm được ưu

tiên sử dụng nhằm phân tích các ứng xử phức tạp bao gồm phân tích sự tập trung ứng

suất, hiệu ứng vòm, khả năng chịu tải của cọc ĐXM.

Kitazume và nnk (2000) [56] là một trong những người đầu tiên sử dụng mô hình

ly tâm tỷ lệ 1/30, mô phỏng hệ cọc ĐXM gia cố móng với tỷ lệ cọc ĐXM thay thế 79%.

Mô hình được trang bị lớp thoát nước bằng cát dưới đáy hộp. Cọc ĐXM có đường kính

2cm được tạo thành từ hỗn hợp đất sét Kawasaki và xi măng Portland. Kích thước mô

hình được miêu tả chi tiết trong hình 3.2. Một số kết quả thí nghiệm thu được là mặt

trượt qua hệ cọc ĐXM phụ thuộc vào tải trọng tác dụng và cường độ cọc ĐXM [56].

Hình 3.2 Mô hình hệ cọc đất xi măng gia cố móng tỷ lệ 1/30 [17]

Năm 2004, M.Bouassida và A.Porbaha đã xây dựng mô hình nhóm cọc ĐXM

3x3 cọc (đường kính 2cm, chiều dài cọc từ 11,7 cm đến 19cm) nhằm xác định sức chịu

tải và độ lún của nền đất gia cố (hình 3.3) [30].

Trong luận án tiến sĩ của mình, Fang (2006) [35] đã xây dựng mô hình vật lý hệ

3x3 cọc ĐXM đường kính 40 mm, nhằm xác định sức chịu tải của hệ cọc và điều kiện

cố kết của nền đất yếu khi được gia cố bởi cọc ĐXM. Kết quả của luận án là xác định

được sức chịu tải thẳng đứng của nhóm cọc ĐXM, mặt trượt phá hoại và độ cố kết của

nền đất gia cố khi chịu tải trọng. Kích thước mô hình được biểu diễn trong hình 3.4.

Hình 3.3 Mô hình hệ cọc đất xi măng đường kính 20mm [30]

Hình 3.4 Mô hình hệ cọc đất xi măng đường kính 40mm [35]

Ngoài ra, còn có nhiều nghiên cứu công bố về cọc ĐXM thông qua các mô hình

thí nghiệm cọc đơn nhằm xác định sức chịu tải, độ cố kết nền đất gia cố, khả năng ổn

định nền đất khi cọc ĐXM bị biến dạng dẻo [71], [75], [79].

Đối với việc xây dựng mô hình các lớp lưới ĐKT, một số công trình nghiên cứu tiêu

biểu [27], [69], [77], [81], [85].

Artidteang và nnk (2013) [27] đã xác định cường độ lực kéo, hệ số ma sát trong

lớp cát của lớp lưới ĐKT Kenaf với kích thước 200 mm x 100 mm. Kết quả thu được

hệ sô chống trượt của lớp lưới ĐKT trong cát là 0,812 và hệ số chống kéo tụt từ 0,88

đến 1,11.

Hình 3.5 Mô hình thu nhỏ lớp lưới Địa kỹ thuật [27]

Zhang và nnk (2016) [85] xác định cường độ chịu kéo của lớp lưới ĐKT thông qua

mô hình tỷ lệ thực (full scale) thông qua các tải trọng tĩnh, tải trọng động - mô phỏng xe

cộ. Qua đó, hiệu chỉnh công thức BS 8006 về tính lực kéo lưới ĐKT (hình 3.6).

Hình 3.6 Mô hình thu nhỏ thí nghiệm kéo lớp lưới Địa kỹ thuật [85]

Xing (2014) sử dụng mô hình tỷ lê lớn mô phỏng lưới ĐKT cường độ 560 kN/m trên

hệ cọc bê tông đường kính 600mm trên diện tích hình tròn đường kính 9,5m. Kết quả thu

được hiệu quả truyền tải cọc Ef đạt được khoảng 0,8 [77].

3.2 Xây dựng mô hình hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường độ cao

3.2.1 Cơ sở lý thuyết xây dựng mô hình

3.2.1.1 Tỷ lệ mô hình [25], [37], [68], [76]

Các luật về tỷ lệ mô hình được phát triển từ các kết quả thu được từ mô hình thu

nhỏ so với ứng xử mô hình thực. Từ các nghiên cứu đã có của các tác giả về mô hình tỷ

lệ, có ba loại tỷ lệ cần được áp dụng trong mô hình thu nhỏ so với mô hình thực, cụ thể:

(3.1)

- Tỷ lệ hình dạng:

n = Lm/Lp

trong đó: Lm - kích thước trong mô hình thu nhỏ; Lp - kích thước trong mô hình thực.

(3.2)

- Tỷ lệ ứng suất:

N = 'm/'p

trong đó: 'm - ứng suất tại điểm phân tích trong mô hình thu nhỏ;

'p - ứng suất tại điểm phân tích trong mô hình thực.

(3.3)

- Tỷ lệ gradien ứng suất:

I = I'm/I'p

trong đó: I'm - gradient ứng suất trong mô hình thu nhỏ; I'p - gradien ứng suất trong mô

hình thực. Trong mô hình ly tâm, I là tỷ số giữa gia tốc hướng tâm và gia tốc trọng

trường. Ở mô hình trọng lực đơn (1g), I = 1.

3.2.1.2 Lựa chọn tỷ lệ mô hình thu nhỏ hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật

cường độ cao

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

cần hạn chế. Để có cơ sở lựa chọn tỷ lệ thu nhỏ mô hình phù hợp, tác giả đã thống kê

các công bố về kết quả mô hình vật lý, đặc biệt là mô hình hệ cọc ĐXM (bảng 3.1).

Mục đích

Loại cọc

Kích thước thùng

STT

Bảng 3.1 Tổng hợp nghiên cứu mô hình tỷ lệ thu nhỏ của các tác giả Tác giả- Nghiên cứu

Tỷ lệ

1/25

Nguyễn Đức Hạnh (2005)

So sánh sức chịu tải của cọc đơn làm việc trong nền đất sét khi chịu các

Cọc thép đơn d = 70mm, L = 1000mm

Thùng thép tròn D = 780mm, H = 1100mm

Mục đích

Loại cọc

Kích thước thùng

STT

Tỷ lệ

Tác giả- Nghiên cứu

1/25

Bạch Vũ Hoàng Lan (2017) -

3x3 cọc thép d = 16mm, L = 420mm

dạng tải khác nhau. Nghiên cứu hiệu ứng nhóm và độ lún của nhóm cọc chịu tải thẳng đứng.

3 Hasan (2017)

1/30

So sánh sức chịu tải của cọc đơn.

Cọc đơn d = 90mm

1/30

Kitazume và nnk (2000)

Nghiên cứu mặt trượt phát triển trong nhóm cọc ĐXM

5x8 cọc ĐXM d = 20mm, L = 250mm

1/25

Bouassida và Porbaha

Sức chịu tải nhóm cọc ĐXM.

3x3 cọc ĐXM d = 20mm, L = 190mm

6 Fang (2006)

1/25

Nghiên cứu sức chịu tải và độ cố kết của đất nền gia cố cọc ĐXM

3x3 cọc ĐXM d = 40mm, L = 435mm

Thùng thép hình hộp chữ nhật B = 700mm, H = 800mm Thùng thép tròn D = 200mm, H = 525mm Thùng thép hình hộp chữ nhật BxL= 100x500mm, H = 345mm Thùng thép hình hộp chữ nhật B x L= 200x500mm, H = 345mm Thùng thép hình hộp chữ nhật BxL= 900x300mm, H = 900mm

Với các kết quả của các công bố trên thế giới, không gian trong phòng thí nghiệm

và khả năng kinh tế, tác giả lựa chọn mô hình hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ

cao có tỷ lệ n = 1/25. Tỷ lệ này phù hợp với các nghiên cứu của [11], [14], [30].

Mô hình bài toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao của tác giả là mô

hình trọng lực đơn (1g) tỷ lệ n = 1/25, vật liệu và áp lực gia tải trong mô hình thu nhỏ

giống mô hình thực, tức là I = N = 1. Bảng 3.2 chỉ ra tỷ lệ giữa mô hình thực và mô hình

thu nhỏ như sau:

Các đại

Bảng 3.2 Quan hệ tỷ lệ giữa mô hình thực và mô hình thu nhỏ Mô hình thu nhỏ

Mô hình thực

Mô hình thu nhỏ

lượng

(Full scale)

trọng lực đơn 1g

trọng lực đơn tỷ lệ n = 1/25

Kích thước

Diện tích

n n2 n3

1/25 1/252 1/253

Thể tích

Gia tốc

Ứng suất

Biến dạng

Chuyển vị

n N. n2

1/25 1/252

Lực

Hệ số rỗng

em = ep + ln(N)

cấp áp lực e - ln p.

Ghi chú: n - tỷ lệ hình dạng, N - tỷ lệ ứng suất,  - góc dốc của đường hệ số rỗng theo

Để có cơ sở lựa chọn áp lực gia tải và kích thước mô hình, ở chương 2 đã mô phỏng bài

toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cải tạo nền đất yếu dày 20m nằm trên lớp cát chịu

lực dày, lớp cát đắp ( = 18,5 kN/m3) phía trên hệ cọc dày 5m, tải trọng xe quy đổi q =

12,5 kPa (hình 3.7). Từ kết quả phân tích số cho thấy, hai yếu tố chính ảnh hưởng đến

hiệu quả truyền tải Ef và lực kéo của lưới ĐKT là tải trọng thẳng đứng ('v) và tỷ số

khoảng cách giữa các cọc/đường kính cọc (s/D).

Cát đắp

Hình 3.7 Mô hình thực hệ cọc kết hợp lưới ĐKT cường độ cao

Phạm vi nghiên cứu của bài toán là hệ cọc ĐXM nằm trong khu vực tim nền đường.

Với việc lựa chọn tỷ lệ mô hình n = 1/25, mô hình tỷ lệ thu nhỏ mô phỏng mô hình thực

như sau:

Áp lực gia tải 'v = 105 kPa

Hình 3.8 Tương quan giữa mô hình thực và mô hình thu nhỏ trong bài toán

hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường độ cao

Do mô hình thu nhỏ và mô hình thực cùng sử dụng một loại vật liệu (cọc ĐXM,

lưới ĐKT), cùng áp lực thẳng đứng gia tải nên môđun đàn hồi cọc ĐXM, môđun dãn

dài lưới ĐKT, áp lực gia tải giữa hai mô hình là như nhau. Mối quan hệ giữa mô hình

thu nhỏ và mô hình thực với tỷ lệ 1/25 được trình bày trong bảng 3.3, phù hợp và tuân

theo lý thuyết mô hình của [25], [76] khi cùng sử dụng vật liệu thí nghiệm giữa mô hình

thực và mô hình thu nhỏ.

Bảng 3.3 Các đại lượng cơ bản trong mô hình thu nhỏ

Đại lượng

Ký hiệu Đơn vị Mô hình thực

m m m MPa kN/m kPa

1 20 20 150 8000 0-105

Mô hình thu nhỏ 0,04 0,8 0,8 150 8000 0-105

Tỷ lệ thu nhỏ 1/25 1/25 1/25 - - -

Dtr Ltr L E J 'v

Đường kính cọc ĐXM Chiều dài cọc ĐXM Chiều dày lớp đất yếu Mô đun đàn hồi cọc ĐXM Môđun dãn dài lưới ĐKT Áp lực gia tải

3.2.2 Chuẩn bị hộp thí nghiệm, vật liệu, hệ thống gia tải

Để thực hiện thí nghiệm, mô hình được xây dựng bao gồm đất yếu, mô hình cọc

ĐXM thu nhỏ, thùng đất trong phòng thí nghiệm, hệ thống gia tải và hệ thống thiết bị

đo ứng suất, biến dạng.

3.2.2.1 Hộp thí nghiệm

Hộp thí nghiệm cần được làm từ vật liệu có độ cứng cao, không bị biến dạng khi

chịu lực, kích thước thùng đủ lớn để bố trí nhóm cọc và các thiết bị thí nghiệm. Thùng

làm bằng thép để đảm bảo độ cứng, không bị biến dạng trong quá trình thí nghiệm và

cần có kích thước thỏa mãn các yêu cầu:

- Đủ không gian để bố trí lớp đất mô phỏng nền đất tương ứng; nhóm cọc ĐXM

và các thiết bị đo đạc và hệ thống gia tải cho nhóm cọc ĐXM.

- Thùng thí nghiệm đủ lớn, làm bằng vật liệu cứng để tránh sai số do ảnh hưởng

của hiệu ứng biên và sự phân phối ứng suất trong nền đất xung quanh nhóm cọc.

- Kích thước thùng thí nghiệm không quá lớn, để thuận tiện di chuyển và giảm bớt

khối lượng đất cần chế bị.

Nghiên cứu lựa chọn thùng thí nghiệm có kích thước dài x rộng x cao = 1000 mm

x 500 mm x 1000 mm, được làm bằng thép dày 5mm và thành bên hộp làm bằng kính

cường lực dày 20 mm để hạn chế sai số do ảnh hưởng thành bên; cọc ĐXM đường kính

40 mm tương ứng với đường kính thực 1000 mm. Phía dưới bố trí khoang chứa nước và

van thoát nước để có thể sử dụng mô hình hai mặt thoát nước.

3.2.2.2 Hệ thống gia tải

Hệ thống gia tải sử dụng kích thủy lực TONNES - Hàn Quốc (hình 3.9) có đường

kính mâm kích 550mm. Các thiết bị đo ứng suất sử dụng lá điện trở (strain gauge) và đo

chuyển vị bằng cảm biến giám sát chuyển vị LVDT (Linear variable differential

transformer) của hãng Kyowa (Nhật Bản) có độ chính xác cao, và dữ liệu được ghi cũng

như lưu tự động vào máy tính thông qua bộ đọc dữ liệu (Data Logger) (hình 3.10).

Hình 3.9 Kích thủy lực để gia tải

Các thông số cơ bản của strain gauge: giới hạn đo ϵ = 0,05-50.000 μm/m, kích

thước nền (base): B x L= 2,4 mm x 4,8 mm. Các thông số cơ bản của LVDT: hành trình

đo tối đa 10mm, độ chính xác 1μm.

Hình 3.10 Các thiết bị đo chuyển vị, biến dạng

3.2.2.3 Đất yếu thí nghiệm

Đất thí nghiệm được lựa chọn nghiên cứu là đất sét pha, trạng thái dẻo chảy lấy tại

độ sâu 4m, khu vực Kim Trung, Hoài Đức, Hà Nội. Mẫu đất được đưa vào mô hình

thành từng lớp, cố kết sơ bộ theo [35], [56]. Các thông số đất sau khi đưa vào mô hình,

xác định lại có giá trị như bảng 3.4.

Bảng 3.4 Một số đặc trưng vật lý của đất yếu sử dụng nghiên cứu trên mô hình

Đặc trưng

Ký hiệu Đơn vị Giá trị

Độ ẩm Hàm lượng hạt sét Giới hạn chảy Giới hạn dẻo

45,03 30,57 49,22 32,30

W % % - WL % WP %

Độ sệt Trọng lượng thể tích Trọng lượng riêng hạt Hệ số rỗng Sức chống cắt không thoát nước

- 0,752 kN/m3 16,6 kN/m3 26,8 1,34 - 18,5 kPa

IL  h e Su

Hình 3.11 Mô hình thực nghiệm được chế tạo

3.2.3 Hiệu chỉnh các thiết bị thí nghiệm

Trong khuân khổ luận án, các số liệu thí nghiệm có ý nghĩa đặc biệt quan trọng.

Do đó, cần phải hiệu chỉnh thiết bị để đo chính xác số liệu thí nghiệm.

3.2.3.1 Thí nghiệm kéo lưới Địa kỹ thuật

Trong nghiên cứu này, sử dụng lưới ĐKT có cường độ chịu kéo lớn nhất 600 kN/m.

Đây là loại lưới một trục có cường độ cao, cấu tạo từ Polyeste, bền với đặc tính ưu việt

về tính chống ăn mòn, tính chống hóa chất, tính chống va đập do dùng vật liệu phủ

)

N k ( T

i ớ ư l

o é k

c ự L

PolyEthylen. Hình 3.12 thể hiện giá trị và quan hệ lực kéo với chuyển vị của lưới ĐKT.

Biến dạng tương đối lưới  (%)

Hình 3.12 Quan hệ giữa lực kéo với biến dạng của lưới địa kỹ thuật

3.2.3.2 Thí nghiệm hiệu chỉnh xác định ứng suất đầu cọc

Phía trên đầu cọc ĐXM có đặt một thanh thép hình hộp rỗng có dán lá điện trở

(strain gauge) đo biến dạng, phía dưới đáy và trên đầu thanh thép hàn tấm thép tròn bằng

đường kính cọc ĐXM 40mm. Việc tiến hành hiệu chỉnh ứng suất bằng cách chất các

cấp tải trọng lên thanh thép hình, thu được các tín hiệu Strain gauge tương ứng. Sau đó,

thu thập đủ số liệu, tiến hành phân tích hồi quy thu được đường biểu diễn ứng suất - biến

dạng (hình 3.13). Đây là quá trình hiệu chỉnh kết quả thiết bị (calibration) phù hợp với

các nghiên cứu [11], [35].

Hình 3.13 Biểu đồ hiệu chỉnh đo ứng suất đầu cọc

3.2.3.3 Thí nghiệm hàm lượng xi măng trong cọc

Để có cơ sở lựa chọn tỷ lệ hợp lý xi măng tạo cọc nghiên cứu, sử dụng xi măng

Portland PCB Nghi Sơn, tiến hành chế bị tỷ lệ xi măng khác nhau với đất yếu có đặc

điểm như bảng 3.4. Lượng xi măng trộn tạo các mẫu thử nghiệm với các hàm lượng 200

kg/m3, 250 kg/m3, 300 kg/m3, 350 kg/m3 và tỷ lệ nước/xi măng 80% được tham khảo

theo TCVN 9906:2014. Mẫu chế bị có hình trụ đường kính 5cm, chiều cao 10cm, được

bảo quản trong điều kiện phòng thí nghiệm theo tiêu chuẩn hiện hành. Mẫu chế bị được

tiến hành nén một trục nở hông tốc độ 0,5mm/phút, tương ứng các độ tuổi 7 và 28 ngày

bảo dưỡng, kết quả như hình 3.14 và hình 3.15.

Từ kết quả biểu đồ hình 3.14 và hình 3.15 cho thấy khi tăng hàm lượng xi măng từ

200 kg/m3 đến 300 kg/m3 thì cường độ nén qu tăng theo tuyến tính, nhưng khi hàm lượng

xi măng từ 300 kg/m3 đến 350 kg/m3 thì cường độ nén qu tăng chậm lại. Điều này chứng

tỏ hàm lượng xi măng hợp lý trong điều kiện thí nghiệm này nên chọn là 300 kg/m3.

Ngoài ra, với hàm lượng xi măng được lựa chọn, môđun đàn hồi của cọc ĐXM Ec 

150 MPa, tương đồng với kết quả nghiên cứu số 3D được thực hiện ở chương 2.

Hình 3.14 Cường độ nén một trục nở hông mẫu chế bị đất xi măng ở 7 và 28 ngày

Hình 3.15 Cường độ nén một trục nở hông với biến dạng mẫu chế bị đất xi măng có hàm

lượng khác nhau ở 28 ngày

Từ những kết quả phân tích trên, lựa chọn hàm lượng xi măng 300 kg/m3, tỷ lệ

nước/xi măng 80% để tạo cọc ĐXM cho mô hình thí nghiệm.

3.2.4 Lắp đặt mô hình thí nghiệm

Mô hình thực nghiệm được lắp đặt theo các bước chính: (1) cho đất vào mô hình

và cố kết sơ bộ; (2) tạo cọc ĐXM theo tỉ lệ xi măng đã xác định bên trên; (3) lắp đặt hệ

thống gia tải, thiết bị đo biến dạng và áp lực nước lỗ rỗng.

Bước 1: Đưa đất vào mô hình và cố kết sơ bộ

Trải lớp vải ĐKT không dệt phía ngăn trên khoang thoát nước (đáy thứ nhất mô

hình) nhằm tạo ra mô hình hai mặt thoát nước (hình 3.11).

Đất thí nghiệm được đổ vào mô hình thực nghiệm theo từng lớp dày 20cm. Sau

đó, đất được cố kết với hai mặt thoát nước theo nguyên tắc như của Fang (2006). 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 (hình 3.11).

Bước 2: Tạo cọc đất xi măng cho mô hình

Cọc ĐXM được chế tạo có đường kính 40 mm với hàm lượng 300 kg xi măng cho

1 m3 đất, tỷ lệ nước/xi măng 80%, trộn theo quy trình chế tạo mẫu tiêu chuẩn Nhật Bản

[48]. Cụ thể, gồm 4 phút đầu tiên trộn bằng máy tốc độ chậm, sau đó là 1 phút trộn tay.

Tiếp đến 2 phút trộn máy tốc độ chậm, 1 phút trộn tay. Cuối cùng trộn bằng máy 3 phút

tốc độ cao. Dung dịch vữa đất - xi măng được chuẩn bị cho tạo cọc trong mô hình đã đổ

đầy đất và chế bị các cọc ĐXM đúc ngoài để thí nghiệm nén một trục nở hông để xác

định cường độ kháng cắt và mô đun đàn hồi của cọc ĐXM.

Trong thùng chứa đất, tạo lỗ trong đất bằng phương pháp ống đôi. Sử dụng ống

inox đường kính ngoài 39,5mm luồn vào ống nhựa PVC đường kính trong 40mm. Ống

đôi được ấn xuống đất thông qua bộ gá gỗ nhằm đảm bảo độ thẳng đứng và khoảng cách

đều các cọc như thiết kế. Khi đến cao độ thiết kế mũi cọc, xoay ống inox bên trong để

cắt đất. Ống inox được rút lên tạo ra lỗ khoan đường kính 40mm. Rót dung dịch đất - xi

măng vừa trộn, đổ vào lỗ khoan. Lưu trạng thái tĩnh 24 giờ, sau đó rút ống nhựa ra khỏi

mô hình tạo thành cọc ĐXM đường kính 40mm tương ứng 1000mm ngoài hiện trường

(tỷ lệ thu nhỏ 1/25). Phương pháp tạo cọc ĐXM được tham khảo từ đề xuất của Kitazume

và nnk (2000), Fang (2006). Sau 28 ngày, cọc ĐXM đảm bảo cường độ theo tiêu chuẩn

TCVN 9906:2014.

Hình 3.16 Tạo hệ cọc đất xi măng D40 trong mô hình thực nghiệm

Bước 3: Lắp đặt hệ thống đo biến dạng, độ lún và gia tải.

Để nghiên cứu thực nghiệm xác định độ lún hệ cọc ĐXM trên mô hình, nghiên cứu

ở đây được lựa chọn với các mô hình bố trí cọc ĐXM khác nhau như:

- Hệ 2x2 cọc ĐXM D40, khoảng cách giữa các tim cọc bằng 2,5D khi không có

lớp lưới ĐKT;

- Hệ 2x2 cọc ĐXM D40, khoảng cách giữa các tim cọc bằng 2,5D có một lớp lưới

ĐKT cường độ cao 600 kN/m;

- Hệ 2x2 cọc ĐXM D40, khoảng cách giữa các tim cọc bằng 3D có một lớp lưới

ĐKT cường độ cao 600 kN/m.

Sơ đồ bố trí hệ thống các thiết bị đo biến dạng và chuyển vị như sau: ứng suất trên

đầu cọc ĐXM được xác định từ đường hiệu chỉnh biến dạng - ứng suất thu được từ thanh

thép trên đầu cọc (mục 3.3.3); biến dạng lưới ĐKT được xác định thông qua các lá điện

trở (Strain gauge) dán ở mặt dưới lưới ĐKT (ở các vị trí giữa cọc) và mặt trên lưới ĐKT

(tại các vị trí trên đầu cọc); áp lực đất nền được đo bằng loadcell ở giữa 4 cọc ĐXM

(hình 3.17 và hình 3.18).

Sau khi lắp đặt hệ thống thiết bị đo biến dạng, tiến hành trải lưới ĐKT cường độ

600 kN/m trên đầu cọc. Tiến hành đầm chặt để tạo một lớp cát dày 100 mm -120 mm

phía trên đầu cọc ĐXM, mục đích tạo lớp cát đủ dày để tạo ra hiệu ứng vòm khi tác

dụng tải trọng. Chiều dày lớp cát được lựa chọn như sau:

Theo BS 8006, chiều dày lớp đất đắp tối thiểu để vòm đất phát triển hoàn toàn thỏa

mãn điều kiện H > 1,4 (s-a). Trong đó: s - khoảng cách giữa các tim cọc; a - đường kính

cọc quy đổi (a = 0,886D).

Với trường hợp thí nghiệm s = 2,5D: H > 1,4 (s-a) = 1,4 (100 - 0,886*40) = 90

mm. Chọn chiều dày lớp cát H = 100 mm.

Với trường hợp thí nghiệm s = 3D: H > 1,4 (s-a) = 1,4 (120 - 0,886*40) = 118 mm.

Chọn chiều dày lớp cát H = 120 mm.

Cuối cùng tiến hành lắp đặt hệ thống gia tải bằng kích thủy lực có đồng hồ đo áp

lực, hệ thống đo độ lún bằng LVDT.

Hình 3.17 Mô hình thực nghiệm cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao

sau khi lắp đặt

Hình 3.18 Sơ đồ bố trí hệ thống các thiết bị đo chuyển vị, ứng suất

3.3 Kết quả thí nghiệm mô hình hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật cường

độ cao

3.3.1 Quy trình thí nghiệm

Trong phạm vi nghiên cứu, các thí nghiệm được sử dụng quy trình thí nghiệm theo

TCVN 9393:2012 [7], theo nguyên tắc:

(1) Tải trọng thí nghiệm được gia tăng từng cấp, mỗi cấp tăng tải tương đương với

khoảng 10 - 15% tải trọng thiết kế (mỗi cấp tương ứng 15 kPa);

(2) Đến khi đạt đến tải trọng thiết kế (105 kPa) thì khi đó dừng tải.

3.3.2 Kết quả thí nghiệm độ lún

Theo kết quả nghiên cứu ở chương 2, hai yếu tố chính ảnh hưởng đến sự làm việc

hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao là tải trọng tác dụng ('v) và tỷ số khoảng

cách giữa các cọc/đường kính cọc (s/D). Để nghiên cứu thực nghiệm xác định độ lún hệ

cọc ĐXM trên mô hình, nghiên cứu ở đây được lựa chọn với các mô hình bố trí cọc

ĐXM khác nhau như: (1) bố trí cọc ĐXM D40, khoảng cách giữa các tim cọc 2,5D khi

không có lớp lưới ĐKT cường độ cao trên đầu cọc; (2) bố trí cọc ĐXM D40, khoảng

cách giữa các tim cọc 2,5D - 3D khi có một lớp lưới ĐKT cường độ cao trên đầu cọc.

Theo dõi lún tại đầu cọc ĐXM và điểm nền đất giữa hai cọc, tương ứng các cấp

tải, các khoảng cách cọc khác nhau. Kết quả đo độ lún ở các trường hợp khi không có

lưới ĐKT với có lưới ĐKT cường độ cao được thể hiện tại bảng 3.5 và các hình 3.19 -

Độ lún (mm) Áp lực (kPa)

hình 3.20.

Bảng 3.5 Độ lún đầu cọc và đất nền theo từng cấp áp lực 75 15

105

0,10 0,25 0,43 0,58 0,77 1,08

2,5D

Đầu cọc

Không lưới

0,38 1,25 2,01 2,91 3,51 12,0

Đất nền

0,11 0,27 0,46 0,66 0,89 1,17 1,71

2,5D

Đầu cọc

Có lưới

0,15 0,39 0,67 0,95 1,27 1,72 2,79

Đất nền

0,13 0,28 0,48 0,69 0,94 1,28 1,99

Đầu cọc

Có lưới

0,15 0,42 0,72 1,03 1,43 2,03 6,21

Đất nền

Với cùng khoảng cách cọc 2,5D, độ lún của đất nền giữa các cọc giảm từ 60% đến

67%, sức chịu tải (áp lực) thẳng đứng tăng 19% so với trường hợp không có lưới. Trong

khi đó, độ lún tại đầu cọc trong trường hợp có lưới tăng từ 6,5% đến 13,5% so với trường

hợp không lưới. Điều này được giải thích do lưới căng ra đỡ tải trọng phía trên tạo thành

lớp truyền tải mềm, phân phối lại tải trọng: giảm tải trọng truyền vào trong đất nền nên

độ lún đất nền giảm xuống; tăng tải trọng truyền vào cọc dẫn đến độ lún đầu cọc tăng

lên. Đây là cơ chế hiệu ứng màng của lớp lưới theo Han và nnk (2002).

Trong hệ nền cọc sử dụng lưới, khi khoảng cách cọc tăng từ 2,5D lên 3,0D, độ lún

cọc ĐXM tăng từ 3,5% đến 8,6%, độ lún đất nền tăng từ 7,1% đến 15,2% (hình 3.20).

Điều này được lý giải do khi khoảng cách cọc tăng làm tổng tải trọng tác dụng tăng lên,

có nghĩa là tải trọng truyền nhiều hơn vào cọc và đất nền, dẫn đến độ lún đầu cọc và đất

nền tăng lên khi tăng khoảng cách cọc (hình 3.20).

Áp lực thẳng đứng tác dụng 'v (kPa) 60

100

120

)

m m

( S n ú l

ộ Đ

Lún đỉnh cọc (không lưới)

Lún đất nền (không lưới)

Lún đỉnh cọc (có lưới)

Lún đất nền (có lưới)

Hình 3.19 Độ lún hệ cọc ĐXM khoảng cách s = 2.5D khi không có và có lưới ĐKT

Áp lực thẳng đứng tác dụng 'v (kPa) 60

100

120

)

m m

( S n ú l

ộ Đ

Lún đỉnh cọc (s=2.5D)

Lún đất nền (s=2.5D)

Lún đỉnh cọc (s=3D)

Lún đất nền (s=3D)

Hình 3.20 Độ lún hệ cọc đất xi măng khoảng cách s = 2.5D và s = 3D có lưới ĐKT

Áp lực thẳng đứng tác dụng 'v (kPa) 60

100

120

)

m m

( S  n ề n

t ấ đ à v

Lún lệch s=2.5D không lưới

c ọ c a ữ i g

Lún lệch s=2.5D có lưới

h c ệ l

Lún lệch s=3D có lưới

n ú l

ộ Đ

Hình 3.21 Độ lún lệch giữa cọc ĐXM và đất nền trong các trường hợp thí nghiệm

Áp lực thẳng đứng tác dụng 'v (kPa) 60

100

120

)

m m

( S n ú l

ộ Đ

Lún đất nền s=2.5D có lưới

Lún đất nền s=3D có lưới

Lún đất nền s=2.5D không lưới

TCVN 9906:2014

Hình 3.22 Độ lún hệ cọc đất xi măng trong các trường hợp và TCVN 9906:2014

Lún lệch giữa cọc ĐXM và đất nền vị trí giữa các cọc khi sử dụng lưới giảm đáng

kể so với khi không sử dụng lưới (hình 3.21). Điều này có nghĩa khi có lưới, lún lệch

giữa cọc và đất nền nhỏ, có tác dụng hạn chế hiện tượng nứt phản ánh lên mặt đường do

lún lệch theo cơ chế giải thích của BS 8006 [31].

Theo biểu đồ hình 3.22, trong giai đoạn làm việc, độ lún hệ cọc ĐXM tính theo

TCVN 9906:2014 khá tương đồng với độ lún hệ cọc ĐXM khi không có lưới. Nhưng,

khi có lưới ĐKT cường độ cao, độ lún hệ cọc ĐXM nhỏ hơn từ 64,5% đến 79,0% so với

trường hợp khi không có lưới ĐKT (theo TCVN 9906:2014), nghĩa là việc sử dụng lớp

lưới cường độ cao trong hệ nền cọc ĐXM không chỉ để gia tăng khả năng ổn định trượt

cho nền đắp, mà còn có tác dụng để giảm độ lún và phù hợp với các nghiên cứu gần

tương tự trước đó [43], [53], [85], [86].

3.3.3 Kết quả thí nghiệm đo ứng suất đầu cọc và áp lực đất nền

Kết quả đo ứng suất đầu cọc, áp lực đất nền ở các trường hợp khi không có lưới

ĐKT với có lưới ĐKT cường độ cao được thể hiện trong bảng 3.6 và tại các hình 3.23 -

hình 3.25.

Bảng 3.6 Ứng suất đầu cọc và áp lực đất nền theo từng cấp áp lực

Áp lực (kPa)

105

Ứng suất đầu cọc (kPa) 27,64 85,62 162,71 232,4 286,43 405,44

2,5D

Áp lực đất nền (kPa)

18,62 27,34 34,52 36,25 38,12 52,32

Không lưới

Hệ số tập trung ứng suất 1,48

3,13

4,71

6,41

7,51

7,75

Ứng suất đầu cọc (kPa) 30,73 93,85 173,22 257,69 346,36 421,49 509,19

2,5D

Áp lực đất nền (kPa)

14,43 18,15 21,57 24,23 27,98 32,32 36,03

Có lưới

Hệ số tập trung ứng suất 2,13

5,17

8,03

10,64 12,38 13,04 14,13

Ứng suất đầu cọc (kPa) 38,65 98,04 181,57 270,37 365,36 448,34 548,82

3D

Áp lực đất nền (kPa)

14,78 19,11 22,04 24,96 29,99 34,81 41,55

Có lưới

Hệ số tập trung ứng suất 2,62

5,13

8,24

10,83 12,18 12,88 13,21

Từ bảng 3.6 và hình 3.23 đến hình 3.25 cho thấy:

Với cùng khoảng cách 2,5D, khi có lưới, ứng suất đầu cọc tăng khoảng 10% và áp

lực đất nền giảm khoảng 30% so với trường hợp không sử dụng lưới. Điều này đã được

giải thích trong mục 3.4.2 do hiệu ứng màng của lớp lưới ĐKT.

Trường hợp cùng sử dụng lưới ĐKT, khi khoảng cách cọc tăng từ 2,5D đến 3D,

ứng suất đầu cọc và áp lực đất nền tăng tương ứng 7,5% và 6,2%. Điều này được lý giải

do khi khoảng cách cọc tăng làm tổng tải trọng tác dụng tăng lên, có nghĩa là tải trọng

truyền nhiều hơn vào cọc và đất nền.

Hệ số tập trung ứng suất khi không có lưới ĐKT khoảng 7,5 lần, phù hợp với kết

quả thí nghiệm của [35], [43], [75]. Khi có lưới ĐKT cường độ cao, hệ số tập trung ứng

suất khoảng 13,5 lần, kết quả phù hợp với kết quả nghiên cứu của [43], [58], [86].

350

300

250

200

) a P k ( c ọ c

u ầ đ

t ấ u s g n ứ g n u r t

150

t ấ u s g n Ứ

100

p ậ t ố s ệ H

40 Áp lực thẳng đứng 'v (kPa)

Ứng suất đầu cọc

Áp lực đất nền

Hệ số tập trung ứng suất

600

500

400

) a P k ( c ọ c

300

u ầ đ

t ấ u s g n ứ g n u r t

200

t ấ u s g n Ứ

p ậ t ố s ệ H

100

105

120

60 Áp lực thẳng đứng tác dụng 'v (kPa)

Ứng suất đầu cọc

Áp lực đất nền

Hệ số tập trung ứng suất

Hình 3.23 Ứng suất đầu cọc, áp lực đất nền khi khoảng cách cọc 2,5D không có lưới

Hình 3.24 Ứng suất đầu cọc, áp lực đất nền khi khoảng cách cọc 2,5D có lưới ĐKT

600

500

400

) a P k ( c ọ c

300

u ầ đ

t ấ u s g n ứ g n u r t

200

t ấ u s g n Ứ

p ậ t ố s ệ H

100

105

120

60 Áp lực thẳng đứng tác dụng 'v (kPa)

Ứng suất đầu cọc

Áp lực đất nền

Hệ số tập trung ứng suất

t ấ u s g n ứ g n u r t

p ậ t ố s ệ H

100

120

60 Áp lực thẳng đứng tác dụng 'v (kPa)

2.5D - không lưới ĐKT

2.5D - có lưới ĐKT

3.0D - có lưới ĐKT

Hình 3.25 Ứng suất đầu cọc, áp lực đất nền khi khoảng cách cọc 3D có lưới ĐKT

Hình 3.26 Hệ số tập trung ứng suất trong các trường hợp thí nghiệm

3.3.4 Kết quả thí nghiệm đo biến dạng lưới địa kỹ thuật

Kết quả đo biến dạng và độ dãn dài tương đối lưới ĐKT cường độ cao trong các

trường hợp được thể hiện tại bảng 3.7 và hình 3.27.

Bảng 3.7 Biến dạng và độ dãn dài tương đối lưới Địa kỹ thuật theo các trường hợp

Áp lực (kPa)

105

0,03 0,13 0,4

1,69

3,83

15,8

47,23

Biến dạng lưới L (m)

2,5D

Có lưới

Độ dãn dài tương đối  (x10-6) 0,28 1,28 4,02 16,86 38,33 158,05 472,28

0,03 0,15 0,66 1,87

5,35

29,18

79,04

Biến dạng lưới L (m)

3D

Có lưới

Độ dãn dài tương đối  (x10-6) 0,26 1,24 5,53 15,55 44,62 243,18 658,65

Áp lực thẳng đứng 'v (kPa) 60

100

120

) 6 - 0 1 (

100

200

 i ớ ư l a ủ c i ố đ

300

400

500

g n ơ ư t i ớ ư l i à d

600

n ã d

ộ Đ

700

s =2.5D

s = 3D

Hình 3.27 Biến dạng và độ dãn dài tương đối lưới Địa kỹ thuật theo các trường hợp

Từ bảng 3.7 và hình 3.27 cho thấy khi tải trọng tác dụng tăng lên, lực truyền vào

lưới tăng dẫn đến biến dạng lưới tăng. Với khoảng cách cọc tăng từ 2,5D đến 3D, tổng

tải trọng tác dụng tăng dẫn đến lực truyền vào lưới tăng, lưới căng ra và biến dạng nhiều

hơn.

3.4 Kết luận chương 3

Trên cơ sở lý thuyết về tỷ lệ mô hình, tổng hợp và phân tích các nghiên cứu mô

hình trong cũng như ngoài nước, tác giả đề xuất được mô hình thí nghiệm hệ cọc ĐXM

kết hợp lưới ĐKT cường độ cao tỷ lệ thu nhỏ 1/25.

Thiết lập được và đưa ra quy trình chế tạo cũng như lắp đặt mô hình thực nghiệm,

tiến hành nghiên cứu thực nghiệm để phân tích ứng xử, mà ở đây cụ thể là hiệu quả giảm

lún của hệ cọc ĐXM kết hợp với lưới ĐKT cường độ cao trong xử lý nền đất yếu dưới

khối đất đắp.

Kết quả nghiên cứu thực nghiệm mô hình vật lý trọng lực đơn cho thấy:

- Độ lún hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao giảm từ 60% đến 67% so

với trường hợp không sử dụng lưới ĐKT cường độ cao.

- Khi có lưới ĐKT cường độ cao hệ số tập trung ứng suất lên đầu cọc ĐXM cao

hơn nhiều (n = 13,5 lần) so với trường hợp không sử dụng lưới ĐKT (n = 7,5 lần).

- Hiệu ứng màng của lớp lưới thể hiện rõ vai trò giảm lún, đặc biệt lún lệch cho hệ

cọc ĐXM kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao, vì vậy cần có các nghiên cứu để hiệu

chỉnh công thức dự báo lún tại TCVN 9906:2014 đối với trường hợp có sử dụng lưới

ĐKT, đặc biệt với lưới ĐKT cường độ cao.

CHƯƠNG 4

ĐỀ XUẤT CÁC CÔNG THỨC TÍNH TOÁN HỆ CỌC ĐẤT XI MĂNG

KẾT HỢP LƯỚI ĐỊA KỸ THUẬT CƯỜNG ĐỘ CAO

Hiện nay, để tính toán hệ GRPS hay giải bài toán hiệu ứng vòm, đã có một số

nghiên cứu của các tác giả như: Terzaghi (1943), Guido (1986), Hewlett và Randolph

(1988), Zaeske (2001), Kempfer (2002), Han và Gabr (2002), Van Ekelen và nnk

(2003)... Hoàn thiện hơn cả là quy trình hướng dẫn thiết kế khối đắp trên “nền” cọc có

gia cường vải địa kỹ thuật BS 8006 (Anh), EBGEO (Đức). Trong số này, BS8006 sử

dụng lý thuyết và công thức Marston là thông dụng khi thiết kế, nhưng lại có hệ số an

toàn khá lớn nên đôi khi gây ra lãng phí không cần thiết. Cùng với đó, vai trò hiệu ứng

màng xảy ra trong lớp lưới ĐKT khi kết hợp cọc ĐXM, nghiên cứu còn rất hạn chế,

ngay với công thức tính toán trong tiêu chuẩn BS 8006 có đề cập, song chưa xem xét

đến ảnh hưởng của áp lực đất nền. Ngoài ra, hiện nay, khi tính độ lún hệ cọc ĐXM, công

thức tính lún dùng chung cho cả hai trường hợp không có lưới ĐKT và có lưới ĐKT là

chưa hợp lý.

Từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao

ở chương 3, trong chương 4 sẽ giải quyết các vấn đề sau:

- Đề xuất công thức tính hệ số tạo vòm, áp lực đất nền, lực phân bố trên lưới dựa

trên cơ sở lý thuyết tiêu chuẩn BS 8006 trong đó có xét đến phản lực của đất nền và biến

dạng cọc ĐXM.

- Đề xuất công thức tính lún hệ cọc ĐXM khi có lưới ĐKT cường độ cao trong đó

xét đến cường độ và môđun dãn dài của lưới.

4.1 Cơ sở lý thuyết xác định lực kéo lưới Địa kỹ thuật theo tiêu chuẩn BS 8006

(Anh)

Để đề xuất công thức tính toán, tác giả trình bày cơ sở lý thuyết tính toán lực kéo

lưới ĐKT của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT theo tiêu chuẩn BS 8006. Từ đó, phân

tích các giả thiết chưa hợp lý của tiêu chuẩn để có thể cải tiến, đề xuất công thức mới

phù hợp hơn trong bài toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao.

Theo BS 8006, tổng tải trọng ∑V truyền xuống phân chia thành ba thành phần: A

- phần tải trọng truyền vào cọc; B - phần tải trọng truyền vào lưới ĐKT; C - phần tải

trọng truyền vào đất yếu giữa các cọc (hình 4.1).

∑V = A + B + C

(4.1)

Hình 4.1 Các thành phần chịu tải trọng hệ cọc đất xi măng

Tuy nhiên, để thiên về an toàn tiêu chuẩn BS 8006 bỏ qua phần tải trọng truyền

∑V = A + B

(4.2)

vào đất yếu (C = 0), nên:

’. a2

(4.3)

A = pc

- Phần tải trọng truyền vào cọc:

’ - ứng suất đầu cọc; a - bề rộng cọc quy đổi.

trong đó: pc

(4.4)

- Phần tải trọng truyền vào và gây ra lực kéo lưới ĐKT:

’ - áp lực truyền vào lưới ĐKT; s - khoảng cách giữa tim các cọc.

trong đó: pr

(4.5)

B = ∑V - A

↔

Cân bằng tổng tải trọng thẳng đứng:

(4.6)

Rút gọn biểu thức:

trong đó:

BS 8006 coi tải trọng phân bố trên diện tích cốt s.(s-a) quy về tải trọng đường WT

(4.7)

↔

tác dụng trên khoảng cách (s-a) giữa hai cọc theo Jones và nnk (1990):

(4.8)

Từ biểu thức (4.6) và (4.7), ta có:

Biểu thức (4.8) là công thức tính WT theo BS 8006 khi có hiệu ứng vòm một phần

(4.9)

(điều kiện 0,7(s-a) ≤ H ≤ 1,4 (s-a)), có thể viết lại công thức (4.8) đầy đủ:

BS 8006 giả thiết ngay khi chiều cao đất đắp H = 1,4 (s-a) thì xảy ra hiệu ứng vòm

toàn phần - lực căng trên lưới ĐKT đạt giá trị lớn nhất, phần đất đắp và tải trọng phía

trên chiều cao vòm không gây ảnh hưởng (p=0). Thay giá trị H = 1,4 (s-a) vào biểu thức

(4.10)

(4.9):

Công thức (4.10) là công thức của tiêu chuẩn BS 8006 tính cho trường hợp khi

hiệu ứng vòm xảy ra hoàn toàn.

4.2 Độ lún của hệ cọc đất xi măng theo TCVN 9906:2014

Độ lún của hệ cọc ĐXM theo tiêu chuẩn TCVN 9906:2014 được trích dẫn từ công

thức gốc của Broms (1979) [32], tổng độ lún ∆h của công trình xây dựng trên nền đất

gia cố bằng cọc ĐXM (có hoặc không có lưới ĐKT), đều được xác định bằng độ lún của

(4.11)

∆h= ∆h1 + ∆h2

khối đất nền phần được gia cố (∆h1) và độ lún của tầng đất nằm dưới mũi cọc (∆h2):

Hình 4.2 Sơ đồ xác định độ lún hệ cọc đất xi măng

(4.12)

- Đối với kiểu cọc chống:

(4.13)

- Đối với kiểu cọc ma sát:

trong đó: h - tổng độ lún tính toán (m); q - tải trọng đơn vị tác dụng (kN/m); H - chiều

dày lớp đất yếu gia cố (m); ap- là tỷ lệ diện tích gia cố (%); Ep - mô đun đàn hồi của cọc

(kPa); Es - mô đun biến dạng của đất nền xung quanh cọc (kPa); H' - chiều dày lớp đất

yếu không được gia cố dưới mũi cọc (m); Qc - chỉ số nén của lớp đất yếu dưới mũi cọc;

e0 - hệ số rỗng tự nhiên của lớp đất yếu; 0' - ứng suất hiệu quả (kPa).

Nhận xét về phương pháp tính lực kéo lưới địa kỹ thuật và độ lún hệ cọc đất xi măng

theo tiêu chuẩn BS 8006

Qua cách tính lực kéo lưới ĐKT và độ lún theo tiêu chuẩn BS 8006, một số nhận

xét được rút ra:

Khi xác định ứng suất đầu cọc và lực kéo lưới, để thiên về an toàn, tiêu chuẩn BS

8006 đã bỏ qua phần tải trọng truyền vào đất nền (giả thiết phần áp lực truyền vào đất

nền C = 0). Tuy nhiên, với bài toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT, khoảng cách giữa

các cọc là tương đối lớn, tức diện tích phần đất yếu chịu lực giữa các cọc cần phải xét

đến trong quá trình chịu tải. Do vậy, tác giả sẽ xây dựng công thức tính toán áp lực lên

đất yếu từ kết quả thí nghiệm.

Một trong các thông số quan trọng cần xác định trong sự làm việc của hệ cọc ĐXM

kết hợp lưới ĐKT là hệ số tạo vòm. Tiêu chuẩn BS 8006 dựa trên tính toán của Marston

(1913), đã xác định hệ số tạo vòm cho ống cống tròn BTCT. Với bài toán hệ cọc ĐXM

kết hợp lưới ĐKT cường độ cao, tác giả sẽ xây dựng lại công thức tính hệ số tạo vòm

Cc cho phù hợp hơn với điều kiện bài toán hệ cọc ĐXM trường hợp cọc chống.

Khi tính toán độ lún hệ cọc ĐXM (có hoặc không có lưới ĐKT), các tiêu chuẩn

hiện hành (TCVN 9906:2014, BS 8006) dựa trên công thức gốc của Broms, đều giả thiết

tất cả tải trọng đều truyền xuống cọc và đất nền gây lún. Tuy nhiên, với trường hợp hệ

cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT thì ngoài tải trọng truyền vào cọc và đất nền, thì một phần

tải trọng truyền vào lưới ĐKT, do vậy tác giả sẽ xây dựng công thức tính lún phù hợp

bài toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao trong trường hợp cọc chống.

4.3 Đề xuất công thức tính toán

4.3.1 Đề xuất công thức xác định hệ số tạo vòm Cc cho cọc đất xi măng trong trường

hợp cọc chống

Sử dụng kết quả thực nghiệm đo được từ mô hình vật lý hệ cọc ĐXM kết hợp lưới

ĐKT cường độ cao tại chương 3 luận án, trong trường hợp khoảng cách cọc 2,5D và 3D

để tính toán hệ số tạo vòm và so sánh kết quả hệ số tạo vòm theo tiêu chuẩn BS 8006

kPa m - -

trong trường hợp cọc chống (công thức 1.26), tổng hợp lại trong bảng 4.1 sau:

Bảng 4.1 Hệ số tạo vòm theo thực nghiệm và BS 8006 45 2,43 2,75 5,26 173,22 5,39 181,57 5,51

75 4,05 4,58 8,88 346,36 9,83 365,36 10,1

60 3,24 3,66 7,07 257,68 7,59 270,37 7,77

30 1,62 1,83 3,44 93,86 3,24 98,04 3,31

90 4,86 5,49 10,69 421,49 11,88 448,34 12,26

105 5,68 6,41 12,5 498 13,95 548,82 14,65

15 v’ 0,81 H 0,92 H/a 1,63 Cc (BS8006) pc’ (s=2.5D) kPa 30,73 1,31 Cc (s=2.5D) kPa 38,65 pc’ (s=3D) 1,47 Cc (s=3D)

Chú ý: quy đổi mô hình vật lý tỷ lệ 1/25 về tỷ lệ thực. Trong đó: s - khoảng cách tim - tim

cọc; D - đường kính cọc (D = 1 m); a - bề rộng cọc tương đương. a2 = .D2/4. Chiều cao đất

’/ trọng lượng thể tích đất đắp  (với  =18,5 kN/m3).

đắp H quy đổi = Áp lực thẳng đứng v

c C m ò v

o ạ t ố s ệ H

H/a

s = 2.5D

BS 8006

s = 3D

Hình 4.3 Hệ số tạo vòm theo kết quả thực nghiệm và BS 8006

Xây dựng công thức tính hệ số tạo vòm Cc hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường

độ cao theo kết quả thực nghiệm. Hệ số tạo vòm Cc dạng đường thẳng, tỷ lệ thuận chiều

cao H và tỷ lệ s/D, tỷ lệ nghịch với bề rộng cọc quy đổi.

Phương trình hệ số tạo vòm Cc có dạng: Cc = m.(H/a) - n

Trong đó m và n là hàm phụ thuộc vào khoảng cách s và đường kính cọc D. Dựa

(4.14)

vào phương pháp phân tích hồi quy, xác định được:

(4.15)

Như vậy, đề xuất công thức xác định hệ số tạo vòm Cc:

Xác định mức độ phù hợp của công thức đề xuất bằng cách so sánh kết quả hệ số

tạo vòm theo công thức đề xuất và hệ số tạo vòm theo kết quả thực nghiệm tại bảng 4.2:

Bảng 4.2 Mức độ phù hợp của công thức đề xuất hệ số tạo vòm 90

kPa

105

v’

0,81

1,62

2,43

3,24

4,05

4,86

5,68

H

0,92

1,83

2,75

3,66

4,58

5,49

6,41

H/a

1,31

3,24

5,39

7,59

9,83

11,88

13,95

Cc (khi s=2.5D)

thí nghiệm

Cc (khi s=2.5D)

1,51

3,57

5,62

7,67

9,73

11,78

13,84

đề xuất

Cc (khi s=3D)

1,47

3,31

5,51

7,77

10,1

12,26

14,65

thí nghiệm

Cc (khi s=3D)

1,55

3,69

5,82

7,95

10,08

12,21

14,34

đề xuất

Thông qua hệ số xác định R2 để đánh giá mức độ phù hợp của công thức đề xuất

với kết quả thực nghiệm. Kết quả cho thấy R2 > 0,9 có nghĩa kết quả hệ số tạo vòm theo

công thức đề xuất phù hợp với hệ số tạo vòm theo kết quả thực nghiệm (hình 4.4 và hình

4.5).

So sánh với công thức hệ số tạo vòm Cc theo tiêu chuẩn BS 8006 chỉ phụ thuộc

vào chiều cao đất đắp và bề rộng cọc quy đổi. Trong khi đó, với công thức đề xuất 4.15,

ngoài hai yếu tố trên, còn xét đến yếu tố quan trrọng khác đó là khoảng cách giữa các

tim cọc. Theo kết quả bảng 4.2 cho thấy khi khoảng cách cọc tăng, dẫn đến hệ số tạo

vòm tăng, tức là ứng suất đầu cọc tăng lên. Kết quả này phù hợp với phân tích số 3D

t ấ u x

R2 = 0,97

ề đ c ứ h t g n ô c

o e h t c C ố s ệ H

8 Hệ số Cc theo kết quả thí nghiệm

trong chương 2 và các công bố của [43], [78], [84].

Hình 4.4 R2 của hệ số tạo vòm theo công thức đề xuất trường hợp s = 2,5D

t ấ u x

2 R

= 0,98

ề đ c ứ h t g n ô c

o e h t c C ố s ệ H

4 Hệ số Cc theo kết quả thí nghiệm

Hình 4.5 R2 của hệ số tạo vòm theo công thức đề xuất trường hợp s = 3D

4.3.2 Đề xuất công thức xác định áp lực đất nền và lực phân bố trên lưới địa kỹ thuật

trong trường hợp cọc chống

Tổng tải trọng ∑V truyền xuống phân chia thành ba thành phần: A - Phần tải trọng

truyền vào cọc; B - Phần tải trọng truyền vào lưới ĐKT; C - phần tải trọng truyền vào

B + C= ∑V - A

(4.16)

(4.17)

↔

đất yếu giữa các cọc. Từ công thức 4.1 đến 4.6, ta có cân bằng tổng tải trọng thẳng đứng:

(4.18)

(4.19)

Rút gọn biểu thức:

(4.20)

Từ biểu thức (4.7) và (4.19), ta có:

Như vậy, để xác định lực phân bố trên cốt WT, cần phải xác định được áp lực

truyền vào nền đất yếu . Dựa trên kết quả thực nghiệm mô hình vật lý trong chương

3 (bảng 3.6), áp lực truyền vào nền đất yếu phụ thuộc vào chiều cao đất đắp H và

's = 13.128e0.203H R² = 0.9931

) a P k (

 u ế y

t ấ đ

o à v

c ự l

's = 13.195e0.1832H R² = 0.9879

p Á

s = 3D

s = 2.5D

4 3 Chiều cao đất đắp H (m)

khoảng cách cọc như sau:

Hình 4.6 Áp lực đất nền theo kết quả thực nghiệm

Bảng 4.3 Áp lực đất nền thí nghiệm theo các cấp áp lực

Áp lực

kPa

105

’

thẳng đứng v

Chiều cao đất

0,81

1,62

2,43

3,24

4,05

4,86

5,68

đắp quy đổi H

kPa

14,43

18,15

21,57

24,23

27,98

32,32

36,03

(khi s = 2.5D)

kPa

14,78

19,11

22,04

24,96

29,99

34,81

41,55

(khi s = 3D)

Phương trình xác định áp lực truyền vào nền đất yếu có dạng: = xeyH

Trong đó x và y là hàm phụ thuộc vào khoảng cách s và đường kính cọc D. Dựa

(4.21)

vào phương pháp phân tích hồi quy, xác định được:

(4.22)

Như vậy, đề xuất công thức xác định áp lực truyền vào nền đất yếu :

Xác định mức độ phù hợp của công thức đề xuất bằng cách so sánh kết quả áp lực

truyền vào nền đất yếu theo công thức đề xuất và theo kết quả thực nghiệm tại bảng 4.4:

Bảng 4.4 Mức độ phù hợp của công thức đề xuất áp lực truyền vào đất yếu

’

kPa

105

Áp lực thẳng đứng v

Chiều cao đất đắp H

0,81

1,62

2,43

3,24

4,05

4,86

5,68

(khi s = 2,5D)

kPa

14,43

18,15

21,57

24,23

27,98

32,32

36,03

- thực nghiệm

(khi s = 2,5D) -

kPa

15,31

17,75

20,59

23,89

27,71

32,14

37,35

công thức đề xuất

(khi s = 3D)

kPa

14,78

19,11

22,04

24,96

29,99

34,81

41,55

- thực nghiệm

(khi s = 3D) - công

kPa

15,47

18,24

21,5

25,34

29,87

35,21

41,59

thức đề xuất

Thông qua hệ số xác định R2 để đánh giá mức độ phù hợp của công thức đề xuất với kết quả thực nghiệm. Kết quả cho thấy R2 > 0,9 có nghĩa kết quả theo công thức đề xuất tính áp lực đất nền phù hợp với kết quả thực nghiệm.

Trong tiêu chuẩn BS 8006 để thiên về an toàn đã giả thiết bỏ qua sự làm việc của

đất nền xung quanh cọc, tức là tất cả tải trọng sẽ truyền vào cọc và lưới. Với kết quả thí nghiệm trên mô hình vật lý (tương đồng với kết quả thí nghiệm với các công bố của

[35], [59]) cho thấy, đất nền có tham gia vào quá trình chịu tải trọng đắp. Công thức

4.22 đề xuất áp lực đất nền phụ thuộc vào ba yếu tố chính: chiều cao đắp, đường kính

cọc và khoảng cách cọc.

Hình 4.7 R2 của áp lực đất nền theo công thức đề xuất trường hợp s = 2,5D

Hình 4.8 R2 của áp lực đất nền theo công thức đề xuất trường hợp s = 3D

100

Từ biểu thức (4.20) và (4.22), đề xuất công thức tính lực WT trên lưới có xét đến

(4.23)

Với:

sự làm việc của đất nền:

4.3.3 Đề xuất công thức tính lún hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật trong

trường hợp cọc chống

Trong bài toán cọc chống (chiều dài cọc ĐXM bằng chiều dày lớp đất yếu), độ lún

S của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao bao gồm độ lún cọc ĐXM Scol và

độ võng lớp lưới ĐKT Sgrid (hình 4.9). Với giả thiết độ võng của lưới ĐKT bằng độ lún

của nền đất xung quanh cọc trong khả năng chịu tải, tức là áp lực đất nền nhỏ hơn sức

chịu tải giới hạn nền đất. Đề xuất công thức tính độ lún S của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới

S = Scol + Sgrid

(4.24)

ĐKT cường độ cao trong trường hợp cọc chống (công thức 4.2):

(4.25)

Độ lún của cọc ĐXM:

trong đó: p'c - ứng suất đầu cọc, xác định qua công thức 4.15; L - chiều dài cọc ĐXM;

Ecol - Mô đun đàn hồi của cọc ĐXM.

Độ võng lớp lưới ĐKT so với đầu cọc được xác định theo công thức của Giroud

(4.26)

Scol

và nnk (1990) [38], đã được sử dụng trong BS 8006:

Sgrid

Hình 4.9 Sơ đồ tính độ lún của hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa kỹ thuật

101

4.4 Đánh giá các công thức đề xuất tính toán hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới Địa

kỹ thuật cường độ cao

4.4.1 Đánh giá công thức đề xuất tính hệ số tạo vòm và áp lực đất nền trường hợp

cọc chống

Để đánh giá các công thức đề xuất, tác giả sử dụng các công thức (4.15) tính toán hệ số tạo vòm Cc, từ đó xác định ứng suất đầu cọc và công thức (4.22) tính toán áp lực

đất nền . Bảng 4.5 tổng hợp công thức tính toán ứng suất đầu cọc, áp lực đất nền theo

công thức đề xuất, theo tiêu chuẩn BS 8006 và tiêu chuẩn EBGEO.

Bảng 4.5 Công thức tính ứng suất đầu cọc và áp lực đất nền theo các phương pháp Thực nghiệm

BS 8006

Đề xuất

EBGEO

đo thực

theo

nghiệm, theo

công thức

bảng (3.7)

(1.14)

đo thực

= SRR.

theo

nghiệm, theo

SRR theo công thức

công thức

bảng (3.7)

(1.23) và (1.24)

(1.13)

Từ kết quả tính toán theo các công thức đề xuất, so sánh với kết quả theo tiêu chuẩn

BS 8006 và tiêu chuẩn EBGEO dựa trên hai tiêu chí hệ số tập trung ứng suất n vào cọc

ĐXM (công thức 1.8) và hệ số giảm ứng suất SRR trong đất nền (công thức 1.9) - hai

tiêu chí đánh giá được đề nghị trong TCVN 9906:2014. Kết quả phân tích hệ số tập

trung ứng suất n và hệ số giảm ứng suất SRR được thể hiện trong bảng 4.6, bảng 4.7 và

’ (kPa)

60 3,24 2,01 0,4 0,4 0,64 0,43

90 4,86 3,01 0,36 0,36 0,42 0,36

5,62

8,7

hình 4.10 đến hình 4.13.

Bảng 4.6 Hệ số tập trung ứng suất n và hệ số giảm ứng suất SRR theo các phương pháp (khoảng cách s = 2.5D) 105 75 45 5,68 4,05 2,43 3,52 2,51 1,51 0,34 0,37 0,48 0,36 0,37 0,46 0,36 0,51 0,87 0,5 0,34 0,39 8,03 10,63 12,38 13,04 13,82 9,16 11,03 12,23 12,88 13,12 4,09 10,25 7,16 9,06 11,57 13,5 15,02 16,27

Áp lực thẳng đứng v Chiều cao đất đắp H (m) H/(s-a) SRR (theo kết quả thực nghiệm) SRR (theo công thức đề xuất) SRR (theo tiêu chuẩn BS 8006) SRR (theo tiêu chuẩn EBGEO) n (theo kết quả thực nghiệm) n (theo công thức đề xuất) n (theo tiêu chuẩn BS 8006) n (theo tiêu chuẩn EBGEO)

15 0,81 0,5 0,96 0,98 1,04 0,88 2,13 2,79 2,97 2,12

30 1,62 1 0,61 0,59 0,96 0,63 5,17 6,42 3,57 5,63

102

Bảng 4.7 Hệ số tập trung ứng suất n và hệ số giảm ứng suất SRR theo các phương pháp (khoảng cách s = 3D) 15

105

’ (kPa)

Áp lực thẳng đứng v

Chiều cao đất đắp H (m)

0,81 1,62 2,43 3,24

4,05

4,86

5,68

H/(s-a)

0,38 0,77 1,15 1,53

1,92

2,30

2,68

SRR (theo kết quả thực nghiệm)

0,99 0,64 0,49 0,42

0,40

0,39

SRR (theo công thức đề xuất)

0,99 0,61 0,48 0,42

0,40

0,39

SRR (theo tiêu chuẩn BS 8006)

1,24 1,19 1,17 1,06

0,84

0,70

0,60

SRR (theo tiêu chuẩn EBGEO)

0,89 0,68 0,56

0,5

0,46

0,44

0,42

n (theo kết quả thực nghiệm)

2,08 4,91 7,86 10,32 11,55 12,11 11,99

n (theo công thức đề xuất)

2,91 6,67 9,39 11,16 12,18 12,63 12,67

n (theo tiêu chuẩn BS 8006)

2,48 2,89 3,04 3,42

4,34

5,26

6,18

n (theo tiêu chuẩn EBGEO)

2,4 6,31 9,93 12,41 14,2 15,56 16,64

1,2

1,1

1,0

R R S

0,9

t ấ u s

0,8

0,7

0,6

g n ứ m ả i g ố s ệ H

0,5

0,4

0,3

0,5

3,5

1,5

2,5

2 Tỷ số H/(s-a)

BS 8006

EBGEO

Thực nghiệm

Đề xuất

Hình 4.10 Tỷ số giảm ứng suất SRR theo các phương pháp (khoảng cách s = 2,5D)

103

t ấ u s g n ứ g n u r t

p ậ t ố s ệ H

0,5

3,5

1,5

2,5

2 Tỷ số H/(s-a)

BS 8006

EBGEO

Thực nghiệm

Đề xuất

1,3

1,2

1,1

1,0

R R S

0,9

t ấ u s

0,8

0,7

0,6

g n ứ m ả i g ố s ệ H

0,5

0,4

0,3

0,5

2,5

1,5 Tỷ số H/(s-a)

BS 8006

EBGEO

Thực nghiệm

Đề xuất

Hình 4.11 Hệ số tập trung ứng suất theo các phương pháp (khoảng cách s = 2,5D)

Hình 4.12 Tỷ số giảm ứng suất SRR theo các phương pháp (khoảng cách s = 3D)

104

20,0

18,0

16,0

14,0

12,0

t ấ u s g n ứ g n u r t

10,0

8,0

p ậ t ố s ệ H

6,0

4,0

2,0

0,5

2,5

1,5 Tỷ số H/(s-a)

BS 8006

EBGEO

Thực nghiệm

Đề xuất

Hình 4.13 Hệ số tập trung ứng suất theo các phương pháp (khoảng cách s = 3D)

Để xác định sự phù hợp với kết quả thực nghiệm, tính toán hệ số xác định R2 theo

các kết quả theo công thức tiêu chuẩn BS 8006, EBGEO, kết quả được trình bày trong

bảng 4.8:

Bảng 4.8 R2 của hệ số tập trung ứng suất trong các trường hợp

s = 2,5D

s = 3D

BS 8006 EBGEO Đề xuất

Hệ số tập

trung ứng

0,113

0,885

0,966

< 0,1

0,44

0,914

suất n

Từ kết quả bảng 4.6 đến bảng 4.7 và hình 4.10 đến hình 4.13, cho thấy:

Hệ số tập trung ứng suất n xác định theo BS 8006 chênh lệch nhiều nhất với kết

quả đo thực nghiệm. Điều này được giải thích do trong tính toán tiêu chuẩn BS 8006,

giả thiết bỏ qua sự làm việc của đất nền, coi tải trọng truyền toàn bộ vào cọc và lưới.

Với giả thiết này, việc tính toán thiên về an toàn và kết quả thường sai lệch nhiều so với

thực nghiệm theo kết luận của [34].

Hệ số tập trung ứng suất n xác định theo EBGEO là lớn nhất, với hệ số xác định

105

trung bình trong hai trường hợp so với kết quả thực nghiệm (𝑅̅2 = 0,66). Kết quả này

được lý giải do EBGEO đã xem xét đến phản lực của đất nền, các công thức tính toán

được xây dựng trên cơ sở mô hình thực nghiệm. Tuy nhiên, EBGEO được xây dựng trên

mô hình vật lý là cọc bê tông cốt thép, do vậy hệ số tập trung ứng suất n xác định theo

tiêu chuẩn này có xu hướng cao hơn so với hệ số tập trung ứng suất trong bài toán là hệ

cọc ĐXM khi tải trọng tác dụng lớn.

Hệ số tập trung ứng suất n xác định theo các công thức đề xuất 4.15 và 4.22 cho

kết quả phù hợp nhất với kết quả thực nghiệm mô hình vật lý (𝑅̅2 = 0,94).

4.4.2 Đánh giá công thức đề xuất tính toán độ lún hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới

Địa kỹ thuật

Sử dụng công thức tính lún hệ cọc ĐXM kết hợp theo công thức đề xuất (4.24), so

sánh với kết quả độ lún tính theo quy trình TCVN 9906:2014. Kết quả phân tích được

trình bày cụ thể trong bảng 4.9, bảng 4.10 và hình 4.14, hình 4.15.

Bảng 4.9 Độ lún hệ cọc đất xi măng tính theo các phương pháp (khoảng cách s = 2,5D)

105

Áp lực thẳng đứng v

’ kPa

Độ lún thực nghiệm mm

0,15

0,39

0,67

0,95

1,27

1,72

2,79

0,38

0,75

1,13

1,50

1,88

2,26

2,63

Độ lún theo TCVN 9906:2014 Ứng suất đầu cọc theo

kPa 41,06 113,99 188,65 263,75 339,02 414,38 489,79

công thức đề xuất

0,15

0,41

0,67

0,94

1,21

1,47

1,74

10-6

0,28

1,28

4,02

16,86

38,33 158,05 472,28

Độ lún hệ cọc ĐXM Scol mm Độ dãn dài tương đối lưới ĐKT 

0,02

0,04

0,08

0,16

0,24

0,51

0,86

0,17

0,45

0,75

1,10

1,45

1,98

2,60

Độ võng lưới ĐKT Sgrid mm Độ lún theo công thức đề xuất

Bảng 4.10 Độ lún hệ cọc đất xi măng tính theo các phương pháp (khoảng cách s = 3D)

105

Áp lực thẳng đứng v

’ kPa

Độ lún thực nghiệm mm 0,15

0,42

0,72

1,03

1,43

2,03

6,21

mm 0,51

1,02

1,54

2,05

2,56

3,07

3,59

Độ lún theo TCVN 9906:2014 Ứng suất đầu cọc theo

kPa 43,21 121,62 202,02 282,93 364,03 445,24 526,50

0,43

0,72

1,01

1,29

1,58

1,87

1,24

5,53

15,55

44,62 243,18 658,65

công thức đề xuất Độ lún cọc ĐXM Scol mm 0,15 Độ dãn dài tương đối x10-6 0,26

106

lưới ĐKT 

0,06

0,12

0,20

0,35

0,81

1,33

mm 0,18

0,49

0,84

1,21

1,64

2,39

3,20

Độ võng lưới ĐKT Sgrid mm 0,03 Độ lún theo công thức đề xuất

Hình 4.14 Độ lún hệ cọc tính theo các phương pháp (khoảng cách s = 2,5D)

Hình 4.15 Độ lún hệ cọc tính theo các phương pháp (khoảng cách s = 3D)

107

Để xác định sự phù hợp với kết quả thực nghiệm, tính toán hệ số xác định R2 theo

các kết quả theo công thức tính lún theo TCVN 9906:2014, tiêu chuẩn BS 8006, EBGEO

và đề xuất, kết quả được trình bày cụ thể trong bảng 4.11.

Bảng 4.11 R2 của kết quả tính độ lún hệ cọc trong các trường hợp

Trường hợp

s = 2,5D

s = 3D

tính toán

BS 8006, TCVN

Công thức

BS 8006, TCVN

Công thức

9906:2014

đề xuất

9906:2014

đề xuất

Độ lún

0,716

0,966

0,560

0,93

Từ kết quả bảng 4.9 đến bảng 4.11 và hình 4.14 đến hình 4.15 cho thấy:

- Kết quả tính lún theo công thức tính lún của các tiêu chuẩn TCVN 9906:2014,

BS 8006 dựa trên công thức gốc của Broms có sự khác biệt so với độ lún trong mô hình

thực nghiệm. Điều này được giải thích là trong công thức gốc của Broms, tác giả sử

dụng phương pháp nền tương đương - coi cọc và đất nền cùng biến dạng. Ngoài ra, hiệu

ứng màng của lớp lưới ĐKT không được xét đến trong công thức. Do vậy, kết quả độ

lún dự báo thường thiên về an toàn.

- Trong đó, với công thức đề xuất, tác giả đã xét đến ảnh hưởng của hiệu ứng màng

của lớp lưới ĐKT cường độ cao, phân chia rõ ràng độ lún đầu cọc và độ võng do lưới

ĐKT. Độ lún dự báo sử dụng công thức đề xuất cho kết quả gần với kết quả thực nghiệm.

4.5 Kết luận chương 4

Kết quả nghiên cứu trình bày tại chương 4 cho phép rút ra một số kết luận chính

- Cho đến nay, khi thiết kế cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT để xử lý nền đất yếu, tiêu

chuẩn BS 8006 của Anh được áp dụng phổ biến. Tuy nhiên, cơ sở lý thuyết tính toán

trong tiêu chuẩn này vẫn chứa khá nhiều giả thiết gần đúng để đơn giản hóa bài toán,

chẳng hạn như: bỏ qua sự làm việc của nền đất yếu; coi toàn bộ tải trọng từ khối đắp

truyền vào cọc và lưới ĐKT; và không có biến dạng của cọc và lưới khi chịu lực.

- Từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm mô hình, phân tích hồi quy, xây dựng và đề

xuất được các công thức 04 công thức mới của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường

độ cao: tính hệ số tạo vòm Cc (công thức 4.15), công thức tính áp lực đất nền (công thức

4.22), công thức tính lực thẳng đứng phân bố WT (công thức 4.23), công thức dự tính

lún hệ cọc ĐXM kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao (công thức 4.24) trong trường

hợp cọc chống, cho một loại đất yếu với cấu trúc nền cụ thể.

- Đánh giá và so sánh kết quả tính toán theo các công thức đề xuất với kết quả tính

toán theo các tiêu chuẩn được áp dụng phổ biến BS 8006, EBGEO để khẳng định mức

độ phù hợp công thức đề xuất.

108

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

I. KẾT LUẬN

Luận án là công trình nghiên cứu tổng hợp về giải pháp cọc ĐXM kết hợp lưới

ĐKT cường độ cao để xử lý nền đất yếu dưới nền đường đắp trong xây dựng giao thông

bằng. Bằng phương pháp nghiên cứu lý thuyết, phương pháp mô hình số kết hợp phương

pháp thực nghiệm trong phòng cho hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao cho

một cấu trúc nền cụ thể, luận án đã có một số đóng góp về mặt khoa học và thực tiễn:

1. Luận án đã khảo sát và phân tích được mức độ ảnh hưởng của các yếu tố đến sự

làm việc của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao, từ đó xác định được hai yếu

tố có vai trò quan trọng nhất ảnh hưởng đến hiệu quả truyền tải và lực căng lưới ĐKT

gồm tải trọng tác dụng (v’) và tỷ số khoảng cách cọc/đường kính cọc (s/D).

2. Đã sáng tỏ được khi sử dụng lớp lưới ĐKT cường độ cao cho hiệu quả truyền

tải cọc và phát huy lực kéo lưới cao hơn so trường hợp sử dụng nhiều lớp lưới ĐKT

thông thường.

3. Kết quả phân tích cho thấy, khi kết hợp với lưới ĐKT cường độ cao, với tỷ số

s/D từ 2,5 - 3,5 lần, có thể bố trí giảm số lượng cọc ĐXM (tăng khoảng cách cọc) mà

vẫn đảm bảo hiệu quả truyền tải cọc so với trường hợp sử dụng nhiều lớp lưới ĐKT

thông thường.

4. Đã xây dựng mô hình nghiên cứu thực nghiệm trọng lực đơn với tỷ lệ thu nhỏ

1/25 phù hợp cho nghiên cứu sự làm việc của hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ

cao dưới tải trọng thẳng đứng với cấu trúc nền đất yếu một lớp, sơ đồ cọc chống.

5. Từ phân tích số, đánh giá và căn cứ số liệu thí nghiệm trên mô hình hệ cọc ĐXM

kết hợp lưới ĐKT cường độ cao, tương ứng các kịch bản khác nhau và bám sát cơ sở lý

thuyết tiêu chuẩn BS 8006 của Anh nhưng có xét đến phản lực của đất nền giữa các cọc,

biến dạng cọc ĐXM và biến dạng của lớp lưới ĐKT cường độ cao, đã xây dựng và đề

xuất được 04 công thức tính toán cải tiến mới: công thức tính hệ số tạo vòm Cc (công

thức 4.15), công thức tính áp lực đất nền (công thức 4.22), công thức tính lực thẳng đứng

phân bố WT (công thức 4.23), công thức dự tính lún hệ cọc ĐXM (công thức 4.24) cho

trường hợp cọc ĐXM là cọc chống kết hợp lưới ĐKT cường độ cao của một loại đất yếu

tương ứng một kiểu cấu trúc nền cụ thể.

109

II. NHỮNG HẠN CHẾ

Trong điều kiện nghiên cứu có hạn, chưa cho phép khảo sát và phân tích hết các trường

hợp ứng xử cũng như chịu tải khác nhau, luận án còn tồn tại một số hạn chế sau:

- Các nghiên cứu của luận án mới thực hiện ở trong phòng thí nghiệm, phương pháp

số mô phỏng mà chưa có điều kiện thực nghiệm ở hiện trường;

- Trong điều kiện nghiên cứu, luận án chỉ mới xét cho một loại đất yếu với kiểu cấu

trúc nền cụ thể, trường hợp sử dụng cát làm đất đắp nền;

- Chưa xét tới ảnh hưởng yếu tố thời gian đến sự thay đổi tính chất cơ học của hệ

cọc ĐXM và hiện tượng ma sát âm tác dụng lên cọc ĐXM;

- Chưa xét cho bài toán với mô hình cọc treo (cọc ma sát), cũng như chưa xét được

cho trường hợp nền đất yếu nhiều lớp đất;

- Chưa nghiên cứu bài toán trong trường hợp hệ nền cọc chịu tải trọng ngang, tải

trọng động và bài toán ổn định nền đường.

III. KIẾN NGHỊ

Dựa vào những kết quả đạt được của luận án, một số kiến nghị được đưa ra:

- Từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm giải pháp cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường

độ cao trong phòng, kiến nghị tiếp tục nghiên cứu thực nghiệm và quan trắc trên mô

hình tỷ lệ thực ngoài hiện trường để từ đó xây dựng tiêu chuẩn thiết kế phù hợp với điều

kiện đất yếu, vật liệu và công nghệ xây dựng ở Việt Nam.

- Sử dụng các kết quả nghiên cứu trong luận án để tính toán thiết kế hệ cọc ĐXM tỷ

số khoảng cách cọc/đường kính cọc từ 2,5 đến 3,5 lần, loại lưới ĐKT phù hợp trong hệ

GRPS đảm bảo yếu tố kinh tế - kỹ thuật với điều kiện đất nền tương tự.

IV. HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO

Các hướng nghiên cứu tiếp theo của đề tài bao gồm:

- Nghiên cứu thực nghiệm và quan trắc ngoài hiện trường trên mô hình tỷ lệ thực.

Phân tích các kết quả thực nghiệm và so sánh với các kết quả theo các công thức đề

xuất;

- Nghiên cứu độ lún, sự biến đổi tính chất cơ học của cọc ĐXM và lưới ĐKT dưới

tác dụng của tải trọng đắp theo thời gian và hiện tượng ma sát âm tác dụng lên cọc ĐXM;

- Nghiên cứu bài toán hệ cọc ĐXM kết hợp lưới ĐKT cường độ cao khi mô hình bài

toán cọc treo (cọc ma sát), cọc chịu tải trọng ngang, cọc chịu tải trọng động và bài toán

ổn định nền đường.

110

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ

1. Nguyen Thai Linh, Nguyen Duc Manh, Nguyen Hai Ha (2019), "Paralink technology

− method of soft soil stabilization by the soil cement pile with high tensile

geosynthetics", Proceedings of the IVth All-Russian symposium with participation

of foreign scientists, dedicated to the 90th anniversary of Academician Nikolay

Logatchev Irkutsk, pp. 120 - 123. (ISBN 978-5-9908560-7-3)

2. Nguyễn Thái Linh, Nguyễn Đức Mạnh, Phạm Hoàng Kiên (2020), "Nghiên cứu độ

lún hệ cọc đất xi măng kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao trên mô hình thực

nghiệm", Khoa học Giao thông vận tải, 71(2), pp. 102 - 112. (ISSN 1859-2724)

3. Nguyễn Thái Linh, Nguyễn Đức Mạnh (2020), "Thiết lập tỷ lệ mô hình thực nghiệm

trong phòng hợp lý phục vụ nghiên cứu ứng xử hệ trụ đất xi măng kết hợp lưới địa

kỹ thuật cường độ cao", Địa kỹ thuật, 1, pp. 65 - 73. (ISSN - 0868 - 279X)

4. Nguyen Thai Linh, Nguyen Duc Manh, Nguyen Hai Ha (2021), "Analysis of

impacting factors for soil-cement column combined high strength geogrid",

Transport and Communication Science Journal, 72(1), pp. 9-15. (ISSN 2615-

9554)

111

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tiếng Việt

1 Phùng Vĩnh An (2012), “Bàn về phương pháp tính toán gia cố nền bằng cọc xi

măng - đất”, Khoa học và Công nghệ, tr. 17–20.

2 Bộ Giao thông Vận tải (2000), 22TCN 262:2000 - Quy trình khảo sát thiết kế

nền đường ôtô đắp trên đất yếu.

3 Bộ Giao thông Vận tải (2013), TCVN 9984: 2013 - Vải Địa kỹ thuật.

4 Bộ Nông nghiệp và phát triển nông thôn (2014), TCVN 9906:2014 - Công trình

thủy lợi - Cọc xi măng đất thi công theo phương pháp Jet grouting - Yêu

cầu thiết kế thi công và nghiệm thu cho xử lý nền đất yếu.

5 Bộ Xây dựng (2012), TCVN 9355:2012 - Gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm

thoát nước.

6 Bộ Xây dựng (2012), TCVN 9362:2012 - Tiêu chuẩn thiết kế nền nhà và công

trình.

7 Bộ Xây dựng (2012), TCVN 9393:2012 - Cọc - Phương pháp thử nghiệm tại

hiện trường bằng tải trọng tĩnh ép dọc trục.

8 Bộ Xây dựng (2012), TCVN 9403:2012 - Gia cố đất nền yếu - Phương pháp

trụ đất xi măng.

9 Đỗ Hữu Đạo (2015), Nghiên cứu sự làm việc của cọc đơn và nhóm cọc đất xi

măng cho công trình nhà cao tầng, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Đại học Đà

Nẵng, Đà Nẵng.

10 Nguyễn Quốc Dũng (2012), “Một số vấn đề kỹ thuật trong thiết kế khối đắp trên

nền cọc”, Khoa học và Công nghệ, (11), tr. 10–16.

11 Nguyễn Đức Hạnh, Lê Thị Hồng Vân (2010), “Mô hình vật lý trong địa kỹ

thuật”, Tạp chí Khoa học Giao thông Vận Tải, (3), tr. 1–10.

12 Nguyễn Việt Hùng (2014), Nghiên cứu xác định các thông số chính khi sử dụng

hệ cọc đất xi măng để xử lý nền đường đắp trên đất yếu ở Việt Nam, Luận

án tiễn sĩ kỹ thuật, Đại học Giao thông vậ tải, Hà Nội.

13 Vũ Văn Khánh (2017), Nghiên cứu ứng dụng cọc đất xi măng theo công nghệ

tạo cọc bằng thiết bị trộn kiểu tia phun xi măng (jet – grouting) cho địa

bàn thành phố Hải Phòng, Luận văn thạc sĩ khoa học, Trường ĐH dân lập

Hải Phòng, Hải Phòng.

112

14 Bạch Vũ Hoàng Lan (2017), Nghiên cứu ảnh hưởng của hiệu ứng nhóm đến khả

năng chịu tải dọc trục và độ lún của nhóm cọc thẳng đứng, Luận án tiến sĩ

kỹ thuật, Viện Khoa học thủy lợi miền Nam, Hồ Chí Minh.

15 Nguyễn Thái Linh, Nguyễn Đức Mạnh (2020), “Thiết lập tỷ lệ mô hình thực

nghiệm trong phòng hợp lý phục vụ nghiên cứu ứng xử hệ trụ đất xi măng

kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao”, Địa kỹ thuật, (1), tr. 65–74.

16 Nguyễn Thị Loan (2016), Nghiên cứu tính toán lớp cốt vật liệu địa kỹ thuật sử

dụng trong nền đắp có cọc hỗ trợ, Luận án Tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại

học Giao thông Vận tải, Hà Nội.

17 Đoàn Thế Mạnh (2009), “Phương Pháp Gia Cố Nền Đất Yếu Bằng Trụ Đất –

Ximăng”, Khoa học Công nghệ Hàng hải, 19, tr. 53–58.

18 Nguyễn Tuấn Phương, Châu Ngọc Ẩn, Võ Phán (2015), “Phân tích ứng xử của

lớp cát đệm kết hợp vải địa kỹ thuật trên đầu cọc trong nền nhà xưởng chịu

tải phân bố đều”, Thủy lợi và môi trường, 40(3), tr. 1–11.

19 Nguyễn Xuân Quân, Nguyễn Đức Mạnh (2015), “Một số vấn đề về tính toán hệ

cọc đất xi măng kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường khi xử lý nền đất yếu

cho các khối đắp cao”, Tuyển tập công trình Khoa học Hội nghị KHCN cơ

học toàn quốc, 1, tr. 512–520.

20 Thái Hồng Sơn, Trịnh Minh Thụ, Trịnh Công Vấn (2014), “Lựa chọn hàm lượng

xi măng và tỉ lệ nước-xi măng hợp lý cho gia cố đất yếu vùng ven biển

đồng bằng sông Cửu Long”, Khoa học kỹ thuật thủy lợi và môi trường,

44(3), tr. 58–62.

21 Nguyễn Viết Trung, Vũ Minh Tuấn (2018), Cọc đất xi măng - Phương pháp gia

cố nền đất yếu, Nxb Xây dựng, Hà Nội.

22 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, (1), tr. 40 - 50.

23 Thân Văn Văn (2009), “Lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất khi chế tạo cọc xử lý

nền đất yếu”, Khoa học kỹ thuật thủy lợi và môi trường, 26 (9), tr. 66–69.

113

Tiếng Anh

24 Abdullah C. H. (2006), “Evaluation of load transfer platforms and their design

methods for embankments supported on geopiers”, The University of

Wisconsin - Madison, Wisconsin.

25 Altaee A. and Fellenius B. H. (1994), “Physical modeling in sand”, Canadian

Geotechnical Journal 31, pp. 420–431.

26 Alzamora D., Wayne M. H., and Han J. (2000), “Performance of SRW

supported by geogrids and jet grout columns”, Geotechnical Special

Publication 94, pp. 456–466.

27 Artidteang S., Bergado D. T., Tanchaisawat T., and Saowapakpiboon J. (2013),

“Investigation of tensile and soil-geotextile interface strength of kenaf

woven limited life geotextiles”, Lowland Technology International, 14(2),

pp. 1–8.

28 Balasubramaniam K. M. (1995), “Overconsolidated Behavior of Cement

Treated Soft Clay”, In Proceedings of the Tenth Asian Regional

Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, (1), pp. 1-10.

29 Bergado D. T., Long P. V, and Murthy B. R. S. (2002), “A case study of

geotextile-reinforced embankment on soft ground”, Geotextiles and

Geomembranes, (20), pp. 343–365.

30 Bouassida M. and Porbaha A. (2004), “Ultimate bearing capacity of soft clays

reinforced by a group of columns - Application to a deep mixing

technique”, Soil and foundation Japanese Geotechnical Society, 44(3), pp.

91–101.

31 British Standards (2010), Code of Practice for Strengthened/ Reinforced Soils

and Other Fills, British Standards Institution.

32 Broms (1979), “Lime columns - a new foundation method”, Journal of

Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 105(4), pp. 539–556.

33 Chai J., Shrestha S., Hino T., and Uchikoshi T. (2017), “Predicting bending

failure of CDM columns under embankment loading”, Computers and

Geotechnics, 91, pp. 169–178.

34 Eekelen S. J. M. V., Bezuijen A., and Van Tol A. F. (2011), “Analysis and modi

fi cation of the British Standard BS8006 for the design of piled

114

embankment”, Geotextiles and Geomembranes, 29(3), pp. 345–359.

35 Zhen Fang (2006), Physical and numerical modelling of the soft soil ground

improved by deep cement mixing method, doctoral thesis, the Hong Kong

Polytechnic University.

36 Forsman M., Honkala J., and Smura (1999), Dry Mix Method Deep Soil Stab,

Taylor and Francis, pp. 263 – 268.

37 Gibson A. (1997), Physical scale modeling of geotechnical structures at one-g,

Pasadena, California.

38 Giroud J. P., Bonaparte R., Beech J. F., and Gross B. A. (1990), “Design of soil

layer-geosynthetic systems overlying voids”, Geotextile and

Geomembranes, 9(1), pp. 11–50.

39 Girout R., Blanc M., Thorel L., and Dias D. (2018), “Geosynthetic

reinforcement of pile-supported embankments”, Geosynthetics

International, 25(1), pp. 37-49.

40 Guido V. A., Chang D. K., and Sweeney M. A. (1986), “Comparison of Geogrid

and Geotextile Reinforced Earth Slabs”, Canadian geotechnical journal,

23(4), pp. 435–440.

41 Han J. (2000), “Pile-Soil-Geosynthetic Interactions in Geosynthetic Reinforced

Platform/ Piled Embankments over Soft Soil”, 79th Annual Transportation

Research Board Meeting, no. 000777, pp. 1-25.

42 Han J., Huang J., Porbaha A. (2005), “2D Numerical Modeling of A Constructed

Geosynthetic-Reinforced Embankment over Deep Mixed Columns”,

Issues in Foundation Engineering, pp. 1–11.

43 Han J. and Gabr M. A. (2002), “Numerical Analysis of Geosynthetic-Reinforced

and Pile-Supported Earth Platforms over Soft Soil”, Journal of

Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 128(1), pp. 44–53.

44 Hello B. L. and Villard P. (2009), “Embankments reinforced by piles and

geosynthetics - Numerical and experimental studies dealing with the

transfer of load on the soil embankment”, Engineering Geology, 106(2),

pp. 78–91.

45 Hewlett and Randolph (1998), Analysis of piled embankment, Ground

115

engineering, 21(3), pp. 12-18.

46 Huang Z., Ziotopoulou K., and Filz G. M. (2018), “Numerical Predictions of

Deformations in Geosynthetic-Reinforced Column-Supported

Embankments: Validation of Manual Dissipation of Excess Pore Pressure

Approach for Undrained and Drained Analyses”, Geotechnical Special,

296, pp. 327–336.

47 James J. H., Collin G., Han J. (2006), Geosynthetic-Reinforced Column-Support

Embankment Design Guidelines, NAGS / GRI-19 Coop.

48 Japan geotechnical society (2009), Practice for making and curing stabilized

soil specimens without compaction, Japan.

49 Jones D. J., Lawson C.R., and Ayres (1990), “Geosynthetic reinforced piled

embankments”, Proc., Geosynthetics, Geomembranes and related

products, pp. 373–378.

50 Kahlström M. (2013), Plaxis 2D Comparison of Mohr-Coulomb and Soft Soil

Material, Luleå University of Technology, Sweden.

51 Kawasaki B. S., Hill K., and Lamont R. G. (1981), “Biconical-taper single-mode

fiber coupler”, Optical Society of America, 6(7), pp. 327–328.

52 Kempfert H. G. (2003), “Ground improvement methods with special emphasis

on column-type techniques”, Workshop on Geotechnics of Soft Soils-

Theory and Practice, pp. 101–112.

53 Kempfert H. G. and Raithel M. (2015), “Soil improvement and foundation

systems with encased columns and reinforced bearing layers”,

Compaction, Grouting, and Geosynthetics, 21, pp. 609-633.

54 King D. J., Bouazza A., Gniel J. R., Rowe R. K., and Bui H. H. (2017), “Load-

transfer platform behaviour in embankments supported on semi-rigid

columns: implications of the ground reaction curve”, Canadian

geotechnical, 1175, pp. 1158–1175.

55 Kitazume M. (2017), Deep Mixing Method, The Japanese Experience and

Recent Advancement Advance in Concrete Technology by Hong Kong

Concrete Institute, Tokyo Institute of Technology, Tokyo.

56 Kitazume, Okano K., Mijajima S. (2000), “Centrifuge Model Tests on Failure

Envelope of Column Type Deep Mixing Method Improved Ground”,

116

Japanese Geotechnical Society, 40(4), pp. 43–55.

57 Kitazume M. and Terashi M. (2017), The Deep Mixing Method, CRC Press,

Taylor & Francis Group.

58 Li B., Yu J., Zhou Y., Cai Y., Liu S., and Tu B. (2020), “A computation model

for pile-soil stress ratio of geosynthetic-reinforced pile-supported

embankments based on soil consolidation settlement”, Alexandria

Engineering, 2020, pp. 1-9.

59 Lin K. Q., Wong I. H. (1999), “Use of deep cement mixing to reduce settlements

at bridge approaches”, Journal of geotechnical and geoenvironmental

engineering, pp. 309–320.

60 Liu K. and Rowe R. K. (2015), “Numerical study of the effects of geosynthetic

reinforcement viscosity on behaviour of embankments supported by deep-

mixing-method columns”, Geotextiles and Geomembranes, 2015, pp. 1–

12.

61 Lorenzo G. A. and Bergado D. T. (2006), “Fundamental Characteristics of

Cement-Admixed Clay in Deep Mixing”, Journal of materials in civil

engineering, 18(2), pp. 161–174.

62 Lorenzo D., Bergado D., and Soralump (2006), “New and Economical Mixing

Method of Cement-Admixed Clay for DMM Application”, Geotechnical

Testing Journal, 29 (1), pp. 54-63.

63 Miki H. (2005), “Geosynthetic reinforcement for soft foundations: Japanese

perspectives”, Geotechnical Special Publication, 130, pp. 3077–3093.

64 NETIS Japan (2016), Paralink Basal Reinforcement Technical Guidance, Japan.

65 Plaxis (2002), Version 8 Material Models Manual, Plaxis, pp. 1–146.

66 Raithel M., Kirchner A., and Kempfert H. G. (2009), “German

Recommendations for Reinforced Embankments on Pile-Similar

Elements”, Geosynthetics in Civil and Environmental Engineering, pp.

697–702.

67 Shrestha S., Manandhar S., Hino T., and Chai J. C. (2019), “Behavior of

reinforced embankment on CDM column improved soft clay deposit”,

Lowland Technology International, 20(4), pp. 455-468.

117

68 Smith Colin C., Gilbert M., and Callaway P. A. (2004), “Geotechnical issues in

the analysis of masonry arch bridges”, Structural Design and

Construction, 4, pp. 343–352.

69 Tan S. A. et al (2001), “Large-scale drainage behaviour of composite geotextile

and geogrid in residual soil”, Geotextiles and Geomembranes, 19, pp. 163–

176.

70 Tanaka M. T. H, (1986), Properties of treated soils formed in situ by deep mixing

method, The Port and Harbor Research Institute.

71 Tandel Y. K., Solanki C. H., and Desai A. K. (2013), “3D FE Analysis of an

Embankment Construction on GRSC and Proposal of a Design Method”,

ISRN Civil Engineering, 2013, pp. 1–12.

72 Terzaghi K. (1943), Theoretical Soil Mechanics, Theory Soil Mechanic.

73 Voottipruex P., Bergado D. T., Suksawat T., Jamsawang P., and Cheang W.

(2011), “Behavior and simulation of deep cement mixing (DCM) and

stiffened deep cement mixing (SDCM) piles under full scale loading”,

Soils Foundation, 51(2), pp. 307–320.

74 Wijerathna M., Liyanapathirana D. S., and Leo C. (2016), “Consolidation

behaviour of deep cement mixed column improved ground during

breakage of soil-cement structure”, Australian geomechanics, 51(2), pp.

35–42.

75 Wijerathna M. and Liyanapathirana D. S. (2018), “Simplified modelling

approaches for DCM column- supported embankments,” International

Journal of Geotechnical Engineering, 6362, pp. 1–10.

76 David Muir Wood (2004), Geotechnical modelling, Taylor and Francis.

77 Xing H., Zhang Z., Liu H., and Wei H. (2014), “Geotextiles and Geomembranes

Large-scale tests of pile-supported earth platform with and without

geogrid”, Geotextile and Geomembranes, 2014, pp. 1–13, 2014.

78 Yapage N. N. S. (2013), Numerical modelling of geosynthetic reinforced

embankments over soft ground improved with deep cement mixed columns,

University of Western Sydney.

79 Yapage N.N.S., Liyannapathirana D.S., Poulos H.G., Kelly R.B., and Leo C.J.

(2013), “Numerical modelling of geotextile reinforced embankments over

118

deep cement mixed columns incorporating strain - softening behaviour of

columns”, International Journal of Geomechanics, 7, pp. 1–62.

80 Ye G., Cai Y., and Zhang Z. (2016), “Numerical Study on Load Transfer Effect

of Stiffened Deep Mixed Column-supported Embankment over Soft Soil”,

Journal of Civil Engineering, 1, pp. 1–12.

81 Yi F. and Du C. (2020), “Triaxial testing of geosynthetics reinforced tailings

with different reinforced layers”, Materials (Basel), 13(8), pp. 1-13.

82 Yin and Lai (1998), “Strength and stiffness of hong kong marine deposits mixed

with cement”, Geotechnical Engineering, 29(1), pp. 29-43.

83 Zhang J. and Hurta G. (2008), “Comparison of Geotextile and Geogrid

Reinforcement on Unpaved Road”, GeoCongress, 2008, pp. 530–537.

84 Zhang G. and Yan L. (2011), “Numerical modeling of geosynthetic-reinforced

pile-supported embankment systems”, Geotechnical Special Publication,

2(220), pp. 197–203.

85 Zhang C., Jiang G., Liu X., and Buzzi O. (2016), “Arching in geogrid-reinforced

pile-supported embankments over silty clay of medium compressibility:

Field data and analytical solution”, Computer and Geotechnical, 77, pp.

11-25.

86 Zhao L. S., Zhou W. H., Geng X., Yuen K. V., and Fatahi B. (2019), “A closed-

form solution for column-supported embankments with geosynthetic

reinforcement”, Geotextile and Geomembranes, 47(3), pp. 389–401.

87 Zhou W. H., Lao J. Y., Huang Y., and Chen R. (2016), “Three-dimensional

Finite Element Modelling of Soil Arching in Pile-supported Geogrid-

reinforced Embankments”, Procedia Engineering, 143, pp. 607–614.

88 Zhuang Y. and Ellis E. A. (2014), “Finite-element analysis of a piled

embankment with reinforcement compared with BS 8006”, Géotechnique,

11, pp. 910-917.