Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu cơ sở khoa học đề xuất kết cấu mặt đê đảm bảo chống lũ và kết hợp giao thông

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

ĐẶNG CÔNG HƯỞNG

NGHIÊN CỨU CƠ SỞ KHOA HỌC ĐỀ XUẤT KẾT CẤU

MẶT ĐÊ ĐẢM BẢO CHỐNG LŨ VÀ KẾT HỢP GIAO THÔNG

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI, NĂM 2017

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

NGHIÊN CỨU CƠ SỞ KHOA HỌC ĐỂ ĐỀ XUẤT KẾT CẤU

MẶT ĐÊ ĐẢM BẢO CHỐNG LŨ VÀ KẾT HỢP GIAO THÔNG

Nghiên cứu sinh:

Đặng Công Hưởng

Chuyên ngành:

Kỹ thuật xây dựng công trình thủy

Mã số:

62580202

PGS.TS. Nguyễn Hữu Huế

Người hướng dẫn khoa học:

GS.TS. Lê Kim Truyền

HÀ NỘI, NĂM 2017

LỜI CAM ĐOAN

Tác giả xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của bản thân tác giả. Các kết quả

nghiên cứu và các kết luận trong Luận án là trung thực, không sao chép từ bất kỳ một

nguồn nào và dưới bất kỳ hình thức nào. Việc tham khảo các nguồn tài liệu đã thực

hiện trích dẫn và ghi nguồn tài liệu tham khảo đúng quy định.

Tác giả luận án

Đặng Công Hưởng

LỜI CÁM ƠN

Tác giả xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến PGS.TS NGUYỄN HỮU HUẾ, GS.TS LÊ

KIM TRUYỀN là các thầy hướng dẫn trực tiếp tác giả thực hiện Luận án. Xin cảm ơn

các thầy đã dành nhiều công sức, trí tuệ, hướng dẫn giúp đỡ trong thời gian tác giả

thực hiện Luận án.

Tác giả xin trân trọng cảm ơn các Nhà khoa học trong và ngoài trường Đại học Thủy lợi

đã có nhiều đóng góp quý báu, chân tình và thẳng thắn để tác giả hoàn thành Luận án.

Tác giả xin bày tỏ lòng biết ơn đến Trường Đại học Thủy lợi, Khoa Công trình, Viện

Kỹ thuật công trình, Phòng Đào tạo Đại học và Sau đại học, Bộ môn Công nghệ và

quản lý xây dựng, các phòng ban của Trường đã có những giúp đỡ, tạo điều kiện thuận

lợi cho tác giả trong quá trình thực hiện nghiên cứu của mình.

Tác giả xin trân trọng cảm ơn Tỉnh ủy Bắc Ninh, UBND tỉnh Bắc Ninh, Sở Nông

nghiệp và PTNT tỉnh Bắc Ninh và các đơn vị của Sở đã tạo mọi điều kiện thuận lợi

cho tác giả trong quá trình nghiên cứu và công tác.

Tác giả xin cảm ơn các bạn đồng nghiệp, các thầy cô trường Đại học Giao thông vận

tải, Đại học Mỏ địa chất, Công ty Cổ phần tư vấn kiểm định giao thông - xây dựng và

thi công xây dựng, Công ty cổ phần xây dựng dịch vụ và thương mại 68, Công ty Cổ

phần xây dựng thủy lợi Hải Dương, Nhà máy Nhiệt điện Đông Triều đã phối hợp, giúp

đỡ, tạo điều kiện trong quá trình tác giả nghiên cứu.

Tác giả xin cám ơn các bạn đồng nghiệp, bạn bè trong và ngoài nước đã giúp đỡ, động

viên tác giả nghiên cứu.

Cuối cùng, tác giả xin cảm ơn gia đình đã luôn động viên, khích lệ, là chỗ dựa vững

chắc để tác giả hoàn thành việc nghiên cứu của mình.

Tác giả luận án

Đặng Công Hưởng

MỤC LỤC

DANH MỤC HÌNH ẢNH ..............................................................................................vi

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

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT .............................................................................. xii

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

1. Tính cấp thiết của đề tài ........................................................................................... 1

2. Mục đích nghiên cứu ............................................................................................... 2

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu ........................................................................... 2

3.1. Đối tượng .......................................................................................................... 2

3.2. Phạm vi nghiên cứu .......................................................................................... 2

4. Cách tiếp cận và phương pháp nghiên cứu .............................................................. 2

4.1. Cách tiếp cận .................................................................................................... 2

4.2. Phương pháp nghiên cứu .................................................................................. 3

5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của Luận án ............................................................ 3

5.1. Ý nghĩa khoa học .............................................................................................. 3

5.2. Ý nghĩa thực tiễn .............................................................................................. 3

6. Cấu trúc của Luận án ............................................................................................... 3

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ HỆ THỐNG ĐÊ SÔNG KẾT HỢP GIAO THÔNG .. 4

1.1 Quá trình hình thành và phát triển hệ thống đê sông............................................. 4

1.1.1 Trên thế giới ................................................................................................... 4

1.1.2 Ở Việt Nam ..................................................................................................... 6

1.2 Hệ thống đê sông tỉnh Bắc Ninh ......................................................................... 11

1.2.1 Đặc điểm thủy văn, sông ngòi và địa chất công trình .................................. 12

1.2.2 Quy định về tiêu chuẩn phòng lũ đối với các tuyến đê sông tỉnh Bắc Ninh 17

1.2.3 Cao trình đỉnh đê hiện trạng các tuyến đê sông tỉnh Bắc Ninh .................... 19

1.2.4 Quy hoạch hệ thống đê sông kết hợp làm đường giao thông tỉnh Bắc Ninh19

1.3 Các nghiên cứu ở trong và ngoài nước về đê kết hợp giao thông ....................... 21

1.3.1 Nghiên cứu ở trong nước .............................................................................. 21

1.3.2 Nghiên cứu của nước ngoài .......................................................................... 22

iii

1.4 Sử dụng chất kết dính để gia cố đất trên thế giới và Việt Nam ........................... 25

1.4.1 Nghiên cứu, sử dụng xi măng gia cố đất trên thế giới ................................. 25

1.4.2 Nghiên cứu, sử dụng xi măng gia cố đất ở Việt Nam .................................. 27

1.5 Những vấn đề đặt ra cho nghiên cứu đê kết hợp giao thông ............................... 29

1.6 Kết luận chương 1 ............................................................................................... 33

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ KHOA HỌC ĐỂ CẢI THIỆN ĐẤT THÂN ĐÊ ĐẢM BẢO YÊU CẦU CHỐNG LŨ VÀ KẾT HỢP GIAO THÔNG ...................................................... 34

2.1 Các giải pháp gia cố đất hiện nay ........................................................................ 34

2.1.1 Giải pháp thay thế nền .................................................................................. 34

2.1.2 Các giải pháp cơ học .................................................................................... 35

2.1.3 Các giải pháp hóa học .................................................................................. 37

2.1.4 Các phương pháp vật lý gia cố đất ............................................................... 37

2.1.5 Các giải pháp thủy lực học ........................................................................... 37

2.2 Cơ sở khoa học lựa chọn cấp phối và vật liệu gia cố đất thân đê........................ 39

2.2.1 Lý thuyết đường cong cấp phối .................................................................... 39

2.2.2 Phương pháp lấy mẫu và đánh giá chất lượng mẫu gia cố ........................... 42

2.2.3 Nghiên cứu sử dụng xi măng kết hợp tro bay để gia cố đất ......................... 44

2.3 Kết luận chương 2 ............................................................................................... 52

CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CÁC GIẢI PHÁP GIA CỐ ĐÊ KẾT HỢP LÀM ĐƯỜNG GIAO THÔNG ...................................................... 53

3.1 Nghiên cứu thực nghiệm trong phòng ................................................................. 53

3.1.1 Vật liệu và thành phần của lớp đất thân đê gia cố ........................................ 53

3.1.2 Kết quả thí nghiệm trong phòng và phân tích lớp đất thân đê gia cố ........... 56

3.1.3 Vật liệu và thành phần của cấp phối đá dăm gia cố ..................................... 68

3.1.4 Kết quả thực nghiệm trong phòng và phân tích cấp phối đá dăm gia cố ..... 71

3.2 Nghiên cứu thực nghiệm ngoài hiện trường ........................................................ 74

3.2.1 Nghiên cứu thực nghiệm gia cố lớp đất thân đê ........................................... 75

3.2.2 Thực nghiệm hiện trường xác định hệ số thấm ............................................ 95

3.2.3 Đánh giá tác động của hỗn hợp đất gia cố đối với môi trường .................... 98

3.2.4 Kết quả thực nghiệm hiện trường lớp cấp phối đá dăm gia cố tro bay và xi măng .................................................................................................................... 100

3.3 Kết luận chương 3 ............................................................................................. 107

CHƯƠNG 4 ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU CHO ĐÊ HỮU ĐUỐNG, TỈNH BẮC NINH ....................................................................................................... 109

4.1 Giới thiệu đoạn đê hữu Đuống từ Km21+600÷Km31+500 .............................. 109

4.2 Áp dụng kết quả nghiên cứu cho đê hữu Đuống, Bắc Ninh .............................. 110

4.3 Kiểm toán lại sự phù hợp của kết cấu đề xuất theo quyết định 3230/QĐ-BGTVT ................................................................................................................................. 111

4.3.1 Tính toán modul đàn hồi chung Et của nền đất và của móng dưới bằng vật liệu hạt ................................................................................................................. 113

4.3.2 Tính độ cứng tương đối chung của cả kết cấu Rg ....................................... 113

4.3.3 Tính ứng suất do tải trọng trục xe gây ra ................................................... 114

4.3.4 Tính ứng suất kéo uốn do gradient nhiệt độ gây ra .................................... 116

4.3.5 Kiểm toán các điều kiện tới hạn ................................................................. 117

4.4 Phân tích ổn định của đê với kết cấu mặt đường đề xuất so với kết cấu mặt đường theo yêu cầu của ngành giao thông .............................................................. 118

4.4.1 Phân tích ổn định đê với kết cấu truyền thống ........................................... 118

4.4.2 Phân tích ổn định đê với kết cấu đề xuất .................................................... 125

4.4.3 So sánh kết quả tính toán giữa hai loại mặt cắt đê ..................................... 130

4.5 So sánh giá thành xây dựng giữa hai phương án ............................................... 130

4.6 Công tác tổ chức thi công lớp đất thân đê gia cố làm nền thượng trong kết cấu áo mặt đường đê ........................................................................................................... 131

4.6.1 Công tác chuẩn bị ....................................................................................... 131

4.6.2 Công tác tổ chức thi công lớp đất gia cố tro bay và xi măng ..................... 132

4.6.3 Nghiệm thu lớp đất gia cố .......................................................................... 133

4.7 Kết luận chương 4 ............................................................................................. 134

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

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

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

PHỤ LỤC .................................................................................................................... 144

PHỤ LỤC 1: PHỤ LỤC HÌNH ẢNH THỰC NGHIỆM NGOÀI HIỆN TRƯỜNG ĐÊ HỮU ĐUỐNG, TỈNH BẮC NINH

PHỤ LỤC 2: PHỤ LỤC TÍNH TOÁN GIÁ THÀNH XÂY DỰNG 1KM ĐÊ CỦA PHƯƠNG ÁN TRUYỀN THỐNG VÀ PHƯƠNG ÁN ĐỀ XUẤT

DANH MỤC HÌNH ẢNH

Hình 1.1 Hệ thống các tuyến đê của Hà Lan ................................................................... 4

Hình 1.2 Đập ngăn triều Maeslant Hà Lan (nguồn: internet) .......................................... 5

Hình 1.3 Đê an toàn cao ở Nhật Bản (nguồn: internet) ................................................... 6

Hình 1.4 Các đê sông trong vùng đồng bằng sông Hồng (nguồn: internet) .................... 9

Hình 1.5 Sơ họa hệ thống đê điều tỉnh Bắc Ninh .......................................................... 12

Hình 1.6 Mặt cắt ngang địa tầng đại diện của đê hữu Đuống đoạn từ Km21+600÷Km30+300 ................................................................................................ 14

Hình 1.7 Mặt cắt ngang địa tầng đại diện của đê tả Đuống đoạn từ Km24+300÷Km28+500 ................................................................................................ 15

Hình 1.8 Mặt cắt ngang địa tầng đại diện của đê hữu Thái Bình đoạn từ Km0+00÷Km4+800 ...................................................................................................... 16

Hình 1.9 Mặt cắt ngang địa tầng đại diện của đê hữu Cầu đoạn từ Km37+950÷Km69+500 ................................................................................................ 17

Hình 1.10 Đường giao thông trên đê sông Đuống ........................................................ 20

Hình 1.11 Đê Hà Nội giai đoạn từ 1915 đến 1945 ........................................................ 21

Hình 1.12 Đê Hà Nội giai đoạn từ 1945 đến 2000 ........................................................ 21

Hình 1.13 Đê Hà Nội giai đoạn từ 2000 đến 2010 ........................................................ 22

Hình 1.14 Các dạng mặt cắt ngang đê đa mục tiêu cho các khu vực khác nhau ........... 23

Hình 1.15 Đồ thị ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến cường độ nén ..................... 28

Hình 1.16 Ảnh hưởng của các thành phần hạt trong đất đến cường độ đất + xi măng ........... 29

Hình 1.17 Phạm vi tác dụng của tải trọng bánh xe ........................................................ 30

Hình 1.18 Sơ đồ cấu tạo mặt đường bê tông xi măng thông thường có khe nối ........... 30

Hình 1.19 Sơ đồ các tầng, lớp của kết cấu nền - áo đường ........................................... 30

Hình 2.1 Sử dụng đầm rơi để làm chặt đất trên mặt (nguồn: internet).......................... 35

Hình 2.2 Sử dụng đầm lăn để làm chặt đất trên mặt (nguồn: internet) ......................... 36

Hình 2.3 Làm chặt đất bằng phương pháp đầm rung (nguồn: internet) ........................ 36

Hình 2.4 Xử lý đất yếu bằng công nghệ bấc thấm kết hợp cố kết chân không ............. 38

Hình 2.5 Đường cong Fuller với các hệ số h khác nhau ............................................... 41

Hình 2.6 Xác suất phủ xung quanh giá trị có chứa giá trị thực với mức ý nghĩa =0,10 ....... 43

Hình 2.7 Ảnh chụp sau ống phóng của một kính hiển vi điện tử quét (SEM) phát hiện cấu trúc mặt cắt ngang của các hạt tro bay ở độ phóng đại 750 lần (nguồn: internet) .. 44

Hình 3.1 Lượng lọt sàng của hỗn hợp đất ĐHĐ và 0% tro bay .................................... 58

Hình 3.2 Lượng lọt sàng của hỗn hợp đất ĐHĐ và 10% tro bay .................................. 59

Hình 3.3 Lượng lọt sàng của hỗn hợp đất ĐHĐ và 15% tro bay .................................. 59

Hình 3.4 Lượng lọt sàng của hỗn hợp đất ĐHĐ và 20% tro bay .................................. 59

Hình 3.5 Mối quan hệ giữa CBR và dung trọng khô lớn nhất với các mẫu 10, 30 và 65 chày đầm của đất thân đê ............................................................................................... 61

Hình 3.6 Biểu đồ so sánh giữa cường độ chịu nén bão hòa và cường độ chịu nén không bão hòa của các loại hỗn hợp đất gia cố ở tuổi 14 ngày ................................................ 67

Hình 3.7 Biểu đồ so sánh giữa cường độ chịu ép chẻ và loại đất gia cố theo tuổi 14 ngày .. 67

Hình 3.8 Biểu đồ so sánh giữa modul đàn hồi và loại đất gia cố theo tuổi 14 ngày ..... 67

Hình 3.9 Biểu đồ thành phần hạt cấp phối đá dăm ........................................................ 71

Hình 3.10 Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa % tro bay so với cường độ chịu nén ở tuổi 14 ngày ................................................................................................................... 73

Hình 3.11 Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa % tro bay so với cường độ chịu kéo khi ép chẻ ở tuổi 14 ngày ..................................................................................................... 73

Hình 3.12 Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa % tro bay so với modul đàn hồi ở tuổi 14 ngày ....................................................................................................................................... 74

Hình 3.13 Mặt cắt ngang hiện trạng đê hữu Đuống ...................................................... 75

Hình 3.14 Máy xúc đào đất tại chỗ từ thân đê cũ tận dụng để gia cố ........................... 76

Hình 3.15 Giá trị sức chịu tải CBR thân đê hiện trạng sau khi đào đến cao trình gia cố ....................................................................................................................................... 77

Hình 3.16 Modul đàn hồi của thân đê hiện trạng sau khi đào đến cao trình gia cố ...... 78

Hình 3.17 Máy phay làm tơi xốp đất đào thân đê ......................................................... 79

Hình 3.18 Sơ đồ mặt bằng các ô thi công thực nghiệm lần 1 ........................................ 80

Hình 3.19 Độ chặt của nền đất ở các vị trí gia cố lớp 1 với các đợt lu lèn ................... 82

Hình 3.20 Modul đàn hồi của lớp đất sau khi rải các lớp đất gia cố (lớp 1) ................. 84

Hình 3.21 CBR của các điểm đo trên các tấm lớp đất gia cố (lớp 1) ............................ 84

Hình 3.22 Công tác khoan lấy mẫu đất tại hiện trường ................................................. 85

Hình 3.23 Công tác bảo dưỡng mẫu đất tại hiện trường ............................................... 85

Hình 3.24 Máy đo CBR controls model 70-T0108/E ................................................... 86

vii

Hình 3.25 Mối quan hệ giữa lực và biến dạng tương ứng với các mẫu 10, 30 và 65 chày đầm ........................................................................................................................ 86

Hình 3.26 Mối quan hệ giữa lực (kG) và biến dạng tương ứng (mm) với các mẫu 10, 30 và 65 chày đầm ......................................................................................................... 87

Hình 3.27 Xác định được CBR tương ứng với độ đặc tối ưu của đất gia cố ở ô 4 ....... 88

Hình 3.28 Sơ đồ mặt bằng các ô thi công thực nghiệm lần 2 ........................................ 88

Hình 3.29 Độ chặt của nền đất ở các vị trí gia cố lớp 2 với các đợt lu lèn ................... 89

Hình 3.30 Cường độ chịu nén của mẫu đất gia cố tro bay và xi măng theo các ngày tuổi ................................................................................................................................. 91

Hình 3.31 Khả năng chịu tải CBR của mẫu đất gia cố tro bay và xi măng theo các ngày tuổi ....................................................................................................................................... 91

Hình 3.32 Modul đàn hồi của lớp đất thân đê gia cố được đo ở hiện trường ................ 92

Hình 3.33 Cấu trúc hỗn hợp đất gia cố ở tuổi 14 ngày .................................................. 92

Hình 3.34 Cấu trúc hỗn hợp đất gia cố ở tuổi 28 ngày .................................................. 92

Hình 3.35 Khả năng chịu tải đất thân đê hiện trường đo trên lớp thứ 2 ........................ 94

Hình 3.36 Tính thấm của vật liệu gia cố qua thí nghiệm thấm trong phòng ................. 95

Hình 3.37 Vật liệu đất sét .............................................................................................. 96

Hình 3.38 Nước sạch ..................................................................................................... 96

Hình 3.39 Bộ đồ thí nghiệm thấm chuyên dụng ............................................................ 97

Hình 3.40 Máy cắt tay ................................................................................................... 97

Hình 3.41 Cắt hố thí nghiệm thấm ................................................................................ 97

Hình 3.42 Hố thí nghiệm đo thấm ................................................................................. 97

Hình 3.43 Lắp đặt dụng cụ thí nghiệm thấm tại hiện trường ........................................ 98

Hình 3.44 Quan sát và ghi chép số liệu theo thời gian .................................................. 98

Hình 3.45 Trộn hỗn hợp bằng máy trộn tự hành 0,7m3 ............................................... 102

Hình 3.46 Trộn hỗn hợp tập kết vào vị trí thi công ..................................................... 102

Hình 3.47 Dùng máy xúc kết hợp thủ công san gạt tạo phẳng .................................... 103

Hình 3.48 Bù ẩm cho hỗn hợp trong quá trình lu lèn .................................................. 104

Hình 3.49 Bảo dưỡng bằng phủ bao tải đay, tưới nước giữ ẩm .................................. 104

Hình 3.50 Quan hệ cường độ chịu nén của mẫu đúc và mẫu khoan theo thời gian .... 105

Hình 3.51 Quan hệ cường độ ép chẻ của mẫu đúc và mẫu khoan theo thời gian ....... 106

Hình 3.52 Quan hệ modul đàn hồi E theo thời gian .................................................... 106

Hình 3.53 Kết cấu áo mặt đường đê đề xuất sau nghiên cứu ...................................... 107

viii

Hình 4.1 Mặt cắt địa chất điển hình đê hữu Đuống đoạn từ Km21+600÷Km31+500 .... 109

Hình 4.2 Kết cấu mặt đường đê đề xuất khi kết hợp giao thông ................................. 110

Hình 4.3. Kết cấu mặt đường đê theo tiêu chuẩn ngành giao thông (truyền thống) ... 111

Hình 4.4 Sơ đồ khối tính toán thấm bằng phần mềm SEEP/W ................................... 118

Hình 4.5 Chia lưới phần tử mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu truyền thống ..................................................................................................................................... 119

Hình 4.6 Kết quả kiểm tra ổn định thấm mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu truyền thống ................................................................................................................. 120

Hình 4.7 Kết quả kiểm tra ổn định mái đê hạ lưu mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu truyền thống .................................................................................................... 121

Hình 4.8 Kết quả kiểm tra ổn định mái đê thượng lưu mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu truyền thống ............................................................................................ 121

Hình 4.9 Chia lưới phần tử mặt cắt đê theo kết cấu truyền thống ............................... 122

Hình 4.10 Kết quả tính toán lún của đê sau 30 năm theo kết cấu truyền thống .......... 123

Hình 4.11 Phân bố ứng suất trong đê theo kết cấu truyền thống ................................ 124

Hình 4.12 Chia lưới phần tử mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu đề xuất .. 125

Hình 4.13 Kết quả kiểm tra ổn định thấm mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu đề xuất .......................................................................................................................... 126

Hình 4.14 Kết quả kiểm tra ổn định mái đê hạ lưu mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu đề xuất ..................................................................................................... 126

Hình 4.15 Kết quả kiểm tra ổn định mái đê thượng lưu mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu đề xuất ......................................................................................... 127

Hình 4.16 Chia lưới phần tử mặt cắt đê theo kết cấu đề xuất ..................................... 128

Hình 4.17 Kết quả tính toán lún của đê mới sau 30 năm theo kết cấu đề xuất ........... 128

Hình 4.18 Phân bố ứng suất trong đê theo kết cấu đề xuất ......................................... 129

Hình 4.19 Mặt cắt đê xây dựng theo kết cấu truyền thống.......................................... 130

Hình 4.20 Mặt cắt đê xây dựng theo kết cấu đề xuất .................................................. 131

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 Mực nước thiết kế các tuyến đê từ cấp III đến cấp I tỉnh Bắc Ninh .............. 18

Bảng 1.2 Tỷ lệ XM đối với đất tối ưu tương ứng với các loại đất khác nhau ............... 26

Bảng 1.3 Tỷ lệ XM với đất với các loại đất khác nhau theo hệ thống phân loại .......... 26

Bảng 2.1 Mối quan hệ giữa mức tin cậy  và số lượng phép đo n .............................. 43

Bảng 3.1 Thành phần hạt của loại đất và các thông số đo được của đất ĐHĐ ............. 54

Bảng 3.2 Các chỉ tiêu kỹ thuật của các loại tro bay ...................................................... 54

Bảng 3.3 Thành phần hạt của các loại tro bay dùng gia cố đất ..................................... 55

Bảng 3.4 Thành phần hóa học và khoáng vật của xi măng Nghi Sơn PCB40 .............. 55

Bảng 3.5 Kết quả thí nghiệm đầm nén tiêu chuẩn của đất từ ĐHĐ .............................. 56

Bảng 3.6 Giới hạn chảy và giới hạn dẻo của đất ........................................................... 56

Bảng 3.7 Đất của đê hữu Đuống và tro bay Đông Triều ............................................... 57

Bảng 3.8 Mối quan hệ giữa biến dạng và độ lún của chùy đo CBR ............................. 60

Bảng 3.9 Số lượng mẫu cần thực hiện cho mỗi thành phần đất gia cố ......................... 62

Bảng 3.10 Thành phần thiết kế và kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu tương ứng với độ ẩm tốt nhất của các hỗn hợp ................................................................................................ 62

Bảng 3.11 Cường độ chịu nén của mẫu đất gia cố xi măng và tro bay ......................... 63

Bảng 3.12 Cường độ ép chẻ của đất hữu Đuống gia cố tro bay và xi măng ................. 65

Bảng 3.13 Modul đàn hồi của mẫu đất gia cố ............................................................... 66

Bảng 3.14 Các kết quả thực nghiệm của đất gia cố ....................................................... 66

Bảng 3.15 Các chỉ tiêu cơ lý của xi măng Nghi Sơn PCB40 ........................................ 69

Bảng 3.16 Tính chất cơ lý của 2 loại tro bay Đông Triều và Cẩm Phả ......................... 69

Bảng 3.17 Các chỉ tiêu cơ lý của CPĐD loại 1 ............................................................. 70

Bảng 3.18 Kết quả đầm nén các CPĐD gia cố xi măng, TB theo 22TCN 333:06 ....... 71

Bảng 3.19 Kết quả thí nghiệm xác định Rn, Rkc, Eđh của CPĐD gia cố xi măng, TB ở tuổi 14 ngày ................................................................................................................... 72

Bảng 3.20 Kết quả đo CBR tại các vị trí của các ô sau khi thi công lớp 2 ở tuổi 7 ngày ....................................................................................................................................... 93

Bảng 3.21 Kết quả phân tích các chỉ tiêu của mẫu NCH-01 ......................................... 99

Bảng 3.22 Kết quả phân tích các chỉ tiêu của mẫu NCH-02 ....................................... 100

Bảng 4.1 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống đoạn từ Km21+600÷Km31+500 ...... 110

Bảng 4.2 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống và vật liệu kết cấu áo đường truyền thống tính toán thấm và ổn định trượt mái ....................................................... 119

Bảng 4.3 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống và vật liệu kết cấu áo đường truyền thống tính toán lún và ứng suất ........................................................................ 122

Bảng 4.4 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống và vật liệu kết cấu áo đường đề xuất tính toán thấm và ổn định trượt mái .................................................................... 125

Bảng 4.5 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống và vật liệu kết cấu áo đường đề xuất tính toán lún và ứng suất ...................................................................................... 127

Bảng 4.6 Kết quả tính toán phân tích ổn định đê của hai phương án .......................... 130

Bảng 4.7 Chi phí xây dựng cho 1km đê của hai phương án ........................................ 131

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT

BTCT Bê tông cốt thép

BTXM Bê tông xi măng

(California Bearing Ratio) Chỉ số biểu thị sức chịu tải của đất và vật liệu CBR

dùng trong tính toán thiết kế kết cấu áo đường theo phương pháp của

AASHTO

Chất kết dính CKD

CPĐD Cấp phối đá dăm

CPTN Cấp phối thiên nhiên

Đ Đất

ĐC Đối chứng

Đ+XM Hỗn hợp đất và xi măng

ĐHĐ Đất lấy ở đê hữu Đuống

TB Tro bay

TBCP Tro bay Cẩm Phả

TBĐT Tro bay Đông Triều

xii

Xi măng XM

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Đê sông Việt Nam có lịch sử hình thành và phát triển lâu đời, trải qua hàng nghìn năm

xây dựng và củng cố, đến nay hệ thống đê sông có quy mô lớn và hoàn thiện hơn. Tuy

nhiên, thân đê có tính đồng nhất không cao, nền đê thường không được xử lý trước khi

đắp. Mặt khác, nhiệm vụ chính của đê là ngăn lũ, chống ngập lụt cho vùng được bảo

vệ, vai trò giao thông trên đỉnh còn chưa được quan tâm đúng mức.

Mạng lưới giao thông và hệ thống đê điều được xây dựng chằng chịt nhau và tác động

lẫn nhau. Ngày nay, trước nhu cầu phát triển của kinh tế, xã hội đã có nhiều tuyến đê

sông được quy hoạch sử dụng làm đường giao thông, đây là xu thế tất yếu. Thực tế cho

thấy một số tuyến đê sông làm nhiệm vụ đường giao thông tạo kết nối mạng lưới giao

thông hoàn chỉnh rất hiệu quả, thuận lợi cho nhân dân. Trong quá trình cải tạo nâng

cấp các tuyến đê sông có kết hợp giao thông hiện nay chủ yếu được thực hiện theo

kinh nghiệm hoặc trên cơ sở các tiêu chuẩn, quy phạm về giao thông, thủy lợi hiện

hành mà chưa có một nghiên cứu khoa học cụ thể và quy định kỹ thuật nào cụ thể cho

đường giao thông trên đê.

Việc phá bỏ một tuyến đê cũ để xây dựng lại chỉ vì mục đích giao thông hoặc việc đầu

tư xây dựng một tuyến đê mới đáp ứng cả yêu cầu chống lũ và kết hợp giao thông là

không khả thi và tối ưu đối với điều kiện thực tế hiện nay. Trước thực tế đó, cần có

những nghiên cứu tìm ra giải pháp tăng cường khả năng chịu lực của thân đê hiện hữu

nhằm vừa đảm bảo an toàn chống lũ đồng thời đáp ứng các yêu cầu kỹ thuật của một

tuyến đường giao thông là cần thiết trong điều kiện hiện nay.

Mặt khác, tro bay tuy là phế thải của ngành nhiệt điện nhưng sử dụng được trong nhiều

lĩnh vực sản xuất vật liệu khác nhau. Trước đây đã có những nghiên cứu sử dụng tro

bay để sản xuất vật liệu xây dựng, chủ yếu trong xi măng đã góp phần giảm thiểu ô

nhiễm môi trường, đem lại hiệu quả kinh tế nhất định.

Hiện nay, việc sử dụng tro bay rất khiêm tốn, chưa hiệu quả và triệt để do chưa có các

điều tra, khảo sát đánh giá khối lượng, chủng loại và định hướng sử dụng đầy đủ, toàn

diện. Ở Việt Nam và trên thế giới chưa có nghiên cứu cụ thể nào về việc sử dụng lại

lớp đất thân đê yếu để xử lý đảm bảo yêu cầu kỹ thuật của lớp nền thượng khi kết hợp

giao thông.

Trong đề tài này, tác giả tập trung nghiên cứu giải pháp tăng cường độ ổn định của đất

thân đê đóng vai trò là lớp nền thượng trong phạm vi chịu tác dụng của tải trọng giao

thông trên đỉnh đê và nghiên cứu giải pháp gia cố lớp móng trong kết cấu áo mặt

đường đê khi kết hợp giao thông. Từ đó đề xuất kết cấu mặt đường đê thích hợp đảm

bảo chống lũ và kết hợp giao thông.

2. Mục đích nghiên cứu

- Xây dựng được cơ sở khoa học để lựa chọn kết cấu mặt đê đảm bảo chống lũ và kết

hợp giao thông;

- Xây dựng cơ sở khoa học để gia cố đất thân đê hiện trạng, cấp phối đá dăm với chất

kết dính để tăng cường độ và độ ổn định.

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

3.1. Đối tượng

- Các tuyến đê sông, trọng tâm là tuyến đê sông có kết hợp giao thông của tỉnh Bắc Ninh;

- Chất thải công nghiệp cụ thể là tro bay của các nhà máy nhiệt điện khu vực gần với

tỉnh Bắc Ninh.

3.2. Phạm vi nghiên cứu

- Lớp đất thân đê khi kết hợp giao thông (chiều sâu 0,9÷1,3m) từ mặt đê trở xuống;

- Lớp cấp phối đá dăm làm móng mặt đường đê;

- Áp dụng cho đê hữu Đuống, tỉnh Bắc Ninh.

4. Cách tiếp cận và phương pháp nghiên cứu

4.1. Cách tiếp cận

- Tiếp cận từ thực tế khi đầu tư xây dựng, cải tạo, nâng cấp các tuyến đê sông;

- Tiếp cận các lý thuyết, thực nghiệm về nâng cao khả năng chịu lực của vật liệu đất

và cấp phối đá dăm.

4.2. Phương pháp nghiên cứu

- Phương pháp phân tích và tổng hợp lý thuyết;

- Phương pháp phân loại và hệ thống hóa lý thuyết;

- Phương pháp quan sát điều tra;

- Phương pháp thực nghiệm trong phòng và hiện trường;

- Phương pháp sử dụng các lý thuyết toán học thống kê xác xuất, các phương pháp lý

thuyết tập hợp,…

5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của Luận án

5.1. Ý nghĩa khoa học

Luận án đã đóng góp mới về cơ sở khoa học để xây dựng kết cấu mặt đê bảo đảm yêu

cầu kết hợp giao thông, bổ sung phát triển khoa học trong lĩnh vực xây dựng hạ tầng.

5.2. Ý nghĩa thực tiễn

Đề tài đã đề xuất được kết cấu mặt đê vừa đảm bảo chống lũ, vừa đáp ứng tiêu chuẩn

đường giao thông cấp III, đưa các hệ thống đê vào mạng giao thông phục vụ cho phát

triển kinh tế - xã hội.

6. Cấu trúc của Luận án

Ngoài phần mở đầu và kết luận, luận án gồm có 4 chương:

Chương 1: Tổng quan về hệ thống đê sông kết hợp giao thông

Chương 2: Cơ sở khoa học để cải thiện đất thân đê đảm bảo yêu cầu chống lũ và kết

hợp giao thông

Chương 3: Nghiên cứu thực nghiệm xác định các giải pháp gia cố đê kết hợp làm

đường giao thông

Chương 4: Ứng dụng kết quả nghiên cứu cho đê hữu Đuống, tỉnh Bắc Ninh

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ HỆ THỐNG ĐÊ SÔNG KẾT HỢP GIAO THÔNG

1.1 Quá trình hình thành và phát triển hệ thống đê sông

1.1.1 Trên thế giới

Trên thế giới, những tuyến đê đầu tiên được hình thành từ rất xa xưa, tùy mục đích

khác nhau mà các tuyến đê được xây dựng thuần túy bằng đất hoặc bằng đá. Mục đích

chính của các tuyến đê nhân tạo là tạo lên một phòng tuyến ngăn chặn lũ lụt bảo vệ các

vùng dân cư hoặc đồng ruộng trũng. Cũng có những tuyến đê được hình thành với mục

đích tạo ra một đường vận tải thủy nối liền các dòng sông lớn với nhau hoặc nối từ

sông ra biển phục vụ phát triển thương mại hàng hải.

Hà Lan là một đất nước điển hình về công nghệ xây dựng đê trên thế giới do đa số

lãnh thổ của đất nước này thấp hơn mực nước biển. Ở Hà Lan những con đê được xây

dựng sớm nhất vào khoảng thế kỷ 11 [1]. Cho đến ngày nay, Hà Lan đã có một hệ

thống đê ngày một lớn (siêu đê) bền vững bảo vệ người dân, cơ sở hạ tầng quốc gia

ngăn chặn nước biển, sóng dâng với các trận lũ bão lịch sử.

Hình 1.1 Hệ thống các tuyến đê của Hà Lan

Hình 1.2 Đập ngăn triều Maeslant Hà Lan (nguồn: internet)

Ở Mỹ, hệ thống đê nổi tiếng đã được xây dựng dọc theo sông Mississippi và sông

Sacramento. Đây được xem là hệ thống đê lớn nhất trên thế giới với tổng chiều dài

khoảng 5.600km. Đê được đắp ban đầu bởi những người định cư Pháp

ở Louisiana trong thế kỷ 18, chiều cao đê khi đó được đắp khoảng 0,91m chạy dài dọc

theo bờ sông khoảng 80km để bảo vệ thành phố New Orleans. Sau này vào năm 1882

các kỹ sư quân đội Mỹ kết hợp với Ủy ban sông Mississippi đã tiến hành mở rộng hệ

thống đê sông Mississippi bảo vệ các vùng đất dọc bờ sông trải dài từ Cairo,

Illinois đến đồng bằng sông Mississippi ở Louisiana với chiều cao đắp bình quân từ

7,3m đến 15m. Vùng ảnh hưởng của đê sông Mái hạ lưu được khai thác sử dụng [2].

Ở châu Á, một số tuyến đê đầu tiên được xây dựng vào khoảng năm 2600 trước Công

nguyên trên lưu vực sông Ấn (giữa Pakistan và Bắc Ấn Độ). Khoảng hơn 3.000 năm

trước vào thời kỳ Ai Cập cổ đại, hệ thống đê đã được xây dựng dọc theo bờ trái của

sông Nile, cho đến ngày nay tổng chiều dài lên tới khoảng 970km kéo dài từ

Aswan đến đồng bằng sông Nile trên bờ Địa Trung Hải. Trung Quốc cổ đại cũng là

thời kỳ mà nhiều tuyến đê đã được xây dựng để chống lại thiên tai lũ lụt bảo vệ dân cư

làng mạc và những cánh đồng rộng lớn. Ở Nhật Bản, do sông, suối thường có chiều

dài ngắn và dốc nên mỗi khi có lũ thì thường xảy ra lũ tập trung nhanh và mạnh. Vì

vậy, người Nhật có nhiều biện pháp để quản lý ngăn dòng nước, trong đó đặc biệt quan

tâm tới việc xây dựng đê với tiêu chuẩn cao (High-Standard Levees - siêu đê). Các dự

án siêu đê được xây dựng từ những năm 1987 dọc theo các con sông lớn ở Kyoto và

Osaka như Tonegawa, Edogawa, Arakawa, Tamagawa, Yodogawa và Yamatogawa. Ở

trong phạm vi siêu đê người ta bố trí không gian để xây dựng cơ sở hạ tầng và xây

(a)

(b)

dựng đường khẩn cấp dọc theo dòng sông (Hình 1.3) [3].

Hình 1.3 Đê an toàn cao ở Nhật Bản (nguồn: internet)

1.1.2 Ở Việt Nam

Lãnh thổ Việt Nam nằm trong vành đai nhiệt đới, có rừng núi trùng điệp, có đồng bằng

châu thổ lớn và cao nguyên hùng vĩ. Ở Việt Nam có hơn 2.370 con sông có chiều dài

từ 10km trở lên, trong đó có 109 sông chính, tạo nên mạng lưới dày đặc và những

đồng bằng phì nhiêu hiện nay, nhưng cũng gây nên không ít tai họa cho các thế hệ

người dân Việt Nam [4].

Trước hết nói về sông Hồng, con sông có châu thổ lớn quan trọng bậc nhất, gắn bó với

lịch sử đất nước, nơi đã hình thành nên văn minh sông Hồng, cơ sở đầu tiên của nền

văn minh dân tộc. Châu thổ sông Hồng rộng khoảng 15.000km2, được hình thành do

sức bồi đắp của sông Hồng là chủ yếu. Từ thưở xa xưa theo quy luật của tự nhiên, khi

chưa có bàn tay người khai phá, châu thổ sông Hồng cũng ngổn ngang đầm lầy và lòng

sông chia cắt. Nước lũ hàng năm tràn ngập châu thổ. Bùn cát hạt thô lắng đọng ven

sông, còn phù sa hạt mịn theo nước đi bồi lắng xa hơn, gần sông bồi nhiều hơn hình

thành những dải đất cao, xa sông bồi ít hình thành những ô trũng tự nhiên. Những

vùng nước lũ chảy xiết ít bồi tụ hơn những vùng nước có lưu tốc nhỏ. Dần dần bộ mặt

châu thổ trở nên lồi lõm, điển hình là các ô trũng ở xa sông. Vết tích ngày nay còn rõ

như: vùng trũng Hà Nam, Nam Định, Ninh Bình nằm giữa sông Hồng, sông Đáy và

sông Đáy và sông Châu Giang; vùng sông Hồng, sông Thái Bình, sông Đuống,...

Ngoài ra còn nhiều vùng trũng nhỏ ở ven biển, hoặc ở trung du mà hiện nay còn thấy

rải rác ở các địa phương. Những ô trũng tự nhiên, xa xưa đều ngập nước quanh năm và

rất lầy lội, có những cây cỏ, gai góc, sình lầy và hoang dại. Trong những buổi đầu sơ

khai của tổ tiên ta, con người chỉ biết lợi dụng những ô trũng để gieo trồng và gặt hái,

về sau dân số phát triển, con người đã chuyển sang nền kinh tế sản xuất nông nghiệp,

lấy cây lúa nước làm cây lương thực chủ yếu. Lúc này người Việt cổ đã bắt đầu nghĩ

đến việc đắp bờ khoanh vùng giữ nước và chống ngập trong mùa lũ. Khi dân số phát

triển và sống tập trung thì diện tích gieo cấy và cư trú càng phải mở rộng xuống những

vùng đất lớn hơn nhưng trũng thấp hơn, thì những bờ vùng bờ thửa thấp, nhỏ, không

còn đủ sức đáp ứng những yêu cầu về ngăn nước lũ hàng năm, nên những bờ vùng

cũng phải được mở rộng và đắp cao thêm, từ đây những con đê đầu tiên được hình

thành. Theo thời gian cùng với kinh nghiệm chống lũ tích lũy trong quá trình sản xuất,

các tuyến đê ngày càng được tôn cao, mở rộng, nối dài thêm.

Nhu cầu về trị thủy, hiểu theo nghĩa cụ thể ở đây là việc đắp những con đê khoanh

vùng tương đối quy mô mà những thư tịch cổ của Trung Quốc thường nói tới. Vào

khoảng vài ba thế kỷ trước và đầu công nguyên, nhiều người Trung Quốc đến nước ta

đã tận mắt nhìn thấy những con đê khoanh vùng quy mô. Giao Châu ký chép: “Huyện

Phong Khê đã có đê để phòng nước sông Long Môn (sông Đà)” [5]. Hán thư, Quận

huyện chí chép: “Phía Tây Bắc huyện Long Biên quận Giao Chỉ đã có đê để giữ nước

sông” là những bằng chứng về đê điều cổ ở nước ta.

Vào buổi đầu Công nguyên, sau khi chiếm được nước ta, Cao Biền cho đắp đê bao

quanh thành Đại La. Đê dài 2.125 trượng 8 thước (khoảng 8.500m), cao 1 trượng 5

thước (khoảng 6m), việc đóng lỵ sở đô hộ của phong kiến Trung Hoa tại Thành Luy

Lâu (ngày nay thuộc huyện Thuận Thành, Bắc Ninh) chắc chắn không thể thực hiện

được nếu như không có đê, bởi những vùng đất thấp như vậy trong điều kiện tự nhiên

của lũ sông Hồng hằng năm, thường xuyên sẽ bị ngập vài ba mét trở lên trong vòng 1

đến 2 tháng trong năm [6].

Trong thời kỳ Bắc thuộc, nhân dân ta đã đắp đê nhưng kỹ thuật thô sơ, hầu hết các con

đê còn nhỏ và thấp. Đến thế kỷ IX đã có những con đê có chân đê rộng (khoảng 8m).

Sau khi Ngô Quyền dẹp tan quân Nam Hán (năm 938), xây dựng nền tự chủ, trải qua

các triều đại Ngô, Đinh, Tiền Lê sử cũ không có ghi chép gì về đê điều trị thủy, những

triều đại này đều ngắn ngủi và đầy biến động, nên nhiệm vụ củng cố nền độc lập, giữ

vững sự thống nhất dân tộc là nhiệm vụ hàng đầu. Tuy nhiên, công cuộc trị thủy chắc

chắn cũng không vượt khỏi khuôn khổ đắp đê khoanh vùng do nhân dân địa phương tự

tổ chức như trước đây.

Hiện tại, tổng số chiều dài hệ thống đê sông trong vùng đồng bằng sông Hồng là

3.000km, gồm 2.417km đê thuộc Bắc Bộ, và 420km ở các sông vùng Thanh - Nghệ

[7]. Hệ thống sông Hồng có 1.667km đê và 750km đê thuộc hệ thống sông Thái Bình.

Hệ thống đê sông Hồng có quy mô lớn và hoàn thiện hơn so với các hệ thống đê còn

lại. Các đê sông thường có độ cao không quá 10m [8]. Chiều cao trung bình của đê

sông từ 6÷8m. Tuy nhiên hệ thống đê được xây dựng đã lâu đời trên nền đất yếu, đất

đấp đê cũng lấy từ địa phương và không đồng nhất. Nhiều kè cống rất cũ kỹ. Dọc theo

đê còn có nhiều ao hồ làm nước lũ khó thoát. Dân cư quá đông đúc sống kế cận bờ đê.

Ngày nay, nhiều nhà cửa xây cất sát ngay trên bờ đê.

Hình 1.4 Các đê sông trong vùng đồng bằng sông Hồng (nguồn: internet)

Từ nghiên cứu lịch sử hình thành và phát triển của đê sông đồng bằng sông Hồng, ta

có thể rút ra những đặc điểm đê sông như sau:

- Hệ thống đê sông đồng bằng sông Hồng được hình thành là một quá trình dài hàng

trăm năm do nhiều thời đại và các thế hệ xây dựng nên. Mỗi thời đại có những quan

niệm và cách quản lý khác nhau nhưng quy tập lại là xây dựng một hệ thống đê điều

để bảo vệ vùng canh tác và các khu dân cư;

- Các tuyến đê và mặt cắt đê được hình thành một cách gần như tự phát, không được

quy hoạch, thiết kế trừ sau ngày cách mạng tháng Tám thành công. Các tuyến đê

hầu hết dựa và các đường liên thông xã, các cồn cao tự nhiên, các dải đất cao,... rồi

đắp nối liền thành hệ thống đê;

- Mặt cắt đê được bồi trúc dần từ thấp lên cao, không được đầm nén kỹ, phần lớn là

thi công bằng thủ công, trong thân đê còn nhiều tạp chất hữu cơ, nhiều nơi có mối

làm tổ, tiềm ẩn nhiều nguy cơ mất ổn định;

- Đặc điểm các dạng địa hình đặc biệt: hoạt động của sông Hồng và các sông nhánh

làm thay đổi đáng kể địa hình vùng ven sông. Việc chuyển dòng, tạo dòng mới

thường theo một quy luật phức tạp, sông Hồng có sự biến đổi dòng rất mạnh. Qua

nghiên cứu thấy sự dịch chuyển có tính chất chu kỳ qua lại [9].

Các dạng địa hình liên quan đến ổn định đê:

+ Địa hình cao nằm thành dải ven theo sông: đây là loại địa hình cổ hình thành trên

các sản phẩm trầm tích sông Hồng trong thời gian chưa có đê. Địa hình cao bị chia cắt

mạnh bởi các sông nhánh;

+ Địa hình bãi bồi: chủ yếu phân bố ven sông, hình thành tại các nơi sông bị chuyển

dòng mạnh. Những đoạn đê được đắp trên các sống cát, hai bên là các ô trũng kéo dài

ven chân đê là nguyên nhân gây thấm sủi mạnh ở nền đê;

+ Địa hình trũng, đầm lầy: nó là sản phẩm của các sự cố vỡ đê hoặc do sự chuyển

dòng, lấp dòng gây nên. Tuy nhiên, nhiều năm gần đây Nhà nước đã tập trung san lấp

khá nhiều đầm lầy nhưng không tránh khỏi những tiềm ẩn của nó gây ra;

- Đặc điểm địa chất công trình nền đê đồng bằng sông Hồng

Hệ thống đê sông Hồng chịu tác động trực tiếp của các đứt gãy sâu sông Hồng, sông

Chảy và sông Lô theo hướng Tây Bắc - Đông Nam. Các hoạt động kiến tạo, tân kiến

tạo không những tác động trực tiếp vào công trình, gây nứt nẻ đê mà còn làm biến đổi

dòng sông Hồng mạnh mẽ. Nó tác động trực tiếp vào đê và làm thay đổi cơ bản địa

chất nền đê, làm cho địa chất nền đê phức tạp theo cả mặt cắt dọc và mặt cắt ngang đê;

Do quá trình hình thành và đặc điểm nêu trên, về mặt địa tầng, địa chất ven sông Hồng

có một số đặc điểm nổi bật như sau:

+ Tầng thông nước chính từ cuội sỏi, cát hạt thô đến mịn phân bố khắp khu vực với độ

sâu bề mặt khác nhau;

+ Lớp cát pha, cát bụi phân bố không đồng đều, chiều dày không lớn, nó có ảnh hưởng

trực tiếp đến nền đê;

+ Tầng đất yếu chủ yếu là bùn tuổi Holocene, phân bố gần mặt đất gây nên biến dạng

lún lớn và trượt lở mái đê. Tính chất vật lý cơ học của các lớp đất chủ yếu cấu tạo nên

nền đê được phân ra 4 dạng liên quan đến độ ổn định công trình: Lớp đất rời với hệ số

thấm lớn; đất dính có cường độ cao; đất bùn và đất sét; đất sét pha cát bụi.

Với đặc điểm địa chất nêu trên thường có các sự cố liên quan đến địa chất như sau:

+ Thẩm lậu, đùn sủi thân và nền đê dẫn đến lún sụt đê;

+ Xói lở bờ sông gây nên mất ổn định đê;

+ Lún nứt mặt đê gây lồi lõm, làm mất ổn định đê, gây khó khăn trong giao thông;

+ Sạt trượt mái đê, nứt dọc đê làm mất ổn định đê;

+ Tác động trực tiếp của các hoạt động kiến tạo gây nên nứt dọc đê, nứt ngang đê có

khi từ bãi sông kéo vào.

- Tính ổn định tương đối cao: gần như tất cả các đê thuộc đồng bằng sông Hồng được

đắp bằng đất tại chỗ và có lịch sử hàng trăm năm nên đã được thử thách nhiều năm.

Hầu hết các tuyến đê hiện nay đã đủ mặt cắt thiết kế, các tiềm ẩn về các sự cố có thể

xảy ra đã được giảm thiểu;

- Các tuyến đê đồng bằng sông Hồng hầu hết đi qua các khu dân cư đông đúc, các thị

trấn, phường, xã. Đặc biệt, sau những năm 90 nhiều đoạn đê qua các khu công

nghiệp và đã được cứng hóa mặt đê, thuận tiện cho giao thông và tạo thành mạng

lưới giao thông chung của vùng hoặc địa phương.

1.2 Hệ thống đê sông tỉnh Bắc Ninh

Tỉnh Bắc Ninh có nhiều tuyến đê sông từ cấp IV đến cấp I. Trong đó, các tuyến đê cấp

I gồm có: hữu Đuống dài 38,00km; hữu Thái Bình dài 9,68km. Đê cấp II có tuyến đê

tả Đuống dài 31,70km. Các tuyến đê cấp III gồm: đê hữu Cầu dài 53,50km; đê hữu Cà

Lồ dài 6,25km. Đê cấp IV gồm tuyến đê tả, hữu sông Ngũ Huyện Khê với tổng chiều

dài 48,30km (bờ tả dài 24,80km; bờ hữu dài 23,50km). Trong những năm qua bằng

nhiều nguồn vốn khác nhau, hệ thống đê điều tỉnh Bắc Ninh đã và đang được đầu tư

cải tạo, nâng cấp, mở rộng mặt đê, gia cố thân và nền đê, cứng hóa mặt đê,... Về cơ

bản mặt cắt đê hiện trạng đã đáp ứng yêu cầu chống lũ thiết kế theo Tiêu chuẩn phòng

chống lũ đồng bằng sông Hồng.

Hình 1.5 Sơ họa hệ thống đê điều tỉnh Bắc Ninh

1.2.1 Đặc điểm thủy văn, sông ngòi và địa chất công trình

1.2.1.1 Đặc điểm thủy văn, sông ngòi

Tỉnh Bắc Ninh có mật độ lưới sông khá cao, trung bình 1,01,2km/km2, có 3 hệ thống

sông lớn chảy qua gồm sông Đuống, sông Cầu và sông Thái Bình.

- Sông Đuống có tổng chiều dài 68km (đoạn chảy qua Bắc Ninh dài 42km), là phân

lưu của sông Hồng đổ vào sông Thái Bình. Điểm đầu từ ngã ba Dâu (xã Xuân Canh,

huyện Đông Anh, tại địa giới giữa 2 đơn vị hành chính là huyện Đông Anh và

quận Long Biên của thành phố Hà Nội). Điểm cuối là ngã ba Mỹ Lộc (xã Trung

Kênh, huyện Lương Tài, tỉnh Bắc Ninh). Về tổng thể sông Đuống chảy theo hướng

Tây - Đông. Trước đây, sông Đuống chỉ là một dòng sông nhỏ, do cửa nối với sông

Hồng bị cát bồi cao nên chỉ khi sông Hồng có lũ lớn mới tràn qua được. Từ năm

1958, cửa sông được mở rộng để trở thành một phân lưu quan trọng giảm sức uy

hiếp của lũ sông Hồng đối với Hà Nội. So với lượng lũ của sông Hồng tại Sơn

Tây thì sông Đuống tiêu được 2030%. Lưu lượng nước trung bình nhiều năm đạt

khoảng 1.000m³/s. Lưu lượng đỉnh lũ lớn nhất 9.000m³/s (ngày 22 tháng

8 năm 1971). Mực nước cao nhất tại Bến Hồ vào tháng 8 năm 1945 là +9,64m, cao

hơn so với mặt ruộng là 34m. Sông Đuống có hàm lượng phù sa cao, vào mùa mưa

trung bình cứ 1m³ nước có 2,8kg phù sa. Sông Đuống còn là đường giao thông thuỷ

nối cảng Hải Phòng với Hà Nội và các tỉnh ở phía bắc Việt Nam. Các

loại tàu thuyền, xà lan tải trọng từ 100 tấn đến 450 tấn có thể vận tải trên sông được

cả trong 2 mùa.

- Sông Thái Bình: thuộc vào loại sông lớn của miền Bắc có chiều dài 385km, đoạn

chảy qua tỉnh Bắc Ninh dài 10km. Do phần lớn lưu vực sông bắt nguồn từ các vùng

đồi trọc miền Đông Bắc, đất đai bị sói mòn nhiều nên nước sông rất đục, hàm lượng

phù sa lớn. Do đặc điểm lòng sông rộng, ít dốc, đáy nông nên sông Thái Bình là

một trong những sông bị bồi lấp nhiều nhất. Theo tài liệu thực đo thì mức nước lũ

lụt lịch sử sông Thái Bình đo được tại Phả Lại năm 1971 đạt tới +7,21m với lưu

lượng lớn nhất tại Cát Khê là 5.000m3/s.

- Sông Cầu: Tổng chiều dài khoảng 290km, đoạn chảy qua tỉnh Bắc Ninh dài 70km,

lưu lượng nước hàng năm khoảng 5 tỷ m³. Sông Cầu có mực nước trong mùa lũ cao

từ +(36)m, cao nhất là +8m, trên mặt ruộng 12m, trong mùa cạn mức nước sông

lại xuống quá thấp +(0,50,8)m.

- Ngoài ra trên địa bàn tỉnh còn có các hệ thống sông ngòi nội địa như sông Ngũ

Huyện Khê, sông Dâu, sông Đông Côi, sông Bùi, ngòi Tào Khê, sông Đồng Khởi,...

1.2.1.2 Đặc điểm địa chất công trình

Đặc điểm địa chất mang những nét đặc trưng của cấu trúc địa chất thuộc vùng trũng

sông Hồng, bề dày trầm tích đệ tứ chịu ảnh hưởng rõ rệt của cấu trúc mỏng. Tuy nhiên

nằm trong miền kiến tạo Đông Bắc, Bắc bộ nên cấu trúc địa chất lãnh thổ Bắc Ninh có

những nét còn mang tính chất của vòng cung Đông Triều vùng Đông Bắc. Toàn tỉnh

có mặt các loại đất đá có tuổi từ Cambri đến đệ tứ, xong nhìn chung có thành tạo

Kainozoi phủ trên các thành tạo cổ. Đây là thành tạo chiếm ưu thế về địa tầng lãnh thổ.

Các thành tạo Triat phân bố trên ở hầu hết các dãy núi, thành phần thạch học chủ yếu

là cát kết, sạn kết. Bề dày các thành tạo đệ tứ biến đổi theo quy luật trầm tích từ Bắc

xuống Nam. Ở các vùng núi do bị bóc mòn nên bề dày của chúng còn rất mỏng, càng

xuống phía Nam bề dày có thể đạt tới 100m, trong khi đó vùng phía Bắc (Đáp Cầu) bề

dày chỉ đạt 30÷50m. Cụ thể, các tầng địa chất của đê hữu Đuống, tả Đuống, hữu Cầu

và hữu Thái Bình được mô tả dưới đây.

(1) Đê hữu Đuống

Khu vực đoạn tuyến có cấu tạo địa tầng bao gồm phía trên là các lớp thân đê. Lớp trên

cùng có thành phần là Sét pha, màu nâu vàng, nâu sậm, đôi chỗ lẫn dăm sạn hoặc cát,

trạng thái dẻo cứng đến nửa cứng. Lớp thứ hai có thành phần là Sét pha, màu xám nâu,

nâu gụ, trạng thái dẻo mềm, đôi chỗ dẻo cứng. Xen kẹp giữa chúng, đôi chỗ tồn tại các

lớp vật liệu cát pha, màu xám vàng, đôi chỗ lẫn bụi. Các lớp thân đê này có mức độ

đồng nhất không cao. Trong diện phân bố không gian, thành phần của lớp lẫn nhiều

các lớp cát, sét pha, cát pha mỏng mà đôi khi không thể hiện trên mẫu thí nghiệm mà

nhận biết được trong công tác mô tả khoan hiện trường, một phần nguyên nhân do

lượng xác định các chỉ tiêu cơ lý khá thưa so với chiều dài đoạn tuyến. Về cơ bản, các

lớp thân đê có khả năng chống thấm khá tốt, hệ số thấm nhỏ. Tuy nhiên, việc thành

phần các lớp này có lẫn các lớp mỏng nên khả năng tăng nguy cơ xảy ra biến dạng

phÝa s«ng

phÝa ®ång

14.0

TD038

12.0

0.0-2.8

TD039

TD037

(D1-1)

10.0

2.5-2.7: U1

2.8-5.0

0.0-2.0

8.0

(D1-3)

0.0-3.3

4.8-5.0: U2

5.0-9.8

2.0-6.1

6.0

3.3-6.5

4.0

(D1-6)

5.0-5.2: U2

8.8-9.0: U4

2.0

6.1-8.0

6.8-7.0: U3

9.8-10.5

6.5-8.0

(D1-8)

(D1-9)

10.5-12.0

11.0-11.2: D5

7.8-8.0: U3

0.0

-2.0

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

(D1-8)

(D1-1)

SÐt pha, mµu n©u vµng, n©u sËm, ®«i chç lÉn d¨m s¹n hoÆc c¸t. Tr¹ng th¸i dÎo cøng ®Õn nöa cøng.

SÐt pha, mµu x¸m ®en, x¸m ghi, ®«i chç lÉn c¸t. Tr¹ng th¸i dÎo ch¶y.

(D1-3)

(D1-9)

C¸t pha mµu x¸m ®en, x¸m ghi. Tr¹ng th¸i dÎo ®Õn ch¶y.

SÐt pha, mµu x¸m n©u, n©u gô. Tr¹ng th¸i dÎo mÒm, ®èi chç dÎo cøng.

(D1-6)

SÐt - sÐt pha mµu x¸m vµng, x¸m xanh, x¸m ghi Tr¹ng th¸i dÎo mÒm.

thấm đối với thân đê khi áp lực cột nước tăng vào mùa lũ.

Hình 1.6 Mặt cắt ngang địa tầng đại diện của đê hữu Đuống đoạn từ Km21+600÷Km30+300

(2) Đê tả Đuống

Cấu tạo địa tầng của đoạn tuyến bao gồm: lớp trên cùng là lớp đất đắp có thành phần

là sét pha màu nâu, xám nâu ở trạng thái dẻo mềm; lớp thứ hai là sét pha màu nâu,

xám nâu, trạng thái dẻo cứng; lớp thứ ba dưới nền đê là sét pha màu xám nâu ở trạng

thái dẻo mềm; lớp thứ tư là sét pha màu xám nâu, xám ghi ở trạng thái dẻo cứng. Xen

kẹp giữa lớp thứ ba và thứ tư, đôi chỗ có lớp cát hạt mịn màu xám nâu, xám ghi, kết

cấu xốp. Kết quả thí nghiệm hệ số thấm của các lớp cho thấy đất thân đê và nền đê có

khả năng chống thấm tốt nhưng cường độ và khả năng chịu tải trọng yếu. Việc xen kẹp

các lớp cát hạt mịn làm tăng nguy cơ biến dạng thấm của đê khi mực nước lũ dâng

phÝa s«ng

phÝa ®ång

14.0

12.0

11.4

0.0

10.0

8.9

2.5

8.0

6.5

0.0

6.0

5.6

0.9

5.4

6.0

5.0 0.0

4.0

3.6

2.9

3.0

2.0

2.8

8.6

2.0

0.5

6.0

0.0

-0.6

12.0

-1.0

6.0

-2.0

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

30.0

35.0

§Êt ®¾p: SÐt pha mµu n©u, x¸m n©u. Tr¹ng th¸i dÎo mÒm.

SÐt pha mµu x¸m n©u. Tr¹ng th¸i dÎo mÒm.

SÐt pha mµu x¸m n©u, x¸m ghi. Tr¹ng th¸i dÎo cøng.

§Êt ®¾p: SÐt pha mµu n©u, x¸m n©u. Tr¹ng th¸i dÎo cøng.

cao.

Hình 1.7 Mặt cắt ngang địa tầng đại diện của đê tả Đuống đoạn từ Km24+300÷Km28+500

(3) Đê hữu Thái Bình

Bên dưới thân đê là các lớp nền đê có cường độ kém hơn khá nhiều so với lớp thân đê.

Có thành phần là sét - sét pha, màu xám vàng, xám xanh, xám ghi, trạng thái dẻo mềm.

Phân bố rộng rãi và chiếm phần lớn trong khu vực đoạn tuyến. Lớp này có cường độ,

sức chịu tải yếu, nhiều vị trí tiếp xúc trực tiếp với lớp cát, cát pha bên dưới và bên trên.

Kết quả thực nghiệm hệ số thấm cho giá trị tương đối nhỏ nhưng do sự phân bố liền kề

trực tiếp với các lớp cát, cát pha bên trên và bên dưới trong các mặt cắt địa chất công

trình nên tiềm ẩn nhiều rủi ro về biến dạng thấm. Trường hợp mực nước sông cạnh đê

dâng cao, nước sẽ chuyển qua các lớp cát pha, cát hạt nhỏ, màu xám vàng, xám xanh,

trạng thái chặt vừa. Dòng thấm tác dụng trực tiếp vào các lớp dưới thân đê có cường

độ kém, có thể gây biến dạng thấm mạnh, đặc biệt khi lớp có cường độ tốt hơn, tính

thấm bé hơn trên thân đê mỏng (tại vị trí các lớp đất thân đê có bề dày mỏng dưới chân

phÝa s«ng

phÝa ®ång

14.0

12.0

K4-3

10.0

T§26

7.60 12.0

§¦êNG B£ T¤NG

8.0

6.0

T§27

T§25

4.26 8.0

4.12 8.0

4.06

0.2

4.0

3.22

0.9

3.00

4.6

2.86

1.4

2.0

1.52

2.6

1.20

6.4

0.22

3.9

-0.14

4.4

0.0

-1.28

5.4

-1.30 -1.80

8.9 9.4

-2.0

-2.44

6.7

-3.74

8.0

-3.88

8.0

-4.0

-4.40

12.0

-6.0

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

30.0

35.0

SÐt pha mµu n©u x¸m, ®«i chç loang, ®èm x¸m xanh, x¸m vµng, tr¹ng th¸i dÎo cøng ®Õn nöa cøng

§Êt ®¾p ®ª: SÐt pha mµu n©u gô, n©u x¸m, tr¹ng th¸i dÎo cøng - nöa cøng, kÕt cÊu kh«ng chÆt ®Õn chÆt võa

SÐt - sÐt pha mµu x¸m xanh, x¸m vµng, ®èm n©u, tr¹ng th¸i dÎo ch¶y

SÐt pha n©u x¸m lÉn rÔ c©y, r¸c th¶i

SÐt pha mµu n©u gô, ®èm n©u ®en, tr¹ng th¸i dÎo cøng

SÐt ®«i chç xen kÑp c¸c líp máng c¸t pha- c¸t bôi, mµu x¸m ghi, x¸m n©u, x¸m ®en, cã lÉn tµn tÝch thùc vËt, vá èc, tr¹ng th¸i dÎo mÒm - dÎo ch¶y

đê phía đồng hoặc tại vị trí các ao hồ gần đê không có mặt của các lớp thân đê).

Hình 1.8 Mặt cắt ngang địa tầng đại diện của đê hữu Thái Bình đoạn từ Km0+00÷Km4+800

(4) Đê hữu Cầu

Cấu tạo địa tầng của đoạn tuyến gồm có: lớp đất đắp thân đê là lớp sét pha màu nâu

hồng, nâu gụ, trạng thái nửa cứng đến dẻo cứng; lớp thứ hai dưới nền đê là sét pha

màu nâu hồng, nâu gụ ở trạng thái dẻo cứng đến dẻo mềm; lớp thứ ba là đất sét màu

xám xanh ở trạng thái dẻo mềm. Các lớp đất phía trên của nền đê có khả năng chống

thấm khá tốt nhưng có cường độ và sức chịu tải yếu. Kết quả thí nghiệm xác định hệ

số thấm đất thân đê cho kết quả hệ số thấm khá cao do phần lớn thân đê được hình

thành trong quá trình đắp tu bổ hàng năm.

phÝa s«ng

phÝa ®ång

10.0

8.0

6.0

5.4 0.0

4.0

3.4 0.0

1 3.4 2.0

2.4 1.0

2.0

0.0

-0.6 4.0

-1.6 7.0

-2.0

-4.0

-6.0

-6.6

12.0

-8.0

-8.612.0

-9.0

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

30.0

35.0

40.0

SÐt pha mµu n©u hång, n©u gô. Tr¹ng th¸i dÎo cøng ®Õn dÎo mÒm.

§Êt sÐt mµu x¸m xanh. Tr¹ng th¸i dÎo mÒm.

§Êt ®¾p: SÐt pha mµu n©u hång, n©u gô. Tr¹ng th¸i nöa cøng ®Õn dÎo cøng.

Hình 1.9 Mặt cắt ngang địa tầng đại diện của đê hữu Cầu đoạn từ Km37+950÷Km69+500

Qua việc tóm tắt đặc điểm địa chất công trình các tuyến đê chính tỉnh Bắc Ninh, có thể

rút ra kết luận về đặc điểm chung như sau: thành phần địa chất thân đê và nền đê chủ

yếu là đất sét - sét pha, dưới nền đôi chỗ xen kẹp cát giữa các lớp đất sét; lớp địa chất

thân đê từ mặt đê tới chiều sâu 2,5m có đặc điểm địa chất tương tự nhau. Do vậy, kết

qủa nghiên cứu cho một tuyến đê có thể áp dụng cho các tuyến đê khác trên địa bàn

tỉnh Bắc Ninh, đảm bảo yêu cầu chống lũ và kết hợp giao thông.

1.2.2 Quy định về tiêu chuẩn phòng lũ đối với các tuyến đê sông tỉnh Bắc Ninh

Tiêu chuẩn phòng lũ cho các tuyến đê thuộc tỉnh Bắc Ninh được quy định tại Quyết

định số 257/QĐ-TTg ngày 18/02/2016 của Thủ tướng chính phủ về việc Phê duyệt

Quy hoạch phòng chống lũ và quy hoạch đê điều hệ thống sông Hồng, sông Thái Bình

[10]. Theo đó, tần suất đảm bảo chống lũ thiết kế cho tuyến đê sông Đuống và sông

Thái Bình thuộc địa bàn Bắc Ninh (nằm ngoài khu vực đô thị trung tâm Hà Nội) là P =

0,33% tương ứng với chu kỳ 300 năm. Các tuyến đê khác như đê sông Cầu và sông Cà

Lồ có tần suất bảo đảm chống lũ thiết kế P = 2%, tương ứng chu kỳ 50 năm.

Với các tần suất quy định tại [10] thì mực nước thiết kế đê tương ứng được xác định

như sau:

(i) Đoạn đê hữu sông Hồng bảo vệ khu đô thị trung tâm thành phố Hà Nội

(trong phạm vi đường vành đai IV): Đảm bảo an toàn với mực nước lũ thiết kế trên

sông Hồng tại trạm thủy văn Hà Nội là +13,4m, tương ứng với lưu lượng lũ thiết kế tại

trạm thủy văn Hà Nội là 20.000m3/s;

(ii) Các tuyến đê khác đảm bảo an toàn với mực nước lũ thiết kế trên sông Hồng

tại trạm thủy văn Hà Nội là +13,1m và trên sông Thái Bình tại trạm thủy văn Phả Lại

là +7,2m; tương ứng với lưu lượng lũ thiết kế tại trạm thủy văn Hà Nội là 17.800m3/s,

tại trạm thủy văn Phả Lại là 3.300m3/s.

Cụ thể hơn Bộ Nông nghiệp và PTNT tại Quyết định số 3032/QĐ-BNN-TCTL ngày

19/07/2016 Về việc quy định mực nước, lưu lượng lũ thiết kế cho các tuyến đê thuộc

hệ thống sông Hồng, sông Thái Bình [11] đã quy định mực nước thiết kế cho các tuyến

đê sông tỉnh Bắc Ninh ở vị trí các trạm thủy văn gần các sông. Bảng 1.1 dưới đây là

mực nước thiết kế các tuyến đê từ cấp III đến cấp I thuộc tỉnh Bắc Ninh.

Bảng 1.1 Mực nước thiết kế các tuyến đê từ cấp III đến cấp I tỉnh Bắc Ninh [11]

Vị trí Sông Tương ứng km đê MNTK

Thái Bình K0+540 tả sông Thái Bình +7,20 1. Trạm thủy văn (TV) Phả Lại

K6+804 tả sông Thái Bình 2. Trạm TV Cát Khê Thái Bình +6,80 (K2 hữu sông Thái Bình)

3. Cống Văn Thai Thái Bình K9+800 hữu sông Thái Bình +6,30

4. Trạm TV Mạnh Tân Cà Lồ K6+700 hữu sông Cà Lồ +9,50

5. Trạm TV Chã Cầu K2+750 đê Chã +11,10

6. Trạm TV Ba Xã K28+800 hữu sông Cầu Cầu +9,60 (Phúc Lộc Phương) (K14+350 hữu sông Cà Lồ)

7. Trạm TV Đáp Cầu Cầu K59+350 hữu sông Cầu +8,30

8. Trạm TV Thượng Cát Đuống K01+995 hữu sông Đuống +12,80

9. Trạm TV Bến Hồ Đuống K32+500 tả sông Đuống +10,10

1.2.3 Cao trình đỉnh đê hiện trạng các tuyến đê sông tỉnh Bắc Ninh

Các tuyến đê thuộc địa phận tỉnh Bắc Ninh đều có cao trình đỉnh đê cao hơn cao trình

mực nước thiết kế quy định tại [11] khi xét đến cả độ cao an toàn h (h được xác

định ở [12]). Cụ thể với từng tuyến đê như sau:

- Tuyến đê hữu Đuống: Hiện tại cao trình mặt đê toàn tuyến đã cao hơn từ

(0,80÷1,00)m so với mực nước thiết kế tại Thượng Cát (+12,80m); tại Bến Hồ

(+10,10m).

- Tuyến đê hữu Thái Bình: Cao trình đỉnh đê toàn tuyến hiện đạt từ (+8,10m) đến

(+7,15m), cao hơn so với mực nước thiết kế từ (1,25÷1,80)m.

- Tương đối với các tuyến đê: Tả Đuống có cao trình đỉnh đê hiện trạng

(+8,10÷12,20)m cao hơn mực nước thiết kế (0,6÷1,0)m; Hữu Cà Lồ có cao trình

đỉnh đê hiện trạng (+10,00÷10,40)m cao hơn mực nước thiết kế (0,8÷1,0)m; hữu

Cầu có cao trình đỉnh đê hiện trạng (+8,10÷10,00)m cao hơn mực nước thiết kế

(0,4÷1,0)m.

Như vậy các tuyến đê sông của tỉnh Bắc Ninh đã đủ cao trình chống lũ theo mực nước

thiết kế quy hoạch.

1.2.4 Quy hoạch hệ thống đê sông kết hợp làm đường giao thông tỉnh Bắc Ninh

Theo quy hoạch phát triển giao thông tỉnh Bắc Ninh [13], và quy hoạch phát triển

chung đô thị Bắc Ninh [14], với quan điểm chung phát triển hệ thống đường nội bộ

tỉnh gắn kết chặt chẽ và kết nối cao hệ thống giao thông đối ngoại. Hệ thống đường nội

tỉnh và ngoại tỉnh phải đồng bộ với các tuyến đường quốc lộ và đường thủy trong khu

vực. Đặc biệt, hệ thống đường bộ của Bắc Ninh phải đảm bảo sự kết nối tốt với các

khu vực trong tỉnh như Yên Phong, Quế Võ, Nam Sông Đuống,... các khu vực ngoài

tỉnh như: Hà Nội, Hải Dương, Bắc Giang, Thái Nguyên, Quảng Ninh, sân bay Nội Bài,

cảng biển,... Tuy nhiên, để đảm bảo các tiêu chí về kinh tế và kỹ thuật thì cũng phải kế

thừa hệ thống đường hiện trạng, đường dự án đã có nhưng việc phân cấp phải hợp lý.

Với quan điểm trên, một số tuyến đê trên địa bàn tỉnh Bắc Ninh đã được quy hoạch

(một phần hoặc toàn bộ chiều dài) làm đường giao thông và thực tế đã gánh vác nhiệm

vụ giao thông trong nhiều năm qua như tuyến đê: hữu sông Đuống, tả sông Đuống,

hữu sông Thái Bình, hữu sông Cầu,… Cụ thể, đối với đoạn đê sông Đuống từ

Km24+000÷Km31+500 là một phần thuộc đường tỉnh lộ 283.

Quy hoạch đường tỉnh 283 (ĐT283) [15]:

- Chiều dài tuyến: 21,3km;

- Điểm đầu: Km0 - Thị trấn Hồ (Ngã tư Đông Côi);

- Điểm cuối: Km21+300 - Ngũ Thái (Kết nối sang Hưng Yên).

- Hướng tuyến: Xây dựng theo tuyến hiện tại.

- Quy mô:

+ Đoạn từ Ngã tư Đông Côi đến bờ đê sông Đuống (Km0 đến Km3+200): xây dựng

theo quy hoạch đường đô thị (2x6 +10,5m = 22,5m);

+ Đoạn từ Hồ đến Bút Tháp (Km3+200 đến Km10+700): theo quy mô đường cấp IV,

vận tốc 60km/h (phụ thuộc vào quy mô của tuyến đê sông Đuống;

+ Đoạn từ Bút Tháp đến Dâu (Km10+700 đến Km14+100): quy mô đường cấp III, vận

tốc 80km/h; 2 làn xe (2x3,75m + 2x2m = 11,5m);

+ Đoạn từ Dâu đến Song Liễu (Km14+100 đến Km21+300): Quy mô xây dựng theo

tiêu chuẩn đường cấp III, vận tốc 80km/h, 2 làn xe (2x3,75m = 7,5m + 2x2m).

Hình 1.10 là các tuyến đường liên tỉnh như ĐT276; ĐT283; ĐT291; ĐT280 thuộc

tuyến đê tả và hữu sông Đuống đã được quy hoạch giao thông tương ứng với quy mô

đường cấp IV đồng bằng. Mặt khác cũng có thể thấy, nhiều tuyến đường tỉnh lộ khác

cũng được đấu nối, giao cắt với hai tuyến đê này tạo liên kết giao thông của khu vực.

Hình 1.10 Đường giao thông trên đê sông Đuống

1.3 Các nghiên cứu ở trong và ngoài nước về đê kết hợp giao thông

1.3.1 Nghiên cứu ở trong nước

Lịch sử phát triển xã hội Việt Nam ở miền Bắc có quan hệ mật thiết với lịch sử hệ

thống đê điều. Phan Khánh [6] đã chỉ ra một số giai đoạn chính trong đó có thể kể đến

giai đoạn gắn với các triều đại phong kiến, giai đoạn chiến tranh và giai đoạn sau đổi

mới. Việc sử dụng đê làm đường giao thông trở nên phổ biến ở các đoạn đê trong các

đô thị. Trong giai đoạn chiến tranh, đê có thể bị đào phá, trở thành công sự,... để ngăn

chặn bước tiến của kẻ thù.

Ngày 25/06/1962, Phủ Thủ tướng Nước Việt Nam Dân Chủ Cộng Hòa đã ban hành

Thông tư số 68-TTg về việc Phối hợp công tác giữa hai ngành giao thông và thủy lợi

[16]. Đối với hệ thống đường trung ương thì nên làm đê riêng, đường riêng. Đối với

các đường địa phương, thì nên kết hợp vừa là đường, vừa là đê nếu cần. Khi kết hợp

làm mới vừa là đường vừa là đê, hoặc biến đường sẵn có vừa là đê và biến đê sẵn có

vừa là đường thì phải được sự thỏa thuận giữa hai cơ quan Giao thông và Thủy lợi địa

phương cùng với sự đồng thuận của cấp chính quyền tương đương.

Nghiên cứu về đê đa mục tiêu đầu tiên được tiến hành bài bản là V.M.Bezruk và

A.X.Elenovits [17]. Trong đó, việc nghiên cứu khai thác tổng thể dòng sông Hồng qua

địa phận Hà Nội với mục đích phát triển bền vững, khai thác tối đa quỹ đất ven sông

cũng như các yêu cầu về an toàn của công trình đê đã được đề cập. Mặt cắt ngang đê

hữu Hồng được đề xuất cải tạo để đáp ứng các yêu cầu này.

Hình 1.11 Đê Hà Nội giai đoạn từ 1915 đến 1945

Hình 1.12 Đê Hà Nội giai đoạn từ 1945 đến 2000

Hình 1.13 Đê Hà Nội giai đoạn từ 2000 đến 2010

Nghiên cứu về đặc điểm địa chất công trình nền đê sông Hồng của tác giả Trần Văn

Tư [9]. Hiện tượng lún mặt đê là tai biến phổ biến cho đê do nền đất yếu. Tầng bùn

Hải Hưng và Thái Bình phân bố nhiều nơi ở nền đê. Với mô đun biến dạng lớn gây ra

biến dạng lún lớn với mặt đê. Hiện tượng càng nghiêm trọng khi có các phương tiện

giao thông có tải nặng đi trên đê.

Các nghiên cứu khác cũng có đề cập ít nhiều đến nội dung này nhưng do đây là phạm

vi có sự đồng quản lý của các Bộ ngành và địa phương nên cần nhiều thời gian để có

sự đồng thuận [18].

Nhiều tác giả khác đã nghiên cứu về công trình đê nhằm đưa ra các tiêu chí, giải pháp

để đảm bảo đê được ổn định trong quá trình chống lũ nhưng chưa có công trình nào

nghiên cứu sâu về đê kết hợp làm đường giao thông.

1.3.2 Nghiên cứu của nước ngoài

Việc nghiên cứu đê để sử dụng cho mục đích làm đường giao thông không được đề

cập riêng rẽ trong nhiều nghiên cứu. Thực tế cho thấy ở các nước, việc thiết kế đường

giao thông trên đê thường được tiến hành trong những đoạn tuyến bất khả kháng (đê bị

giới hạn bởi khu dân cư, địa hình, hoặc có yếu tố lịch sử). Ngoài các phạm vi đó, đê

thường được thiết kế độc lập hoặc đường giao thông ở dưới cơ đê (không nằm trên

đỉnh đê).

Trong hướng dẫn thiết kế đê sông [19] do Bộ Giao thông, Công chính và Thủy lợi Hà

Lan phát hành năm 1991 có ghi rõ “việc tính đến phương tiện di chuyển trên đỉnh đê là

cần thiết kể cả trong tình huống nước tràn đỉnh đê” và bắt buộc tính tải trọng phương

tiện tối thiểu là 15kN/m2 trong bề rộng 2,5m ở mặt đê phía trong đồng.

Dự án nghiên cứu đê đa mục tiêu Oderker, M. (2013) [20] đã chỉ ra mâu thuẫn trong

việc nâng cấp đê trong bối cảnh có biến đổi khí hậu. Theo đó, đê càng phải được củng

cố để đối phó với mực nước biển dâng cũng như các yếu tố thời tiết bất thường khác.

Tuy nhiên, việc nâng cao, mở rộng đê không phải là vấn đề dễ dàng do các vấn đề xã

hội như dân cư đông đúc dọc các tuyến đê qua đô thị, giá bất động sản,... Có 04 hình

thái đê được đề xuất xem xét tùy theo điều kiện cụ thể như (a) đê kết hợp đường giao

thông, hầm giao thông; (b) đê kết hợp nhà cửa tạo thành tường chắn dạng chữ L; (c) đê

dạng tường chắn bằng đất và (d) là đê dạng mái thoải.

(a)

(d)

Hình 1.14 Các dạng mặt cắt ngang đê đa mục tiêu cho các khu vực khác nhau [20]

Các tác giả tập trung vào thống kê các dạng công trình nhà cửa dọc các sông ở Hà Lan

và Đức đóng vai trò như công trình chống lũ (đê). Trong các công trình này, có công

trình đã hình thành từ xa xưa (hàng trăm năm trước) nhưng cũng có công trình chỉ mới

được xây dựng trong 10÷20 năm gần đây. Báo cáo chỉ ra rằng, việc kết hợp đê cũng

như các công trình chống lũ khác để làm nhà cửa là một kết quả tất yếu của quá trình

phát triển kinh tế, xã hội [21, 22].

Ở các nước khác, việc nghiên cứu đê đa mục tiêu cũng được xem xét như ở Nhật Bản,

sau trận sóng thần năm 2011, việc nghiên cứu “siêu đê” (Super dike) cũng đã được

xem xét để bảo vệ những khu vực ven biển và Tokyo, có thể chịu tác động của sóng

thần cũng như các trận bão lớn [3].

Các chỉ dẫn thiết kế đê, công trình thủy và thoát nước cho đường giao thông [1, 23, 24]

đều đề cập đến đường trên đỉnh đê phục vụ công tác duy tu bảo dưỡng và cứu hộ trong

các tình huống khẩn cấp. Chỉ dẫn thiết kế chi tiết cho các tuyến đường này bao gồm:

bề rộng phải lớn hơn 3m, kết cấu mặt phải chịu được nước và tải trọng của phương

tiện phải được đưa vào đánh giá an toàn đê. Trong [25], tác giả còn kiến nghị bố trí các

điểm quay đầu xe trên đê đề phòng có sự cố để phương tiện có thể quay về chỗ cũ.

Trong các bang ở Mỹ có quy định khác nhau về việc khai thác đường giao thông trên

đỉnh đê. Đa phần đều không đồng ý khai thác các phương tiện công cộng nếu không có

xử lý và nghiên cứu riêng. Cơ quan quản lý đều đưa ra quy định cấm đường khi mực

nước sông dâng cao do ảnh hưởng đến an toàn đê và công tác duy tu bảo dưỡng trong

thời gian nguy cấp. Các nghiên cứu trên các lưu vực sông Sacramento, Mississipi đều

chỉ ra điều đó [26].

Tại Trung Quốc, việc nghiên cứu nâng cấp đê phục vụ làm đường giao thông cũng trở

thành đề tài được quan tâm gần đây. Wei Hao đã đề xuất các tiêu chí quan trọng liên

quan đến thiết kế chi tiết đường như khống chế tốc độ, độ dốc dọc, độ dốc ngang,...

đảm bảo an toàn đê trong quá trình khai thác đa mục tiêu [27].

Như vậy: Đê sử dụng nhiều mục đích khác nhau (đa mục tiêu) đã có từ hàng trăm

năm theo lịch sử phát triển của hệ thống các công trình phòng lũ và xã hội loài

người. Về chủ đề này hiện đang được tập hợp một cách hệ thống ở các nước phát

triển như Mỹ, Hà Lan, Đức, Nhật cũng như ở các nước đang phát triển như Trung

Quốc, Việt Nam. Đây là khoa học giao thoa giữa lĩnh vực thủy lợi và giao thông đòi

hỏi phải nghiên cứu thận trọng, hệ thống và có tính kế thừa. Nguyên tắc chung của

các nước đều chỉ ra rằng:

- Đê là công trình quan trọng, chức năng chính là chống lũ nên phải ưu tiên hàng đầu

cho vấn đề này;

- Đường giao thông trên đê phục vụ duy tu, bảo dưỡng và cứu hộ đê đã có từ khi đê

hình thành với mức độ khác nhau. Quyền khai thác này đương nhiên thuộc về các

nhà chức trách kể cả khi đất đai dọc đê thuộc sở hữu tư nhân;

- Đường giao thông trên đê phục vụ công cộng (public road) phụ thuộc vào yếu tố

lịch sử, điều kiện tự nhiên, xã hội. Nếu nâng cấp, khai thác đê cho mục tiêu này cần

thỏa mãn yêu cầu chống lũ, sau đó mới là các yêu cầu khác. Thực tế các nước đang

phát triển đã chứng minh rằng: việc quản lý vận hành khai thác tốt để không xung

đột lợi ích giữa các nhóm là yếu tố quan trọng;

1.4 Sử dụng chất kết dính để gia cố đất trên thế giới và Việt Nam

1.4.1 Nghiên cứu, sử dụng xi măng gia cố đất trên thế giới

Khối lượng xi măng trong hỗn hợp gồm đất và xi măng (Đ+XM) được tính theo tỷ lệ

phần trăm của khối lượng đất khô. Đã có nhiều công trình nghiên cứu trên thế giới về

tỷ lệ xi măng hợp lý trong gia cố đất, sau đây là một số nghiên cứu tiêu biểu:

- Nghiên cứu của Lan Wang: “Tính ổn định của vật liệu (Đ+XM) trong môi trường có

sunfat” lượng xi măng thay đổi trong phạm vi từ 4% đến 16% trọng lượng khô của

đất cần gia cố [28].

- Qua nghiên cứu so sánh, Shiells và các cộng sự (2003) kết luận: thông thường phương

pháp trộn ướt sử dụng tỷ lệ (Đ+XM) cao hơn so với phương pháp trộn khô [29]:

+ Lượng XM từ 180÷400kg/m3 đất cần gia cố đối với phương pháp trộn ướt;

+ Lượng XM từ 90÷180kg/m3 đất cần gia cố đối với phương pháp trộn khô.

- Nghiên cứu của hai tác giả Mitchell và Freitag (1959) [30]:

+ Thông thường (Đ+XM) chứa 5÷14% XM so với trọng lượng của đất cần gia

cố và thường sử dụng để ổn định đất có tính dẻo thấp, đất cát;

+ Lượng XM yêu cầu phụ thuộc vào loại đất, trạng thái của đất cần gia cố;

+ Tỷ lệ XM với đất tối ưu (so với trọng lượng khô của đất cần gia cố) phụ thuộc

vào các loại đất khác nhau như Bảng 1.2 và Bảng 1.3 dưới đây.

Bảng 1.2 Tỷ lệ XM đối với đất tối ưu tương ứng với các loại đất khác nhau [30]

TT Loại đất Tỷ lệ XM với đất (%)

1 Đất tốt chứa sỏi, cát hạt thô, cát hạt mịn, có hoặc 5% hoặc ít hơn không có lượng nhỏ bùn hay sét

2 Đất cát xấu với lượng nhỏ bùn 9%

3 Loại đất cát còn lại 7%

4 Đất chứa bùn không dẻo hoặc dẻo vừa phải 10%

5 Đất sét dẻo 13% hoặc nhiều hơn

Bảng 1.3 Tỷ lệ XM với đất với các loại đất khác nhau theo hệ thống phân loại [30]

TT Loại đất Tỷ lệ XM với đất (%)

1 Sỏi có tính chọn lọc kém, cát có tính chọn lọc kém 6÷10 và cát có tính chọn lọc tốt

2 Sét dẻo thấp, bùn dẻo thấp và bùn dẻo cứng 8÷12

3 Sét dẻo thấp, dẻo cứng 10÷14

- Ở Viện kĩ thuật Châu Á, Law (1989) đã tiến hành nghiên cứu đưa ra kết luận: trộn

10% XM với đất sét yếu Băng Cốc (Thái Lan) làm tăng độ bền nén nở hông 10 lần,

áp lực cố kết trước tăng 2÷4 lần. Hệ số cố kết quan sát được tăng 10÷40 lần [31].

- Tại Nhật Bản, Hisaa Aboshi và Nashahiko Kuwabara (1991), CDIT (2002) đã tiến

hành các nghiên cứu gia cố cho các loại đất yếu khác nhau với trên 100 công trình

ở các khu vực khác nhau, hàm lượng xi măng khác nhau (từ 50kg đến 450kg trên

1m3 đất) đã cho kết quả về cường độ nén với thành phần hạt tương ứng. Kết quả

nghiên cứu cho thấy mức độ cải thiện cường độ đối với đất bùn và sét không cao

bằng đất cát và cuội sỏi [32, 33].

- DOH and JICA (1998) kiến nghị: XM ảnh hưởng tốt cho việc cải thiện các đặc

tính của đất sét ở Băng Cốc. Phương pháp xử lý nền bằng cọc xi măng đất thường

sử dụng hàm lượng xi măng thích hợp trong khoảng 80÷200kg/m3 và chúng được

xác định dựa vào cường độ thiết kế của mỗi dự án. Thông thường, xi măng

Pooclăng với hàm lượng vào khoảng 200kg/m3 được sử dụng trong các nghiên cứu

ổn định đất sét biển mềm yếu [34].

1.4.2 Nghiên cứu, sử dụng xi măng gia cố đất ở Việt Nam

Ở Việt Nam, việc sử dụng XM và vôi để gia cố đất xuất hiện từ những năm đầu của

thập niên 80 với công nghệ cọc đất vôi - xi măng của Thụy Điển. Sự ưu việt của giải

pháp này đã được áp dụng khá phổ biến ở các công trình xây dựng dân dụng và thủy

lợi để xử lý nền đất yếu, chống thấm, chống nứt,...

Những năm gần đây, công nghệ cọc XM đất của Nhật Bản được du nhập vào Việt

Nam đã phát huy hiệu quả trong việc xử lý nền đất yếu và được áp dụng rộng rãi ở các

công trình giao thông, thủy lợi,... Điển hình là dự án đường cao tốc thành phố Hồ Chí

Minh - Trung Lương, dự án sân bay Cần Thơ,… Đến nay đã có một số đề tài nghiên

cứu của các trường đại học, viện khoa học như: Thủy lợi, Xây dựng, Kiến trúc, Giao

thông,… Điển hình là các nghiên cứu sau đây:

- Nguyễn Quốc Đạt, lần đầu tiên ở Việt Nam tiến hành nghiên cứu thử nghiệm công

nghệ khoan phụt hóa chất kết hợp xi măng, nhằm mục đích xử lý thấm nền đê trong

điều kiện có dòng chảy ngầm, trong nền cát, cát pha. Kết quả nghiên cứu đã cung

cấp một giải pháp mới hiệu quả và có tính khả thi để xử lý khẩn cấp sự cố thấm

dưới nền đê trong mùa lũ [35].

- Nguyễn Việt Hùng đã đề xuất mô hình tính toán phù hợp xác định các tham số thiết

kế hệ cọc XM đất để gia cường nền đường đắp trên đất yếu như khoảng cách hợp lý

giữa các cọc và chiều dài hợp lý của cọc [36].

- Thái Hồng Sơn và nnk đã nghiên cứu bằng thí nghiệm trong phòng để lựa chọn hàm

lượng XM và tỷ lệ nước - XM hợp lý cho gia cố đất yếu vùng ven biển đồng bằng

sông Cửu Long. Hàm lượng XM được sử dụng cho thí nghiệm từ 10% đến 25%

(trên trọng lượng riêng khô). Từ kết quả thí nghiệm, các tác giả kiến nghị hàm

lượng XM hợp lý cho gia cố nền đất yếu (phương pháp trộn sâu) nên chọn lớn hơn

10% [37].

- Mai Anh Phương và nnk đã tiến hành một loạt các thí nghiệm trong phòng với 80

mẫu nén ứng với 4 lớp đất khác nhau, hàm lượng XM sử dụng cho thí nghiệm từ

13% đến 23% [38]. Kết quả cho thấy khi hàm lượng XM tăng thì cường độ qu tăng,

mối quan hệ giữa hàm lượng XM và qu gần như tuyến tính và phù hợp với nghiên

cứu của Uddin et al (1997) [39].

Việc sử dụng giải pháp gia cố đất bằng XM làm tăng nhanh quá trình cố kết, làm thay

đổi tính chất cơ học, vật lý và cải thiện cường độ của đất gia cố. Cường độ và các chỉ

tiêu cơ lý trong đất gia cố phụ thuộc vào các yếu tố như:

- Hàm lượng XM: các nghiên cứu đều cho thấy một xu thế chung là khi hàm lượng

XM tăng thì cường độ nén của mẫu đất gia cố cũng tăng lên. Hình 1.15 dưới đây thể

hiện ảnh hưởng của hàm lượng XM đến cường độ nén [40].

Hình 1.15 Đồ thị ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến cường độ nén [40]

Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến qu so với khi chưa gia cố [40]:

SDI =qu-xử lý/qu-chưa xử lý (1.1)

Trong đó: qu: cường độ nén mẫu cho nở hông của mẫu đất;

- Ảnh hưởng của thành phần khoáng chất trong đất: một số nghiên cứu ở trên đã đi

sâu vào phân tích ảnh hưởng của thành phần khoáng vật trong đất cần gia cố, các thí

nghiệm trong phòng cho thấy đối với các lớp đất khác nhau với cùng một tỷ lệ XM

cho kết quả giá trị cường độ nén khác nhau, điều này chứng tỏ thành phần khoáng

vật trong đất là nhân tố quan trọng xác định tính chất của đất và tác dụng tương hỗ

giữa đất và XM;

- Thành phần hạt trong đất: đất có điều kiện tốt nhất để gia cố xi măng là trong thành

phần hạt có cuội sỏi, cát hạt, á cát hoặc á sét nhẹ,… Các loại đất yếu như bùn sét,

sét lẫn hữu cơ thì cường độ nén phân tán và phát triển không cao. Hình 1.16 dưới

đây được tổng hợp từ các kết quả nghiên cứu ở Nhật Bản.

Hình 1.16 Ảnh hưởng của các thành phần hạt trong đất đến cường độ đất + xi măng [40]

1.5 Những vấn đề đặt ra cho nghiên cứu đê kết hợp giao thông

Khi có phát sinh thêm tải trọng giao thông lên mặt đê thì phạm vi tác dụng của tải

trọng lên thân đê được mô tả theo Hình 1.17. Theo Dương Ngọc Hải và Nguyễn Xuân

Trục, phạm vi nền đường chịu tác dụng của tải trọng động (tải trọng xe cộ đi trên

đường truyền xuống) là Za = 0,9÷1,3m [41].

Hình 1.17 Phạm vi tác dụng của tải trọng bánh xe [41]

Hình 1.18 dưới đây minh họa về kết cấu nền áo đường giao thông khi sử dụng lớp áo

cứng bằng bê tông xi măng [42].

Tim thiÕt kÕ

100

700

100

Líp mÆt Líp mãng trªn Líp mãng díi Líp nÒn thîng

Ph¹m vi kÕt cÊu mÆt ®êng cÇn nghiªn cøu c¸c gi¶i ph¸p gia cè ®Ó t¨ng cêng ®é æn ®Þnh §Êt th©n ®ª hiÖn tr¹ng ®îc cµy xíi dµy 30cm, lu lÌn ®Çm chÆt ®¹t K>0,97

Th©n ®ª hiÖn tr¹ng

Hình 1.18 Sơ đồ cấu tạo mặt đường bê tông xi măng thông thường có khe nối [42]

Hình 1.19 Sơ đồ các tầng, lớp của kết cấu nền - áo đường [42]

Trong sơ đồ ở Hình 1.19 ở trên, đối với kết cấu áo đường mềm thì lớp mặt thường là

bê tông nhựa hoặc được cấu tạo bởi nhiều lớp như lớp tạo nhám, lớp tạo phẳng hoặc

lớp bảo vệ,… và các lớp móng. Đối với kết cấu áo đường cứng thì kết cấu mặt đường

thường là bê tông xi măng (BTXM) hoặc bê tông cốt thép (BTCT) đổ tại chỗ. Các quy

định cụ thể và chi tiết về tầng mặt được nêu trong [42-44]. Về kỹ thuật, tầng mặt phải

có cường độ đảm bảo để đáp ứng được yêu cầu về tải trọng giao thông.

Khi thiết kế tổng thể nền - áo đường có nghĩa là ngoài việc chú trọng các giải pháp

thiết kế cấu tạo kết cấu áo đường còn phải chú trọng đến các giải pháp nhằm tăng

cường độ và độ ổn định cường độ đối với khu vực tác dụng của nền đường. Trong khu

vực này, ngoài tầng mặt còn có tầng móng và lớp đáy móng.

Chức năng của tầng móng là truyền áp lực của bánh xe tác dụng trên mặt đường xuống

đến nền đất sao cho trị số áp lực truyền đến nền đất đủ nhỏ để nền đất chịu được cả về

ứng suất và biến dạng, đồng thời tầng móng phải đủ cứng để giảm ứng suất kéo uốn tại

đáy tầng mặt trên nó. Tầng móng thường gồm lớp móng trên và lớp móng dưới, ở các

tuyến đường giao thông thuần túy thì các lớp này có thể kiêm chức năng là lớp thoát

nước, tuy nhiên đối với đê kết hợp giao thông thì nhiệm vụ thoát nước bị hạn chế để

đảm bảo an toàn chống thấm cho phần thân đê.

Lớp đáy móng thường là lớp đất nền đường (ở đây là đất thân đê hiện trạng) có chức

năng tạo một lòng đường chịu lực đồng nhất (đồng đều theo bề rộng), có sức chịu tải

tốt, ngăn chặn ẩm do nước mặt thấm từ trên xuống thân đê phía dưới và từ dưới thân

đê lên tầng móng - áo đường,…

Để đảm bảo cường độ chung cho tổng thể kết cấu nền - áo đường thì mỗi tầng, lớp

phải được bố trí và sử dụng vật liệu hợp lý sao cho phù hợp với chức năng nhiệm vụ

của chúng. Các giải pháp nâng cao cường độ và ổn định cường độ của khu vực tác

dụng luôn cần được chú trọng để tạo điều kiện cho lớp đất nền thuộc thân đê tham gia

chịu lực cùng với áo đường đến mức tối đa, từ đó có thể giảm được bề dày áo đường

và hạ giá thành đầu tư xây dựng. Do vậy, ở [42-44] đã quy định về yêu cầu thiết kế đối

với khu vực tác dụng của nền đường (cấp IV) như sau:

- Về sức chịu tải: 30cm trên cùng phải đảm bảo độ chặt K ≥ 0,98 và sức chịu tải CBR

≥ 6; 50cm tiếp theo phải đảm bảo K ≥ 0,95 và CBR ≥ 4. Trong đó, CBR là tỷ số

(tính bằng phần trăm) giữa áp lực nén (do đầu nén gây ra) trên mẫu thí nghiệm và

áp lực nén trên mẫu tiêu chuẩn ứng với cùng một chiều sâu ép lún quy định, cách

xác định CBR được hướng dẫn ở [45].

- Về loại đất: đất thuộc khu vực tác dụng của nền đường cũng được quy định chặt chẽ

về thành phần hạt với các chỉ tiêu cơ lý cụ thể. Thành phần khoáng vật trong đất

như muối và thạch cao cũng được khống chế để đảm bảo về cường độ và ổn định

cường độ của các lớp đất này.

Lớp nền thượng là phần nền đường trong phạm vi 0,8÷1,0m kể từ đáy lớp móng dưới

(Sub-base) trở xuống [46] (xem Hình 1.18). Đây chính là khu vực tác dụng của nền

đường, là phạm vi nền đường tham gia chịu tác dụng của tải trọng bánh xe truyền

xuống. Như vậy, khi đê được sử dụng kết hợp làm đường giao thông thì phạm vi chịu

tải trọng động tính từ đỉnh đê trở xuống nằm trong phạm vi từ 0,9m đến 1,3m.

Vấn đề đặt ra cần nghiên cứu là các lớp nền thượng, móng, cần phải đảm bảo hai yêu

cầu song song là vừa đảm bảo yêu cầu chống lũ (không cho nước thấm, trượt mái),

vừa đảm bảo yêu cầu về sức chịu tải.

Do cấu tạo của thân đê được bồi đắp qua nhiều thời kỳ nên chất lượng không đồng

đều, khả năng chịu lực kém, chênh lệch về lún lớn. Việc sử dụng chất kết dính vô cơ

để gia tăng độ ổn định đất thân đê các tuyến đê sông ở Việt Nam chưa phổ biến. Do

vậy, cần có cơ sở khoa học để xác định hàm lượng tối ưu của chất kết dính và phụ gia

để gia cố đất thân đê khi có tải trọng ngoài tác dụng lên đỉnh đê, đảm bảo yêu cầu

chống lũ và đảm bảo sức chịu tải.

Như đã trình bày ở trên, đê đồng bằng sông Hồng có những đặc điểm riêng, rất đáng

quan tâm chú ý khi sử dụng nó vừa chống lũ, vừa kết hợp giao thông. Nội dung đặt ra

các vấn đề cần nghiên cứu là:

- Đê kết hợp với giao thông thì ảnh hưởng như thế nào đến sự ổn định của đê, đê

không bị nứt ngang, nứt dọc, trượt mái? Để giải quyết nội dung trên cần phải tính

toán sức chịu tải của đê cho các mặt cắt ngang đại diện tuyến giao thông. Trong quá

trình làm việc của đê qua các mùa khô, mùa lũ, tuyến đê đi qua các vùng địa hình,

địa chất khác nhau nên cần nghiên cứu khi nào, đoạn nào không cần gia cố và đoạn

nào cần gia cố. Biện pháp gia cố như thế nào để đảm bảo kỹ thuật, kinh tế, phù hợp

với điều kiện địa phương? Giảm thiểu thời gian tạm dừng giao thông, nâng cao hiệu

quả của đường, góp phần phát triển kinh tế, xã hội của địa phương;

- Sau khi nghiên cứu xác định được giải pháp kỹ thuật, cần nghiên cứu ứng dụng một

đoạn đê cụ thể để chứng tỏ giải pháp có khả thi và cũng là thiết kế mẫu cho việc áp

dụng sau này vào thực tế.

Đề tài này nghiên cứu khả năng đê kết hợp làm đường giao thông là những vấn đề thế

giới cũng đã áp dụng nhiều và nước ta đã, đang cải tạo, nâng cấp theo chương trình

kiên cố hóa mặt đê kết hợp với chương trình xây dựng nông thôn mới là đề tài phù hợp

với xu thế chung của thời đại.

1.6 Kết luận chương 1

Hệ thống đê sông được hình thành qua các thời kỳ khác nhau, đất đắp đê không đồng

nhất và được tôn tạo nhiều giai đoạn với yêu cầu phòng, chống lũ. Do đó, khi có

phương tiện giao thông đi lại trên đê được cứng hóa bề mặt sẽ dẫn đến mặt đê và thân

đê bị nứt gãy, lún. Đê kết hợp giao thông là yêu cầu tất yếu trong giai đoạn hiện nay

nhằm tạo kết nối mạng lưới giao thông hoàn chỉnh để thúc đẩy phát triển kinh tế - xã

hội và phục vụ nhân dân ngày càng tốt hơn;

Đã có nhiều nghiên cứu về giải pháp kỹ thuật để tăng cường khả năng chịu lực, độ ổn

định của đê sông nhưng việc nghiên cứu giải pháp sử dụng đất tại chỗ và chất kết dính

là tro bay và xi măng chưa được đề cập và chưa có nghiên cứu cụ thể nào. Do vậy, tác

giả chọn vấn đề trên là mục tiêu nghiên cứu và được trình bày trong chương 2.

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ KHOA HỌC ĐỂ CẢI THIỆN ĐẤT THÂN ĐÊ ĐẢM BẢO YÊU CẦU CHỐNG LŨ VÀ KẾT HỢP GIAO THÔNG

Từ kết quả nghiên cứu tổng quan của chương 1 cho thấy để đê kết hợp giao thông cần

nghiên cứu giải pháp gia cố tăng cường ổn định cho lớp đất thân đê có chiều dày từ

0,8÷1,0m tính từ mặt đê hiện trạng trở xuống đảm bảo các yêu cầu kỹ thuật, kinh tế và

môi trường.

2.1 Các giải pháp gia cố đất hiện nay

Gia cố đất nhằm: tăng sức chịu tải của đất; cải thiện một số tính chất cơ lý của nền đất

yếu (như: giảm hệ số rỗng, giảm tính nén lún, tăng độ chặt, tăng trị số modul biến

dạng, tăng cường độ chống cắt của đất,...). Đối với công trình thủy lợi, việc xử lý nền

đất yếu còn làm giảm tính thấm của đất, đảm bảo ổn định cho khối đất. Bất kỳ biện

pháp xử lý nào nếu làm tăng được cường độ liên kết giữa các hạt đất và làm tăng được

độ chặt của đất nền thì đều thoả mãn các mục đích trên. Hiện nay có rất nhiều phương

án xử lý gia cố đất, sau đây tác giả chỉ đề cập tới một số phương pháp được áp dụng

phổ biến. Cơ bản, về nguyên lý có thể xếp các phương pháp xử lý nền đất yếu vào một

số giải pháp như:

2.1.1 Giải pháp thay thế nền

Đây là giải pháp đào bỏ lớp đất yếu ở phía trên giáp với tầng móng và thay thế

bằng đất, đá có cường độ chống cắt lớn hơn, dễ thi công và càng phát huy hiệu quả

khi tận dụng được vật liệu địa phương.

Phương pháp thay thế đất thường được sử dụng cho những trường hợp lớp đất cần

thay thế nằm trên mực nước ngầm, chiều dày lớp đất cần thay thế nhỏ hơn 3m.

Trong trường hợp cần phải sớm đưa công trình vào khai thác, sử dụng thì đây là

một giải pháp tốt để tăng nhanh quá trình cố kết. Ngoài ra, giải pháp này sẽ được áp

dụng khi việc cải thiện lớp đất hiện hữu bằng các phương pháp khác như cố kết

không có hiệu quả.

2.1.2 Các giải pháp cơ học

Nguyên tắc cơ bản của các giải pháp cơ học là sử dụng tác động cơ học (tĩnh, động)

làm giảm hệ số rỗng của đất. Dựa vào vị trí của đất được làm chặt lại chia ra các

phương pháp làm chặt đất trên mặt và các phương pháp làm chặt đất dưới sâu.

- Làm chặt đất trên mặt bằng đầm rơi: dùng đầm là vật nặng rơi làm chặt đất, vật làm

đầm thường bằng bê tông cốt thép hoặc bằng gang, với khối lượng từ 2 đến 4 tấn,

cho rơi từ độ cao 4 đến 5 mét. Phương pháp này được sử dụng rộng rãi khi xây

dựng công trình trên nền đắp mới và đạt hiệu quả kinh tế đối với cát có lẫn nhiều

hạt bụi và đất hạt bùn. Thông thường, độ chặt của đất tăng lên ở những lớp đất phía

trên và giảm đi ở những lớp đất phía dưới.

Hình 2.1 Sử dụng đầm rơi để làm chặt đất trên mặt (nguồn: internet)

- Làm chặt đất bằng phương pháp đầm lăn: dùng đầm lăn, xe lu để làm chặt đất.

Phương pháp này thường được sử dụng khi làm đường giao thông. Tuỳ thuộc vào

trọng lượng xe lu và số lần đầm mà chiều sâu làm chặt đất có thể đạt 0,5÷0,6m. Khi

dùng đầm lăn có mặt nhẵn, do chiều dày lớp đất được đầm nhỏ nên hiệu suất đầm

thường thấp, chất lượng đầm không đều. Phương pháp được sử dụng rộng rãi khi xây

dựng công trình trên nền đắp mới, tận dụng được toàn bộ đất nền thiên nhiên. Đối với

các công trình đắp bằng đất có quy mô lớn việc dùng đầm lăn mặt nhẵn là không hiệu

quả. Đối với các loại đất dính dạng cục thì dùng đầm lăn chân dê mang lại hiệu quả

cao hơn, chất lượng đầm đều hơn và tạo ra sự liên kết tốt giữa các lớp đất.

Hình 2.2 Sử dụng đầm lăn để làm chặt đất trên mặt (nguồn: internet)

- Làm chặt đất bằng phương pháp đầm rung: dùng các chấn động tạo ra các dao động

liên tục có tần số cao và biên độ nhỏ, làm cho tính toàn khối của đất bị phá hoại, các

hạt cát di chuyển đến lấp những chỗ trống giữa các hạt có kích thước lớn hơn. Tác

dụng của đầm rung lớn nhất khi xảy ra hiện tượng cộng hưởng, tần số dao động của

máy trùng với tần số dao động của đất đầm. Phương pháp làm chặt đất bằng đầm

rung chủ yếu dùng để nén chặt đất cát. Nếu hàm lượng hạt sét trong đất nhỏ hơn 6%

thì hiệu quả nén chặt thường gấp 4÷5 lần so với các phương pháp đầm nén khác.

Chiều dày lớp đất được làm chặt bằng đầm rung thường thay đổi từ 0,3÷1,5m đôi

khi đến 2,0m.

Hình 2.3 Làm chặt đất bằng phương pháp đầm rung (nguồn: internet)

2.1.3 Các giải pháp hóa học

Đây là các các giải pháp đưa hóa chất hoặc các chất kết dính vào trong đất, trộn đều

hỗn hợp để làm thay đổi tính chất cơ lý của đất nhằm làm tăng cường độ của đất. Vật

liệu bơm vào có thể là xi măng, nước thủy tinh,... có thể bổ sung các chất phụ gia như

tro bay để tăng hiệu quả gia cố. Một số phương pháp được dùng phổ biến trong giải

pháp này như sau:

- Gia cố nền bằng phương pháp trộn vôi: khi trộn vôi vào đất, vôi có tác dụng hút ẩm,

làm giảm độ ẩm của đất và đóng vai trò là chất kết dính liên kết các hạt đất. Khi tác

dụng với nước, vôi chưa tôi có khả năng ngưng kết và đông cứng nhanh trong vòng

(5÷10) phút. Khi hydrat hoá, vôi chưa tôi có khả năng hấp phụ một khối lượng nước

lớn (khoảng 32÷100% khối lượng ban đầu) nên nhanh chóng làm nền đất khô ráo,

dẫn đến đất được nén chặt;

- Gia cố nền bằng phương pháp trộn xi măng (xi măng hóa): khi trộn xi măng vào đất

sẽ xảy ra quá trình kiềm và sau đó là quá trình thứ sinh. Quá trình kiềm là quá trình

thuỷ phân và hydrat hoá xi măng, được coi là quá trình chủ yếu hình thành nên độ

bền của đất gia cố. Quá trình kiềm sẽ tạo ra một lượng lớn canxi hydroxit, làm tăng

độ pH của nước lỗ rỗng trong đất, tạo điều kiện thúc đẩy quá trình thứ sinh [47].

2.1.4 Các phương pháp vật lý gia cố đất

Trong nhóm này gồm có các phương pháp gia cố nền bằng phương pháp điện thấm,

phương pháp điện hóa học, phương pháp nhiệt. Tuy nhiên, với điều kiện Việt Nam thì

các phương pháp này ít được sử dụng để xử lý gia cố đất trong các công trình giao

thông, thủy lợi.

2.1.5 Các giải pháp thủy lực học

Đây là các phương pháp lớn như là sử dụng cọc thấm, lưới thấm, sử dụng vật liệu

composite thấm, bấc thấm, sử dụng hút chân không, sử dụng điện thẩm. Các phương

pháp phân làm hai nhóm chính, nhóm một chủ yếu mang mục đích làm khô đất, nhóm

này thường cần nhiều thời gian nên lâu đưa công trình vào khai thác, thường không

kinh tế. Nhóm hai ngoài mục đích trên còn muốn mượn lực nén thủy lực để gia cố đất,

nhóm này đòi hỏi cao về công nghệ, thời gian thi công giảm đi và tính kinh tế được cải

thiện đáng kể.

Hình 2.4 Xử lý đất yếu bằng công nghệ bấc thấm kết hợp cố kết chân không [48]

Các giải pháp gia cố đất trình bày ở trên, ở mỗi giải pháp đều có ưu, nhược điểm riêng,

tùy vào điều kiện thực tế và mục đích cụ thể của việc gia cố mà áp dụng giải pháp tối

ưu nhất. Giải pháp thay đất mặc dù được áp dụng trong mọi điều kiện địa chất nhưng

đối với các tuyến đê sông đòi hỏi sử dụng khối lượng đất lớn, việc tìm kiếm mỏ vật

liệu với chất lượng và trữ lượng phù hợp rất khó khăn, ảnh hưởng đến tiến độ thi công

và giá thành xây dựng. Giải pháp cơ học với phương án đầm rung và đầm rơi rất phù

hợp cho công trình đất đắp trên nền mới, tuy nhiên đối với đê thì phương pháp đầm

chấn động sẽ không hợp lý vì rung động có thể làm tổn hại cho thân và nền đê, có

nguy cơ gây phát sinh biến dạng thấm. Giải pháp thủy lực học tốn kém và không phù

hợp khi sử dụng cọc cát, bấc thấm,… khoan vào trong thân đê. Các phương pháp hóa

học được chú ý trong vòng 40 năm trở lại đây, trong đó phương pháp xi măng hóa

tương đối tiện lợi và phổ biến, đặc biệt khi bổ sung phụ gia là tro bay vào hỗn hợp gia

cố sẽ làm tăng đáng kế cường độ của đối tượng cần gia cố [49, 50]. Đây là phương

pháp được xem xét áp dụng cho các nghiên cứu của đề tài này.

Đối với đê hiện nay, giải pháp gia cố hóa học dùng chất kết dính và các phụ gia khác

để tăng cường độ ổn định đất thân đê là phù hợp nhất vì đê có nhiệm vụ chống lũ là

chính, đảm bảo nước không được thấm qua thân đê, không ảnh hưởng đến các công

trình trên và ven hệ thống đê, không thể đào bỏ toàn bộ đất thân đê để thay thế bằng

đất khác, tận dụng được khối lượng đất đắp thân đê cũ. Do vậy, giảm được chi phí đầu

tư xây dựng công trình, đẩy nhanh tiến độ thi công và không phụ thuộc vào yếu tố tác

động ngoại cảnh khi không chủ động được nguồn vật liệu đắp.

2.2 Cơ sở khoa học lựa chọn cấp phối và vật liệu gia cố đất thân đê

2.2.1 Lý thuyết đường cong cấp phối

Sự thay đổi dần từ cỡ hạt lớn đến cỡ hạt nhỏ là một đặc tính của cốt liệu trong hỗn hợp

các loại bê tông, cấp phối đá dăm gia cố xi măng, cấp phối đất, và các cấp phối hạt rời

nói chung. Cấp phối hạt ảnh hưởng đến tính công tác, sự ổn định, độ bền của hỗn hợp

đất, cũng như là sự ổn định, khả năng thoát nước của lớp nền. Do đó, cốt liệu phải

được làm cho thích ứng với mục đích sử dụng.

Các dạng cấp phối: đặc (dense), gián đoạn (gap-graded), đồng nhất (uniform), đều

(well-graded), rỗng (open). Loại “đặc” gần giống như loại “gián đoạn” và “đồng nhất”,

loại “đều” gần giống loại “rỗng”. Một số lý thuyết cơ sở về thành phần hạt được đưa ra

như: Lý thuyết của Fuller-Thomson, Caquot và Faury, Papovic-Anderson, B.B.

Okhotina và N.N. Ivanov, Talbot, Weymouth đối với hỗn hợp cốt liệu hạt rời rạc. Các

lý thuyết được nghiên cứu một phần dựa vào lý thuyết và phần lớn dựa trên thực

nghiệm.

Các phương pháp để đánh giá cấp phối hạt thường là đường cong cấp phối theo lượng

lọt sàng (TPP), đường cong cấp phối lượng sót tích lũy (TPR), hoặc modul độ lớn,…

Tuy nhiên, các phương pháp này đều ứng dụng với mục đích loại bỏ các vùng hạt

không hợp lý, mà còn thiếu tính chất đầy đủ của một cấp phối. Có lẽ dùng đồng thời cả

phương pháp modul độ lớn và tỷ diện bề mặt là cách tốt nhất để đạt được các yêu cầu

về tính chất của một cấp phối hạt. Trong bê tông xi măng, cấp phối gián đoạn nếu

được lựa chọn đúng đắn thì có thể cho độ đặc cao hơn so với cấp phối liên tục [51, 52].

Thành phần hạt ảnh hưởng đến khả năng chịu tải, khả năng đầm chặt của đất, ảnh

hưởng đến độ ổn định của kết cấu đất trước và sau khi gia cố.

Cấp phối hạt với mục đích là cung cấp khả năng chặt nhất, độ rỗng giữa các hạt lớn

được chèn đầy bằng các hạt nhỏ hơn. Kết quả là làm liên tục các cỡ hạt, nhưng khoảng

giữa các hạt liên tục là lớn. Cấp phối cốt liệu liên tục bao gồm tất cả các cỡ hạt là giải

pháp tốt nhất, nhưng có thể bị độ lớn của ma sát trong các hạt cao và bề mặt các hạt

khó dịch chuyển lên nhau nếu như các hạt có bề mặt kém. Cấp phối tốt là cấp phối cốt

liệu nhỏ liên tục dùng với một cỡ cốt liệu lớn như sử dụng trong bê tông thì làm giảm

ma sát trong. Với các cỡ hạt của đất đa phần là cỡ hạt nhỏ hơn 1mm và đa phần là hạt

tròn trơn nhiều hơn (hạt sét, hạt mịn thì đa phần ở dạng hình cầu). Do đó khi trộn cùng

với hạt tro bay có cỡ hạt đến µm cho phép nghĩ đến việc sử dụng đường cong cấp phối

liên tục và lý tưởng của Fuller. Đường cong cấp phối Fuller cho độ đặc tối ưu do nhiều

cỡ hạt dễ chèn lấp lẫn nhau nhưng thường dẫn tới khả năng khó thi công làm chặt cho

hỗn hợp hạt đó, tuy nhiên ở đây do hiệu ứng “bi lăn” của tro bay nên sẽ giảm bớt các

cản trở lực ma sát giữa các hạt. Đường cong cấp phối Fuller là dạng parabol hay một

phần của parabol ở tỷ lệ tự nhiên của nó. Trong thực tế, điều quan trọng là các lỗ rỗng

giữa các hạt lớn được lấp đầy bởi các hạt nhỏ hơn kế tiếp và cứ từ trên xuống, mục

đích để cho các hạt có thể di chuyển được khi hỗn hợp ở trạng thái ẩm tốt nhất. Để đạt

được điều này cấp phối tốt được biểu diễn bằng trục logarit.

Đường cong cấp phối không chỉ dùng cho cốt liệu, mà cho cả hỗn hợp cốt liệu và xi

măng. Nếu như lượng xi măng sử dụng đã biết, thì có thể đổi tọa độ của đường cong

chỉ có cốt liệu bằng tọa độ của đường cong hỗn hợp cốt liệu và xi măng. Như vậy đối

với đất rời và tro bay thì có thể coi như cốt liệu và xi măng (do cỡ hạt của tro bay cũng

tương đương với cỡ hạt của xi măng). Lý thuyết về đường cong cấp phối hạt đều có

thể sử dụng được.

Hỗn hợp đất cơ bản cũng có những cỡ hạt khác nhau như theo tiêu chuẩn AASHTO

M145 - Phân loại đất cho xây dựng có một tiêu chí là phân bố cỡ hạt (particle size

distribution) của đất [53] là một chỉ tiêu đánh giá chất lượng đất. Như vậy có thể nói

rằng các loại đất cho xây dựng đều được cấu thành từ các cỡ hạt khác nhau. Trong [53]

các cỡ sàng để phân tích thành phần hạt có đường kính từ 75µm (N200), 0,425mm

(N40), 2mm (N10) để phân tích thành phần hạt của 7 nhóm đất khác nhau. Bằng cách

chụp điện tử quét với tro bay có nhiều cỡ hạt và hình dạng, có hình cầu, tròn trơn,

không có thù hình hoặc góc cạnh và đa phần là loại hạt hình cầu và bề mặt tròn trơn có

kích thước từ 0,5÷200µm, các hạt tro bay hình dạng khác không nhiều. Vậy nguyên lý

để nối tiếp dải hạt < 75µm của đất bằng các hạt hình cầu tro bay có dải từ 0,5÷200µm

là hoàn toàn cơ sở khoa học trong nguyên tắc cấp phối nói chung, và đất nói riêng.

Nói chung phương trình toán học sử dụng để tính toán cho đường cong cấp phối là:

h (2.2)

y = f(d) = (2.1)

i + (100-g)dr

y = gdr

Trong đó : y: tọa độ của đường cong cấp phối tại cỡ sàng d, trên tổng lượng lọt sàng;

D: Kích cỡ hạt lớn nhất; dr = d/D: tỷ số mối tương quan kích cỡ hạt; g, i, h: các hệ số

điều chỉnh chi tiết và độ thô của cấp phối giả thuyết;

Khi g = 0 và h = 0,5, thì công thức 2.1 và 2.2 trở thành công thức nổi tiếng của Fuller

(1907) và được biểu thị bằng đồ thị Hình 2.5 :

y = 100 (2.3)

Với cấp phối tổng quát là:

y = 100 (2.4)

Trong đó: h: hệ số tổng quát hóa của đường cong Fuller. Hệ số h càng nhỏ, thì càng có

nhiều hạt mịn hơn trong cấp phối Fuller như trong Hình 2.5. Hệ số Fuller trong các lý

thuyết ứng dụng về sau thường được dùng là n.

Hình 2.5 Đường cong Fuller với các hệ số h khác nhau

Trong nghiên cứu của Luận án để thuận lợi cho việc tính toán, đường cong cấp phối

được sử dụng là đường cong Fuller, nhà khoa học người Mỹ đưa ra năm 1907, khi đó

các cỡ hạt được tính toán từ 1µm đến 12500µm là cơ bản phù hợp với các loại đất

được sử dụng.

Các kết quả nghiên cứu nhiều năm đều chỉ ra rằng không nên xem đất gia cố bằng các

chất liên kết khác nhau là các hạt cốt liệu trơ hoặc môi trường bị động. Các yếu tố

thành phần của đất ảnh hưởng rất cơ bản đến quá trình biến cứng và hình thành những

tính chất cấu trúc cơ học của đất gia cố [17]. Do đó, khi gia cố đất bằng bất kỳ phương

pháp nào đều cần xét tới thành phần hạt, thành phần khoáng vật và hóa học của đất, sự

có mặt của các chất mùn, và muối dễ hòa tan trong đất. Đó là lý do tại sao trong Luận

án này sử dụng cả nguyên lý cấp phối đất để gia cố với tro bay, cũng như xét thành

phần hóa học của đất để đánh giá việc gia cố tro bay - xi măng đạt hiệu quả nhất.

2.2.2 Phương pháp lấy mẫu và đánh giá chất lượng mẫu gia cố

Kích thước mẫu được lựa chọn một cách khách quan phục thuộc vào giá trị trung bình

và mức độ tản mạn của tham số cần nghiên cứu. Độ tản mạn của tham số càng lớn thì

kích thước tối thiểu càng phải lớn để có thể nhận được mức tin cậy hay mức đảm bảo

cần thiết.

Giả sử muốn đánh giá (ước lượng - estimate) một giá trị (trung bình hoặc kỳ vọng) nào

đó của tổng thể với một khoảng tin cậy nào đó. Một trong những câu hỏi đầu tiên được

đặt ra là số lượng mẫu cần thiết là bao nhiêu. Nếu số lượng mẫu quá lớn thì sẽ tốn kém

về thời gian và nguồn lực, nếu mẫu quá nhỏ có thể dẫn đến kết quả không có giá trị

thực tế. Vậy để xác định số lượng mẫu cần căn cứ vào các điều kiện sau:

- Khoảng tin cậy ta mong muốn là bao nhiêu, hay nói cách khác ta muốn tham số xác

định (ước lượng) gần với giá trị của nó ở mức nào?

- Mức tin cậy (mức đảm bảo thống kê) ta mong muốn là bao nhiêu, hay nói cách khác

biến số của phân bố chuẩn hóa tương ứng với cấp nào?

“Khoảng tin cậy” là khoảng chắc chắn, tức là một đoạn trên trục số mà số liệu rơi vào,

trong đó có chứa giá trị thực cần tìm; “mức tin cậy” hay đảm bảo xác suất thống kê là

xác suất để khoảng số liệu nói trên phủ giá trị thực hay xác xuất phủ ký hiệu là  [54].

[54] Hình 2.6 Xác suất phủ xung quanh giá trị có chứa giá trị thực với mức ý nghĩa =0,10

Có các phương pháp để xác định số lượng mẫu thử để đạt mức tin cậy : xác định

mẫu thử thông qua sai số tuyệt đối ε, xác định số lượng mẫu thông qua sai số tương

đối δ = ε/σ hoặc xác định số lượng mẫu thông qua sai số tương đối và hệ số biến động

(trong đó: σ là phương sai lý thuyết).

Trong nghiên cứu của Luận án xác định theo phương pháp số lượng mẫu thông qua sai

số tương đối. Mối quan hệ độ tin cậy  và số lượng phép đo n, khi chưa biết sai lệch

bình phương trung bình lý thuyết σ (hay sai lệch chuẩn lý thuyết). Để đảm bảo xác

suất đảm bảo là  = 0,97 số lượng mẫu cho một chỉ tiêu nghiên cứu được chọn là 6

lần đo.

[54] Bảng 2.1 Mối quan hệ giữa mức tin cậy  và số lượng phép đo n

n n n   

5 0,96 12 0,988 25 0,994

6 0,97 14 0,99 30 0,995

7 0,976 16 0,991 50 0,996

8 0,98 18 0,992 150 0,997

9 0,983 20 0,993 ∞ 0,9973

10 0,985

2.2.3 Nghiên cứu sử dụng xi măng kết hợp tro bay để gia cố đất

2.2.3.1 Khái quát về vật liệu tro bay

Tro bay là sản phẩm được tạo ra từ quá trình đốt than của các nhà máy nhiệt điện. Các

hạt bụi tro được đưa ra qua các đường ống khói sau đó được thu hồi từ phương pháp

kết sương tĩnh điện hoặc bằng phương pháp lốc xoáy.

Tro bay là những tinh cầu tròn siêu mịn được cấu thành từ các hạt silic có kích thước

hạt là 0,5 micromet, tức là 50 nanomet (1 nanomet = 10-9 mét). Nhờ bị thiêu đốt ở

nhiệt độ rất cao trong lò đốt (đạt khoảng 1.200÷1.350oC) nên nó có tính puzzolan là

tính hút vôi rất cao. Nhờ độ mịn cao, độ hoạt tính lớn cộng với lượng SiO2 có rất nhiều

trong tro bay, nên khi kết hợp với xi măng Pooclăng hay các loại chất kết dính khác sẽ

tạo ra các sản phẩm vật liệu mới (bê tông) với độ cứng vượt trội (mác cao) có khả

năng chống thấm cao, tăng độ bền với thời gian, không nứt nẻ, giảm độ co gãy, có tính

chống kiềm và tính bền sulfat, dễ thao tác, rút ngắn tiến độ thi công do không phải xử

lý nhiệt (đối với bê tông khối lớn),... Ngoài ra, nó còn giảm nhẹ tỉ trọng của vật liệu

cấu thành một cách đáng kể.

Hình 2.7 Ảnh chụp sau ống phóng của một kính hiển vi điện tử quét (SEM) phát hiện cấu trúc mặt cắt ngang của các hạt tro bay ở độ phóng đại 750 lần (nguồn: internet)

2.2.3.2 Sử dụng xi măng kết hợp với tro bay để gia cố đất

Từ thế kỷ trước, các nhà khoa học đã sử dụng tro bay của các nhà máy nhiệt điện để

làm phụ gia cho bê tông. Ngày nay, sự phát triển của khoa học công nghệ đã chứng

minh tính năng ưu việc của phụ gia tro bay trong các sản phẩm, vật liệu sử dụng xi

măng như: bê tông đầm lăn, bê tông chất lượng cao, bê tông chống xâm thực ăn mòn

của nước biển, bê tông bền sulfat, nguyên liệu sản xuất vật liệu không nung (gồm

gạch, panel, tấm vách, vật liệu chống cháy,…).

Trong hơn 5 thập niên qua, tro bay được ứng dụng vào thực tiễn của ngành xây dựng

một cách rộng rãi và đã có những công trình lớn trên thế giới sử dụng sản phẩm này

như là một phụ gia không thể thiếu. Các công trình tiêu biểu đã sử dụng tro bay làm

phụ gia là: đập Tomisato cao 111m ở Nhật Bản được xây dựng từ những năm 1950 đã

sử dụng 60% tro bay thay thế xi măng; Trung Quốc đưa tro bay vào công trình xây

dựng đập thủy điện từ những năm 1980; công trình Azure trị giá 100 triệu USD hoàn

thành năm 2005 đã sử dụng 35% tro bay thay thế xi măng; đập thủy điện Sơn La, đập

thủy điện Định Bình,… của Việt Nam là một trong những công trình lớn sử dụng tro

bay và đã mang lại hiệu quả cao.

Trong một vài nghiên cứu gần đây ở Việt Nam, tro bay còn được sử dụng làm chất độn

gia cường cho vật liệu cao su và cao su Blend [55]. Trong đề tài này, tác giả sử dụng tro

bay bổ sung vào hỗn hợp XM - Đ để nghiên cứu sự gia tăng của cường độ lớp đất thân

đê và cấp phối đá dăm thông qua kết quả thí nghiệm trong phòng và thực nghiệm hiện

trường với các tỷ lệ XM khác nhau ứng với hai loại tro bay Đông Triều và Cẩm Phả.

2.2.3.3 Cơ sở khoa học gia cố đất sử dụng xi măng và tro bay

(1) Nguyên lý hình thành cường độ của đất khi gia cố xi măng

Quá trình hóa rắn của đất gia cố xi măng diễn ra rất phức tạp không giống như quá

trình hóa rắn của bê tông xi măng hay vữa xi măng là nhờ sự thủy phân. Ở đây, quá

trình hóa rắn được diễn ra trong môi trường hoạt tính của vật liệu hạt mịn có các thành

phần khoáng khác nhau. Chúng làm thay đổi quá trình hóa rắn bình thường của xi

măng, ảnh hưởng đến cường độ và độ ổn định của hệ thống.

Khi đất đã được gia cố xi măng sẽ biến thành một loại vật liệu nhân tạo mới. Để hình

thành được cấu trúc bền vững đặc trưng, đất gia cố XM cần phải có sự kết hợp chặt

chẽ đồng thời giữa XM, đất và nước thành một hỗn hợp đồng nhất thông qua các quá

trình biến cứng lâu dài trong môi trường ẩm, biến hỗn hợp này thành một vật thể toàn

khối bền vững.

Lượng xi măng và nước đã có trong đất chỉ có hiệu quả lớn nhất khi nào các quá trình

kỹ thuật cần thiết sau đây được thực hiện triệt để và hợp lý:

- Làm phá vỡ kết cấu của đất;

- Trộn đều đất với xi măng và nước;

- Bảo dưỡng tốt.

Nếu không có lượng nước cần thiết trong hỗn hợp XM - Đ thì quá trình thủy phân và

thủy hóa xi măng sẽ không đảm bảo. Đất không được làm tơi kỹ và trộn đều thì cường

độ hình thành sẽ không cao. Đồng thời, trong hỗn hợp XM - Đ ở những điều kiện nhất

định xi măng là thành phần chủ yếu làm thay chất lượng và gốc tự nhiên của đất. Xi

măng sau khi trộn với đất sẽ xảy ra một loạt các phản ứng hoá học gây đông cứng,

đóng rắn khối đất được trộn, các phản ứng hoá học chủ yếu để hình thành cường độ của đất

gia cố xi măng là:

Các hợp chất trong xi măng Pooclăng được biến thể khi có nước như sau:

(2.5) 2(3CaO.SiO2) + 6H2O → 3CaO.SiO2.3H2O + 3Ca(OH)2

(2.6) 2(2CaO.SiO2) + 4H2O → 3CaO.SiO2.3H2 + Ca(OH)2

4CaO.Al2O3.Fe2O3 + 10H2O + 2Ca(OH)2 → 6CaO.Al2O3.Fe2O3.12H2O (2.7)

(2.8) 3CaO.Al2O3 + 12H2O+ 2Ca(OH)2 → 6CaO.Al2O3.Ca(OH)2.12H2O

(2.9) 3CaO.Al2O3 + 10H2O + Ca SO4.2H2O → 3CaO.Al2O3.CaSO4.12H2O

Hai phản ứng (2.5) và (2.6), những chất của chúng hợp thành từ 75% xi măng

Pooclăng, chỉ ra rằng sự thủy hóa của hai loại Calcium Silicate tạo ra các hợp chất

mới: vôi và tobermorite gel, sau đó đóng vai trò quan trọng liên quan đến cường độ và

thể tích chủ yếu được quyết định bởi vôi và tobermorite gel. Những phản ứng diễn ra

trong gia cố XM - Đ có thể được trình bày trong những phương trình:

(2.10) CaS + H2O → C3S2Hx ( hydrated gel) + Ca(OH)2

(2.11) Ca(OH)2 → Ca++ + 2(OH)¯

(Ca++) + 2(OH)¯ → CSH (2.12)

(2.13) (Ca++) + 2(OH)¯+ AL2O3 → CAH

Khi độ pH < 12,6 thì phản ứng sau xảy ra:

(2.14) C3S2Hx + H2O → C2S2Hx + Ca(OH)2

Trong giai đoạn đầu của quá trình thủy hóa xi măng trộn trong đất được tiếp xúc với

nước sẽ tạo thành hiđro silicát canxi (CaO.SiO2.nH2O hoặc Ca(OH)2) và các sản phẩm

khác của sự thủy phân. Trong giai đoạn tiếp theo, sẽ xảy ra sự tương tác giữa đất với

các sản phẩm thủy hóa của xi măng. Vì tỷ diện của xi măng và đất đều rất lớn nên quá

trình tương tác hóa lý (trao đổi ion) và hóa học xảy ra rất mạnh, khả năng phản ứng

trao đổi ion của đất tăng lên rất nhiều. Quá trình thủy hóa diễn ra rất chậm, phụ thuộc

vào loại đất và thời gian xảy ra phản ứng.

(2) Cơ chế hình thành cường độ khi gia cố đất với tro bay và xi măng

Đất là một vật liệu hạt rời, một hệ hạt phân tán và vật liệu xây dựng tại chỗ. Do vậy

việc dùng đất tại chỗ để xây dựng tầng mặt và tầng móng cho kết cấu mặt đường, kết

cấu mặt đê có một ý nghĩa quan trọng.

Ví dụ: đất sét tại chỗ là một loại có cường độ và tính dính kết cao trong mùa khô,

nhưng lại rất nhỏ không đáng kể ở trạng thái bão hòa nước, vì thế muốn sử dụng nó thì

phải làm cho đất sét ổn định và bền vững, không phụ thuộc vào sự thay đổi độ ẩm,

điều kiện thời tiết và tải trọng thay đổi khi xe chạy. Điều này chỉ có thể đạt được khi

thay đổi tận gốc các tính chất thiên nhiên của loại đất đó. Trước hết, cần thay đổi tính

chất của các hạt nhỏ phân tán (hạt sét, hạt keo), làm tăng tính dính kết của các hạt đó ở

trạng thái khô cũng như ngay ở trạng thái bão hòa nước bằng cách tăng thêm tính toàn

khối của chúng và độ bền cao, ổn định dài hạn, từ lâu đất sét đã được đưa vào xây

dựng bằng cách cho thêm chất liên kết làm tăng chống rã nở cho nó. Đất sét thêm vôi

(vữa vôi - sét) đã được sử dụng từ thế kể 17 trong pháo đài Ivangorotski. Đất á cát sử

dụng trộn thêm xi măng đã được sử dụng lần đầu tiên ở Nga từ năm 2012. Đối với đất

á cát, á sét và đặc biệt là sét khi ẩm có tính chất đặc trưng của hạt hệ keo. Trong đó,

hạt khoáng là pha phân tán, nước trong các lỗ rỗng đóng vai trò là môi trường phân

tán. Hệ phân tán nào cũng có năng lượng bề mặt nhất định được đo bằng năng lượng

bề mặt ở bề mặt ranh giới phân chia pha (cứng và lỏng), với các trị số diện tích bề mặt

tổng cộng với tất cả các pha của hạt phân tán. Vì sức căng bề mặt nước hoặc dung dịch

đất là một trị số rất nhỏ, do đó năng lượng bề mặt được tạo ra là do diện tích tổng cộng

(hay diện tích đơn vị) của các hạt.

Trị số năng lượng bề mặt của đất có thành phần khác nhau là khác nhau, đây chính là

nguồn gốc của năng lượng bề mặt gây nên quá trình khác nhau diễn ra trong đất. Do tỷ

diện bề mặt lớn nên năng lượng bề mặt cũng lớn, và điều này có ý nghĩa đặc biệt quan

trọng khi gia cố đất, đồng thời là nhân tố trọng yếu để điều chỉnh quá trình tác dụng

tương hỗ và quá trình hình thành cấu trúc theo hướng định hướng trước trong đất gia

cố. Thay đổi tỷ diện bề mặt St và năng lượng bề mặt Em thì nhiều tính chất của đất,

gồm tính chất cơ lý sẽ thay đổi rõ rệt. Đặc điểm nổi bật của đất á sét và sét là có tỷ

diện bề mặt lớn, do đó chúng có tính chất giống như một hệ keo - phân tán.

Những phần tử nằm trên lớp bề mặt có thể hút và giữ chặt các phần tử (đôi khi cả các

hạt keo của những chất khác) từ môi trường hoặc lỗ rỗng xung quanh. Hiện tượng hút

này được gọi là hiện tượng hấp phụ. Do đó, các hạt đất sét và á sét có tính hấp phụ rõ

hơn. Vì vậy, nghiền các hạt đất đủ nhỏ là quan trọng trong công tác gia cố.

Một trong các đặc điểm quan trọng của các hạt keo là mang điện tích, đặc điểm này

đóng vai trò quan trọng trong việc hình thành các loại đất, và ở mức độ đáng kể tạo ra

những đặc tính khác nhau của đất. Điện tích của các hạt càng lớn thì keo càng ổn định.

Hệ keo chỉ bị phá hoại khi mất điện tích và trở nên trung hòa, các màng nước xung

quanh chúng bị phá hoại, các hạt bị kết tủa và tách rời dung dịch. Quá trình mất điện

tích và kết tủa các hạt được gọi là keo tụ.

Các khoáng sét như Kaolinite (Al2O3.2SiO2.2H2O), Montmorillonit

(Al2O3.2SiO2.4H2O), Illit (K2Al4[Al2Si6O20][OH]4pH2O,… chính là phần sét keo

nghiền nhỏ (phân tán) nhất của đất. Khi mức độ nghiền nhỏ tiếp cận giới hạn 0,1µm

thì bộ phận hoạt tính nhất của đất sẽ có được các tính chất: khả năng nở thể tích, keo

tụ, trao đổi ion và hút. Thường thì các khoáng sét mang điện tích âm và biến thành keo

ngay ở nhiệt độ bình thường. Tuy nhiên, khi ở nhiệt độ cao thì chúng chuyển sang

trạng thái không biến thành keo được, nghĩa là mất khả năng hút nước, nở thể tích và

lúc này chuyển sang trạng thái keo chảy.

Một trong những đặc điểm đặc trưng nhất của đất có chứa các hạt nhỏ phân tán là có

thể hút các chất khác từ trong dung dịch xung quanh đến bề mặt của nó. Không chỉ

những chất hòa tan bị hút giữ chặt mà cả những chất lơ lửng trong nước gần tiếp xúc

với các hạt đó cũng bị hút giữ. Phần đất hạt nhỏ phân tán có khả năng hấp phụ đó lại

được liên kết chặt với bề mặt các hạt đất lớn hơn và không thể tách chúng ra bằng cơ

học được. Thường thì các hạt riêng rẽ cỡ lớn, hoặc hạt kết gồm nhiều hạt nhỏ gộp lại

đều được phủ bởi các màng keo khác nhau. Không thể tách rời các màng này nếu

không phá hoại tính hoàn chỉnh cũng như tính chất vật lý các loại đất.

Do nguyên nhân này, các keo phân bố đều trong toàn khối đất sẽ liên kết các hạt lớn

hơn với nhau và chuyển cho toàn khối đất các tính chất vốn có của các hệ keo. Các hạt

sét càng nhiều thì những đặc điểm này đều có ảnh hưởng lớn đến các tính chất cơ học,

vật lý và hóa học của đất.

Tro bay là sản phẩm đốt than bột thu được bằng phương pháp tĩnh điện hoặc cơ học từ

khí bay ra ở nhà máy nhiệt điện. Đó là một loại puzơlan nhân tạo phổ biến nhất. Hạt

tro bay có dạng hình cầu, nên có lợi về lượng nước yêu cầu, các hạt tro bay cũng khá

mịn, đường kính hạt trung bình nằm trong khoảng 1÷100m, tỷ diện bề mặt trung bình

khoảng 250÷600m2/kg. Việc đánh giá độ mịn của tro bay bằng phương pháp đo tỷ diện

bề mặt không chính xác lắm, vì hạt tro bay tròn nên sắp xếp chặt chẽ hơn các loại

puzơlan khác và ngăn cản luồng không khí đi qua tốt hơn, còn các hạt than chưa cháy

xốp lại dễ dàng cho dòng khí đi qua. Vì vậy, sự thoát khí qua khối tro bay không phản

ánh đúng độ mịn của nó.

Phần lớn trong tro bay chứa chủ yếu là SiO2 xuất xứ từ việc đốt than chứa bitum được

gọi là tro bay loại F, còn tro bay có hàm lượng CaO cao có khi tới 20%, xuất xứ từ

việc đốt than linhit được gọi là tro bay loại C. Hoạt tính của tro bay loại F là tốt, nhưng

vấn đề quan trọng là độ mịn và hàm lượng than chưa cháy trong tro bay phải ổn định.

Các hạt cacbon trong tro bay làm cho tro bay thô hơn và màu thẫm hơn. Tiêu chuẩn

Việt Nam (TCVN 10302:2014 - Phụ gia hoạt tính tro bay dùng cho bê tông, vữa xây

và xi măng [56]) quy định lượng sót sàng 45m không được quá 12%. Trong tro bay

loại C một phần SiO2 và Al2O3 đã kết hợp với vôi, nên không còn nhiều để tác dụng

với vôi tách ra khi xi măng thủy hóa. Mặt khác tro bay loại C có khả năng tự dính kết,

có thể không cần sử dụng cùng với xi măng trong gia cố đất. Tiêu chuẩn Mỹ ASTM

C618 [57] quy định hàm lượng than chưa cháy biểu thị bằng lượng mất khi nung

không vượt quá 6%, nhưng cũng có thể tới 12% nếu qua thí nghiệm thấy rằng tro bay

đó vẫn có thể dùng được đối với bê tông. Đối với gia cố đất thì lượng hàm lượng mất

khi nung có thể lên đến 20% (AASHTO PP59-09, Coal Combustion Fly Ash for

Embankments [58]) đây là cơ sở quan trọng để có thể tận dụng các loại tro bay mà có

lượng than chưa cháy cao ở Việt Nam.

Khả năng hút cơ học phụ thuộc vào độ rỗng của đất, và thể hiện khả năng hút giữ các

hạt hòa lẫn trong nước khi nước thấm qua. Lúc này các hạt có đường kính lớn hơn

đường kính lỗ rỗng bị giữ lại, mà cả những hạt nhỏ hơn càng bị giữ lại do bị rơi vào

các lỗ rỗng hoặc các hạt lỗ rỗng so le nhau. Hút cơ học có vai trò quan trọng ở chỗ làm

các loại đất thấm nước lỗ rỗng bị ứ tắc, ví dụ như cát trong các tầng móng áo đường.

Do vậy việc cho thêm vào các hạt mịn như tro bay có đường kính cỡ hạt từ 1÷100µm

làm giảm độ rỗng trong hỗn hợp đất nhất là đối với các hạt đất mịn hơn. Trong nghiên

cứu này thành phần tro bay cho vào được tính theo tỷ lệ khối lượng của đất cũng là lý

do để cải thiện được lỗ rỗng trong đất, tăng cường lực hút cơ học khi giảm lỗ trong của

đất (Papovic at all, David và nnk 2010) [59].

Đối với đất của thân đê hiện trạng đa phần là đất á sét, thậm chí còn là đất sét thì việc

có thêm các hạt mịn như tro bay làm giảm đáng kể lỗ rỗng trong nền đất. Ngoài ra tro

bay là hạt có dạng hình cầu đã tạo ra hiệu ứng ổ bi lăn (Ball Bearing Effect) của hỗn

hợp đất làm cho công đầm giảm đi và tăng độ chặt cho đất đắp.

Khả năng hút vật lý của đất là do có năng lượng bề mặt tự do trên mặt tiếp xúc giữa

các hạt với nước hoặc dung dịch nước, và do hiện tượng sức căng bề mặt. Do bề mặt

các hạt đất có sự tăng giảm nồng độ phân tử chất hóa hợp khác nhau hoà tan trong

nước. Khi đó năng lượng tự do bề mặt của hệ giảm đi. Kết quả của lực hút vật lý là

trên bề mặt đất hình thành các màng hấp phụ bởi các phân tử hút từ dung dịch; tính

chất của các màng hấp phụ đó có ảnh hưởng đáng kể đến độ ổn định của đất nói

chung. Khi hệ được gia cố bởi chất kết dính vô cơ hình thành các sản phẩm keo, các

sản phẩm hạt mịn còn lại của chất kết dính vô cơ hoặc chất kết dính hữu cơ đều làm

tăng khả năng tăng năng lượng giữ màng hấp phụ này.

Khả năng hút hóa - lý, hay khả năng hút trao đổi có ý nghĩa đặc biệt quan trọng; kết

quả của hút hóa - lý sẽ làm thay đổi tính chất hóa học, vật lý và cơ học của đất một

cách rõ rệt. Khả năng trao đổi là đất có thể trao đổi các cation đã bị hút đến bề mặt các

hạt nhỏ từ trước (Ca2+, Ma2+, Na+, K+,…), lấy những cation của dung dịch đang sắp

tiếp xúc với nó trên cơ sở tương quan về đương lượng. Quá trình trao đổi cation này

rất phổ biến trong điều kiện thiên nhiên và dẫn đến sự thay đổi rõ rệt các tính chất cơ

lý của đất tùy thuộc vào thành phần vật chất có trong dung dịch đất. Hút hóa - lý đặc

biệt đóng vai trò quan trọng khi giải quyết các vấn đề liên quan đến gia cố đất bằng

những chất khác nhau.

Thành phần khoáng vật và hữu cơ của đất chứa đầy đủ một số lượng xác định các

cation sẽ tạo ra khả năng cho sự trao đổi tương tự. Tổng khả năng trao đổi biểu thị

bằng đương lượng của một cation nào đó được gọi là dung lượng trao đổi. Khi gia cố

đất bằng tro bay loại tự dính kết (loại C) có thể không cần dùng thêm lượng xi măng

2- có thể tương tác xảy ra các hiện tượng keo tụ cùng với các cation Ca2+,

mà các chất tạo ra khi phản ứng với nước của tro bay loại C này chứa anion như OH-,

2-, SO4

CO3

Mg2+,... Do vậy với tro bay loại C (tự dính kết) khi gia cố có thể không cần thêm các

chất kết dính phụ trợ như xi măng hoặc vôi. Còn đối với tro bay không tự dính kết

(loại F), cũng chứa một lượng nhỏ các anion nói trên sau khi tương tác với nước, ngoài

ra còn sự tương tác của các hạt SiO2 vô định hình trong tro bay với các cation trên bề

mặt đất ngay ở điều kiện thường, có ẩm bằng phương trình (2.15) như sau:

Ca+ +SiO2 + OH- → xCaO.y SiO2.nH2O (CSH) dạng rắn và bền nước (2.15)

Trong nghiên cứu này sử dụng kết hợp xi măng và tro bay không tự dính kết (loại F).

Sau đây là phân tích sự thủy hóa của xi măng khi có mặt của tro bay: trong xi măng,

khoáng C3S là khoáng có đóng góp lớn nhất trong việc hình thành cường độ của đá xi

măng khi đóng rắn. Khi hàm lượng C3S trong xi măng càng cao thì thường cường độ

của đá xi măng đặc biệt là cường độ ban đầu càng lớn, đồng thời khi thủy hóa nó cũng

sinh ra lượng Ca(OH)2 càng nhiều.

Khả năng hút hóa học biểu thị sự hút các chất hòa tan trong dung dịch để tạo ra các

muối không hòa tan hoặc ít hòa tan trong đất. Hút hóa học đóng vai trò quan trọng khi

gia cố đất bằng xi măng hoặc vôi. Hoặc kết hợp xi măng và tro bay không tự dính kết,

vôi và tro bay không tự dính kết, hoặc kết hợp hệ xi măng - vôi - tro bay.

Kết quả nghiên cứu nhiều năm đều chỉ ra rằng không nên xem đất gia cố bằng các chất

liên kết khác nhau là các hạt cốt liệu trơ hoặc môi trường bị động. Các yếu tố thành

phần của đất ảnh hưởng rất cơ bản đến quá trình biến cứng và hình thành những tính

chất cấu trúc cơ học của đất gia cố [17]. Do đó, khi gia cố đất bằng bất kỳ phương

pháp nào đều cần xét tới thành phần hạt, thành phần khoáng vật và hóa học của đất, sự

có mặt của các chất mùn, và muối dễ hòa tan trong đất. Đó là lý do tại sao trong Luận

án này sử dụng cả nguyên lý cấp phối đất để gia cố tro bay, cũng như xét thành phần

hóa học của đất để đánh giá sự gia cố hệ xi măng - tro bay đạt hiệu quả nhất.

2.3 Kết luận chương 2

Với mục tiêu nghiên cứu đề ra, tác giả đã phân tích và lựa chọn được giải pháp và

phương pháp nghiên cứu lý thuyết trong xây dựng thành phần cấp phối hạt, sự tương

tác của thành phần hạt đất, tro bay và xi măng gồm:

- Lựa chọn giải pháp (đất hiện trạng + tro bay) + xi măng để gia cố đất thân đê hiện

trạng đảm bảo yêu cầu chống lũ và kết hợp giao thông;

- Sử dụng lý thuyết thành phần hạt của Fuller để nghiên cứu và xây dựng thành phần

cấp phối hạt với kích cỡ hạt nhỏ từ 1μm đến 12.500μm rất phù hợp với loại đất hiện

trạng của đê sông;

- Xác định được cơ chế hình thành cường độ khi gia cố (đất + tro bay) + xi măng từ

sự tương tác giữa hỗn hợp các chất kết dính, cũng như phản ứng hóa học để chuyển

từ trạng thái rời rạc sang trạng thái rắn (đất hóa bê tông);

Trên cơ sở nghiên cứu lý thuyết như vậy, tác giả đã xây dựng và hệ thống được vấn đề

nghiên cứu chính là tiền đề cho nghiên cứu tiếp theo ở chương 3.

CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CÁC GIẢI PHÁP GIA CỐ ĐÊ KẾT HỢP LÀM ĐƯỜNG GIAO THÔNG

Nghiên cứu lý thuyết kết hợp thực nghiệm là một trong những phương pháp cơ bản

sử dụng trong nghiên cứu khoa học, từ khi ra đời các nghiên cứu cơ bản đều được

dùng thực nghiệm để minh chứng rõ lại lý thuyết, soi sáng lại lý thuyết. Chính vì thế

trong nghiên cứu này sử dụng cơ bản theo phương pháp này. Các nghiên cứu trong

phòng thí nghiệm được thực hiện trên cơ sở các mẫu vật liệu được lấy từ hiện trường

ở nơi mà dự kiến sẽ làm thực nghiệm về lớp đất thân đê gia cố tro bay và xi măng.

Thí nghiệm trong phòng xác định định hướng tỷ lệ gia cố tối ưu liều lượng tro bay, xi

măng cùng với loại đất, loại cấp phối đá dăm dự kiến sử dụng, là cơ sở để thực

nghiệm hiện trường.

3.1 Nghiên cứu thực nghiệm trong phòng

3.1.1 Vật liệu và thành phần của lớp đất thân đê gia cố

Vật liệu sử dụng trong nghiên cứu thực nghiệm bao gồm lớp đất thân đê (làm nền

thượng) cho kết cấu áo mặt đường đê; lớp vật liệu móng cấp phối đá dăm gia cố tro

bay và xi măng làm lớp cấp phối đá dăm cho mặt đường đê. Cả hai lớp này được cải

thiện để có thể dùng làm kết cấu mặt đê khi kết hợp giao thông tương ứng tối thiểu với

đường cấp III đồng bằng.

3.1.1.1 Vật liệu đất dùng cho lớp đất thân đê

Nguồn đất được dùng để làm thí nghiệm trong phòng được chọn là đất hiện trạng từ đê

hữu Đuống, tỉnh Bắc Ninh (ĐHĐ).

Về lý thuyết, cơ sở để có thể chế tạo tốt nhất cho mẫu đất gia cố trước hết đó là đánh

giá thành phần cấp phối của đất theo cỡ hạt khác nhau, từ đó căn cứ vào lý thuyết tối

ưu về độ chặt thông thường để xem việc bổ sung lượng bột mịn cụ thể là tro bay trong

thành phần bao nhiêu thì phù hợp với yêu cầu phân bố của hỗn hợp đó.

Thành phần của các loại đất và các chỉ tiêu đã xác định và trình bày trong Bảng 3.1.

Thành phần hạt ĐHĐ

Giới hạn dẻo

Giới hạn chảy

m0 Wp m1 m0 WL

Loại đất

Cỡ sàng (mm)

% Lượng lọt sàng

Lượng sót trên mắt sàng

% Lượng sót tích lũy

% Lượng sót trên các mắt sàng

504,45

19,432

80,568

406,88

15,673

35,105

64,895

450,63

17,359

52,464

47,536

448,12

17,262

69,726

30,274

15,56 12,42 20,18 30,0 21,9 28,0

ĐHĐ

0,5

300,04

11,558

81,284

18,716

0,25

165,74

6,384

87,668

12,332

0,1

217,23

8,368

96,036

3,964

100

< 0,1

102,91

Bảng 3.1 Thành phần hạt của loại đất và các thông số đo được của đất ĐHĐ

3.1.1.2 Vật liệu tro bay dùng kết hợp xi măng để gia cố lớp đất thân đê

Hai nguồn tro bay được sử dụng kết hợp với xi măng để gia cố đất thân đê là tro bay

Trong thành phần của đất gia cố xi măng, tro bay đóng vai trò vừa là vi cốt liệu trong đất,

Đông Triều và tro bay Cẩm Phả. Có các chỉ tiêu kỹ thuật theo Bảng 3.2 và Bảng 3.3.

đồng thời làm chất kết dính thay thế một phần xi măng để giảm thiểu lượng xi măng.

Tro bay Cẩm

TCVN

Đơn

Tro bay Đông

Chỉ tiêu thử

Phả

10302:2014 [56],

vị

Triều (TBĐT)

(TBCP)

loại F (mức c)

85,34

84,5

≥ 70

Tổng hàm lượng (SiO2 + Al2O3 + Fe2O3)

1,52

0,59

≤ 3

Hàm lượng SO3

Hàm lượng mất khi nung %

6,66

10,09

≤ 8

Hàm lượng CaO

3,67

Hàm lượng ion clo (Cl¯)

0,01

0,02

≤ 0,1

theo

0,35

0,24

≤ 1,5

Hàm lượng kiềm có hại lượng Na2O tính tương đương (Na2O + 0,658K2O)

Bảng 3.2 Các chỉ tiêu kỹ thuật của các loại tro bay

Bảng 3.3 Thành phần hạt của các loại tro bay dùng gia cố đất

Lượng lọt sàng (%) ở các đường kính sàng (μm) Loại tro bay < 5,0 5,00 10,00 30,00 45,00

Tro bay Cẩm Phả 0 15,44 33,34 64,5 89,62

Tro bay Đông Triều 0 12,22 31,60 56,34 85,04

Hai loại tro bay đều có tổng hàm lượng của 3 ô xít chính lớn hơn 70%, nên thuộc loại

F tiêu chuẩn ASTM C618 [57]. Hàm lượng SO3 và Cl- nhỏ đảm bảo các tiêu chuẩn

dùng làm vật liệu gia cố nền đất.

3.1.1.3 Vật liệu xi măng để gia cố đất thân đê

Nghiên cứu này sử dụng loại xi măng Nghi Sơn PCB40, cường độ chịu nén thí nghiệm

theo TCVN 6016:1995 [60] ở tuổi 28 ngày đạt 48,3MPa; thời gian bắt đầu đông kết là

95 phút và kết thúc đông kết là 165 phút; khối lượng riêng của xi măng 3,10g/cm3.

Thành phần hóa học và khoáng vật của xi măng Nghi Sơn PCB40 được trình bày trong

Bảng 3.4.

Thành phần hóa học (%)

Thành phần khoáng vật (%)

SiO2 Al2O3

Fe2O3 CaO MgO SO3 Na2O K2O

C3S C2S

C3A C4AF

CaO tự do

20,32

4,98

3,24

62,2

0,10

1,12

0,25

0,72

0,150

8,16

Bảng 3.4 Thành phần hóa học và khoáng vật của xi măng Nghi Sơn PCB40

[Nguồn: Nhà máy xi măng Nghi Sơn - Lô hàng tháng 11/2016]

Xi măng dùng trong nghiên cứu này đạt theo tiêu chuẩn TCVN 6260:2009 [61].

3.1.1.4 Nước trộn hỗn hợp đất, xi măng và tro bay

Nước được chọn là nước sinh hoạt có hàm lượng ion Sunphat và Clo nhỏ, đảm bảo

không gây trương nở khi tương tác với các thành phần khác trong xi măng và tro bay.

Nước dùng để trộn và bảo dưỡng hỗn hợp đất gia cố phải thỏa mãn TCVN 4506:2012

[62]; nồng độ pH không nhỏ hơn 4 và không lớn hơn 12,5; hàm lượng ion sunphat

không quá 2.700 mg/lít và hàm lượng muối không quá 10.000 mg/lít.

3.1.2 Kết quả thí nghiệm trong phòng và phân tích lớp đất thân đê gia cố

3.1.2.1 Phương pháp nghiên cứu thí nghiệm trong phòng

Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm trong phòng bao gồm có phương pháp lý thuyết

và thực nghiệm, phương pháp phân tích thống kê xác suất để chọn dữ liệu tối ưu hơn,

dùng cho định hướng các nghiên cứu triển khai ở hiện trường.

3.1.2.2 Phương pháp xác định các chỉ tiêu trong phòng thí nghiệm của đất

(1) Xác định khối lượng thể tích khô lớn nhất và độ ẩm tốt nhất cho công tác đầm nén đất trong phòng thí nghiệm

Kết quả thí nghiệm xác định độ ẩm cũng như khối lượng thể tích khô đối với đất lấy từ

đê hữu Đuống (ĐHĐ) được trình bày chi tiết trong Bảng 3.5. Qua kết quả phân tích

loại đất trên kết hợp với khả năng triển khai vào dự án thực nghiệm để đánh giá lại các

thử nghiệm trong phòng thí nghiệm. Độ ẩm tối ưu của đất khá cao, tỷ lệ hạt có kích

thước lớn như hạt cát > 2mm là khá lớn, nhưng vì trong phòng thí nghiệm nên có thể

kiểm soát được các tính chất. Để gia cố có hiệu quả thì đất được làm nhỏ và tơi xốp để

có thể trộn đều hơn. Vì vậy thành phần hạt được thí nghiệm là cơ sở để tham khảo cho

việc làm tơi đất khi làm ở hiện trường.

Bảng 3.5 Kết quả thí nghiệm đầm nén tiêu chuẩn của đất từ ĐHĐ

Thứ tự thí nghiệm 1 2 3

Độ ẩm (%) 14,41 15,60 16,77

KLTT khô (g/cm3) 1,683 1,718 1,699

(2) Phương pháp xác định chỉ số dẻo và giới hạn chảy của các loại đất

Tiến hành xác định chỉ số dẻo và giới hạn chảy của đất theo TCVN 4197:2012 [63] và

kết quả trình bày ở Bảng 3.6.

Bảng 3.6 Giới hạn chảy và giới hạn dẻo của đất

Giới hạn dẻo Giới hạn chảy Loại đất m1 m1 WL m0 Wp m0

ĐHĐ 15,56 12,42 20,180 21,9 27,000 30

(3) Phương pháp xác định thành phần hạt của đất

Sau khi tiến hành sàng, cân khối lượng từng nhóm hạt trên các cỡ sàng và phần lọt

xuống ngăn đáy (lọt sàng 0,1mm). Sau đó tiến hành xác định khối lượng đất trên các

sàng khác nhau, tính lượng sót riêng biệt, lượng sót tích lũy, và lượng lọt sàng của đất

ở từng mắt sàng. Có thể định hệ số đồng nhất Cu và hệ số đường cong thành phần hạt

Cc. Đánh giá loại đất và khả năng sử dụng đối với nền đắp theo AASHTO M145 [53],

đất thân đê là một dạng đất nền đắp.

+ Hệ số không đồng nhất Cu, tính theo công thức:

(3.1)

+ Hệ số đường cong phân bố thành phần hạt Cc, tính theo công thức:

(3.2)

Trong đó: D10; D30; D60 lần lượt là đường kính hạt tương ứng với hàm lượng phần trăm

tích lũy bằng 10%; 30%; 60%.

Tuy nhiên để có thể tận dụng tối đa khả năng chặt của cấp phối, tro bay được coi là hạt

mịn đưa vào trong cấp phối đất, được tính theo hàm lượng với nguyên tắc là có độ chặt

cao và hàm lượng tro bay nhiều nhất trong thành phần của đất. Tỷ lệ tro bay được lựa

chọn trên cơ sở thành phần và đường cấp phối của loại đất được trình bày trong Bảng

3.7 đối với tro bay Đông Triều.

Bảng 3.7 Đất của đê hữu Đuống và tro bay Đông Triều

Tro bay Đông Triều 15%, đất ĐHĐ 85% Tro bay Đông Triều 20%, đất ĐHĐ 80% Tro bay Đông Triều 0%, đất ĐHĐ 100% Tro bay Đông Triều 10%, đất ĐHĐ 90%

Hệ số Hệ số Hệ số Hệ số fuller 0,48 0,48 0,48 0,48 fuller n fuller n fuller n n

0 1 0 1 0 1 0 1

1,68 5 0 5 1,544 5 3,088 5

6,668

2,34 0 3,334 10 10 10 10

Tro bay Đông Triều 15%, đất ĐHĐ 85% Tro bay Đông Triều 20%, đất ĐHĐ 80% Tro bay Đông Triều 0%, đất ĐHĐ 100% Tro bay Đông Triều 10%, đất ĐHĐ 90%

12,9

3,96 0 6,45 30 30 30 30

17,924

4,82 0 8,962 45 45 45 45

23,1712

6,15 100 3,964 100 13,5676 100 100

29,8656

11,87 12,332 21,0988 250 250 250 250

34,9728

14,15 500 24,716 500 26,8444 500 500

44,2192

29,75 1000 36,274 1000 37,2466 1000 1000

58,0288

45,06 2000 47,536 2000 52,7824 2000 2000

71,916

62,85 5000 64,895 5000 68,4055 5000 5000

84,4544

87,66 10000 80,568 10000 82,5112 10000 10000

100

100 12500 100 12500 100 12500 12500

Tổng Tổng Tổng 265,05 337,79 218,51 Tổng lệch 1336,17 lệch lệch lệch

Hệ số mũ n của đường cong cấp phối fuller thay đổi để có các đường cấp phối khác

nhau phù hợp cho từng loại vật liệu hạt khác nhau. Cụ thể đất được chọn với giá trị n

thay đổi để việc phối trộn là thuận lợi nhất.

Các tỷ lệ tro bay được chọn trên Bảng 3.7 được thể hiện ở các biểu đồ Hình 3.1, Hình 3.2,

Hình 3.3, Hình 3.4 tương ứng với các tỷ lệ thay thế tro bay là 0%, 10%, 15% và 20%.

Hình 3.1 Lượng lọt sàng của hỗn hợp đất ĐHĐ và 0% tro bay

Hình 3.2 Lượng lọt sàng của hỗn hợp đất ĐHĐ và 10% tro bay

Hình 3.3 Lượng lọt sàng của hỗn hợp đất ĐHĐ và 15% tro bay

Hình 3.4 Lượng lọt sàng của hỗn hợp đất ĐHĐ và 20% tro bay

Sau khi lựa chọn theo các giá trị tương đối tối ưu thì tỷ lệ tro bay được chọn để thiết kế

so với khối lượng của đất dùng để gia cố tối ưu đối với đất đê ĐHĐ là 15%, tương tự

đối với tro bay Cẩm Phả cũng chọn ra được tỷ lệ thay thế tương tự như thế.

Trên các kết quả tính toán này, thí nghiệm được tiến hành trên đất để đánh giá khả

năng chịu tải và các thông số để thiết kế kết cấu thích hợp cho đê.

(4) Phương pháp xác định khả năng chịu tải của đất nền CBR

Để xác định được chỉ số CBR trong phòng thí nghiệm được chuyển về hình vẽ đơn

giản trên biểu đồ Hình 3.5 và xác định các điểm ứng với biến dạng là 2,54mm và

5,08mm theo quy định. Giá trị CBR xác định được của đất là 20% tương ứng với tỷ

trọng khô lớn nhất là 1,90g/cm3 xác định từ biểu đồ Hình 3.5. Chỉ số CBR là yêu cầu

kỹ thuật cơ bản và thể hiện rõ khả năng chịu tải của đất nền và các vật liệu, chịu được

biến dạng ở một mức độ chặt tương ứng.

Trong khi đó giá trị CBR của lớp đất nền móng nói chung (embankment) khoảng từ

25%, có thể thấy rằng với trị số CBR của nền đất hiện trạng của thân đê như thế thì có

thể coi là thân đê yếu cần phải xử lý tốt hơn mới có thể kết hợp giao thông được.

Bảng 3.8 Mối quan hệ giữa biến dạng và độ lún của chùy đo CBR

Thử tự phép thử 1 2 3

10 Chày 30 Chày 65 Chày

Giá trị đọc Giá trị đọc Giá trị đọc Lực (Kg) Lực (Kg) Lực (Kg) Tải tiêu chuẩn (Kg) Độ lún chùy đo (mm)

0,635 0,15 0,35 23 0,17 5 3

1,27 0,301 1,482 137 0,76 64 18

1,91 0,42 2,297 218 1,29 117 30

2,54 1,360 0,52 2,759 265 1,825 171 40

3,18 0,61 3,28 317 2,4 229 49

3,81 0,69 3,75 364 2,94 283 57

4,55 0,79 4,26 415 3,59 348 67

5,08 2,040 0,827 4,61 450 4,04 393 71

6,35 0,979 5,27 516 4,98 487 86

(a)Mối quan hệ giữa lực (kG) và biến dạng tương ứng (mm) với các mẫu 10, 30 và 65

chày đầm của đất thân đê

(b) Mối quan hệ giữa CBR và dung trọng khô lớn nhất

Hình 3.5 Mối quan hệ giữa CBR và dung trọng khô lớn nhất với các mẫu 10, 30 và 65 chày đầm của đất thân đê

3.1.2.3 Thành phần của các hỗn hợp đất gia cố xi măng và tro bay

Lựa chọn hỗn hợp đất gia cố với tỷ lệ các thành phần vật liệu khác nhau được trình

bày ở Bảng 3.9, tương ứng với các độ ẩm tốt nhất để đánh giá độ chặt, cũng như một

số yêu cầu kỹ thuật cơ bản của hỗn hợp đất gia cố.

Cơ sở lý thuyết sử dụng được căn cứ vào đường cong độ đặc tối ưu ứng với mỗi cấp

phối đất, tro bay dựa trên nguyên tắc làm vai trò vi hạt trong thành phần hạt của đất,

bổ sung thêm dải cấp phối hạt đường kính nhỏ hơn 100µm.

Với các phân tích và căn cứ vào kết quả thực nghiệm xác định khối lượng thể tích đầm

chặt của đất thành phần, tro bay được chọn làm vi hạt trong thành phần của đất, các

loại đất phụ thuộc vào tro bay sử dụng là Đông Triều hay tro bay Cẩm Phả với hàm

lượng ở các mức 10% và 15% so với khối lượng của đất khô. Ngoài ra lượng tro bay

có một phần là thành phần của hỗn hợp chất kết dính gia cố để thay thế một phần xi

măng, làm giảm lượng xi măng cần thiết dùng cho gia cố thông thường.

Bảng 3.9 là chi tiết kế hoạch thử nghiệm trong phòng để xác định được hỗn hợp đất

gia cố phù hợp cho loại đất cũng như loại vật liệu xi măng và tro bay.

Tổng số mẫu

Loại thí nghiệm

10% XM+ 90% ĐHĐ

15% TBCP + 85% ĐHĐ + 10% XM

15% TBĐT + 85% ĐHĐ + 10% XM

Bão hòa

Dưỡng ẩm

Bão hòa

Rech

Bão hòa

Egc

Bảng 3.9 Số lượng mẫu cần thực hiện cho mỗi thành phần đất gia cố

Tổng số mẫu là 72 mẫu

Tổng cộng có tất cả 72 mẫu đất gia cố các loại được chế tạo, bảo dưỡng và thử nghiệm

tại phòng thí nghiệm hợp chuẩn để xác định tính chất đất gia cố ở tuổi 14 ngày.

10% XM+ 90%

15% TBCP + 85%

15% TBĐT + 85%

Tổ hợp mẫu gia cố

ĐHĐ

ĐHĐ + 10% XM*

Ký hiệu mẫu hỗn

ĐHĐ

TBCP-ĐHĐ

TBĐT-ĐHĐ

hợp đất gia cố

1,623

1,756

1,994

Dung trọng lớn nhất, γmax (g/cm3)

14,54

14,93

Độ ẩm tốt nhất (%)

15,33

Bảng 3.10 Thành phần thiết kế và kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu tương ứng với độ ẩm tốt nhất của các hỗn hợp

(* Tính theo khối lượng đất)

Mẫu có dạng hình trụ, đúc mẫu theo 22TCN 333-06 [64] (Phương pháp II-A). Tiến

hành thử nghiệm trên các hỗn hợp mẫu, các chỉ tiêu được đánh giá bao gồm: cường độ

nén, cường độ ép chẻ và modul đàn hồi ở hai trạng thái là trạng thái bão hòa nước và

trạng thái không bão hòa. Mỗi tuổi và chỉ tiêu thí nghiệm được đánh giá trên 6 mẫu và

lấy kết quả trung bình của 6 mẫu thử nghiệm. Tổng cộng có 72 mẫu đất gia cố dùng để

làm thử nghiệm đất và hai loại tro bay khác nhau.

3.1.2.4 Kết quả nghiên cứu đất gia cố xi măng và tro bay trong phòng thí nghiệm

(1) Kết quả thí nghiệm và đánh giá cường độ chịu nén của đất gia cố xi măng và tro bay trong phòng thí nghiệm

Mẫu đất gia cố để xác định được cường độ chịu nén là mẫu tiêu chuẩn đường kính

101,6mm, chiều cao 116,43mm, chày đầm 4,54kg, chiều cao rơi tiêu chuẩn 457mm, số

lượt đầm trên một mặt 25 chày.

Kết quả thí nghiệm cường độ chịu nén của đất gia cố xi măng và tro bay được ghi

trong Bảng 3.11.

Tỷ lệ gia cố Mẫu

Kí hiệu mẫu

Độ lệch chuẩn S

Cường độ Giá trị đặc trưng

Cường độ chịu nén (MPa)

Cường độ nén TB (MPa)

Hệ số mềm của đất bão hòa

BH1

2,195

BH2

2,170

BH3

2,192

2,17

0,022

2,123

BH4

2,167

BH5

2,162

BH6

2,136

HĐ

0,86

10% XM + 90% ĐHĐ

2,558

2,517

2,614

2,513

0,041

2,468

2,581

2,586

2,537

Bảng 3.11 Cường độ chịu nén của mẫu đất gia cố xi măng và tro bay

Tỷ lệ gia cố Mẫu

Kí hiệu mẫu

Độ lệch chuẩn S

Cường độ Giá trị đặc trưng

Cường độ chịu nén (MPa)

Cường độ nén TB (MPa)

Hệ số mềm của đất bão hòa

BH1

2,399

BH2

2,362

BH3

2,376

2,375

0,046

2,275

BH4

2,382

BH5

2,436

BH6

2,298

HĐ-ĐT

0,85

2,837

2,797

15% TBĐT + 85% ĐHĐ + 10%*(85% ĐHĐ) XM

2,809

2,806

0,053

2,690

2,705

2,849

2,835

BH1

2,226

BH2

2,302

BH3

2,254

0,027

2,195

BH4

2,263

BH5

2,244

BH6

2,235

HĐ-CP

0,85

2,609

15% TBCP + 85% ĐHĐ + 10%*(85% ĐHĐ) XM

2,628

2,619

2,626

0,017

2,586

2,654

2,611

2,638

Kết quả Bảng 3.11 được tính mỗi chỉ tiêu cường độ chịu nén của mẫu đất bao gồm có

06 mẫu đất bão hòa nước và 06 mẫu đất ở trạng thái không bão hòa. Kết quả được tính

giá trị trung bình, độ lệch chuẩn và giá trị đặc trưng về cường độ và là căn cứ để đánh

giá chất lượng của đất gia cố. Từ các kết quả trình bày ở Bảng 3.11 cho thấy hệ số hóa

mềm của các loại đất gia cố tro bay và xi măng đều lớn hơn 80%, cơ bản là không suy

yếu khi ngập nước và đảm bảo được khả năng chịu tải trong trường hợp bão hòa.

(2) Kết quả thí nghiệm và đánh giá cường độ chịu ép chẻ của đất gia cố xi măng và tro bay trong phòng thí nghiệm

Sau thời gian bảo dưỡng theo yêu cầu của ngày tuổi là 14 ngày, tiến hành thí nghiệm

theo TCVN 8862:2011 - Quy trình thí nghiệm xác định cường độ kéo khi ép chẻ của

vật liệu hạt liên kết bằng các chất kết dính [65], xác định mối quan hệ giữa cường độ

ép chẻ và hàm lượng chất gia cố.

Tỷ lệ gia cố

Kí hiệu mẫu

Cường độ ép chẻ (MPa)

Cường độ ép chẻ TB (MPa)

Độ lệch chuẩn S

Giá trị đặc trưng (MPa)

HĐ

0,304

0,005

0,292

10% XM + 90% ĐHĐ

HĐ - ĐT

0,329

0,003

0,311

15% tro ĐT + 85% ĐHĐ + 10%*(85%ĐHĐ) XM

HĐ - CP

0,306

0,008

0,286

15% tro CP +85% ĐHĐ + 10%*(85%ĐHĐ) XM

0,305 0,306 0,303 0,300 0,308 0,303 0,328 0,333 0,327 0,327 0,326 0,332 0,309 0,317 0,293 0,305 0,311 0,301

Bảng 3.12 Cường độ ép chẻ của đất hữu Đuống gia cố tro bay và xi măng

Cường độ ép chẻ của các hỗn hợp đất gia cố để làm lớp thân đê, có cường độ đặc trưng

đạt từ 0,286÷0,311MPa, cường độ ép chẻ được tính trung bình từ 06 mẫu thử, tính độ

lệch chuẩn và giá trị cường độ đặc trưng dùng trong tính toán kết cấu áo đường. Giá trị

cường độ này đủ lớn để có thể dùng cho kết cấu áo đường. Cường độ ép chẻ đối với

hỗn hợp ĐHĐ-ĐT bao gồm 15% tro bay Đông Triều và 85% đất đê hữu Đuống cho

cường độ cao nhất và đạt giá trị yêu cầu.

(3) Kết quả thực nghiệm và đánh giá modul đàn hồi của đất gia cố xi măng và tro bay trong phòng thí nghiệm

Sau thời gian bảo dưỡng theo quy định, tiến hành thí nghiệm xác định modul đàn hồi

của đất gia cố ở tuổi 14 ngày. Trong tiêu chuẩn về cấp phối gia cố chất kết dính vô cơ

không có quy định modul đàn hồi, song modul đàn hồi của vật liệu này là một chỉ tiêu

quan trọng trong tính toán sức chịu tải của đất đắp. Kết quả thí nghiệm modul đàn hồi

của lớp vật liệu gia cố theo Bảng 3.13.

Bảng 3.13 Modul đàn hồi của mẫu đất gia cố

Tỷ lệ gia cố Kí hiệu mẫu Modul đàn hồi của từng mẫu Eđn (MPa) Modul đàn hồi trung bình Eđn (MPa) Độ lệch chuẩn S Giá trị đặc trưng (MPa)

1.098,78

HĐ 10% XM + 90% ĐHĐ 1.021,09 1068,947 28,720 964,37

1.086,97

1.145,88

HĐ - ĐT 1.157,81 1193,760 46,001 1029,17 15% tro ĐT+ 85% ĐHĐ +10%*(85%ĐHĐ) XM

1.277,59

1.085,57

HĐ - CP 1.224,42 1164,380 58,218 968,18 15% tro CP + 85% ĐHĐ +10%*(85%ĐHĐ) XM

1.183,15

Bảng 3.14 Các kết quả thực nghiệm của đất gia cố

Các chỉ tiêu kỹ thuật của đất gia cố xi TCVN TBCP- TBĐT- ĐHĐ măng và tro bay (giá trị đặc trưng) ĐHĐ ĐHĐ 8858:2011

1 Cường độ nén bão hòa 14 ngày (MPa) 2,10 2,11 2,27 1,5

2 Cường độ nén khô 14 ngày (MPa) 2,45 2,52 2,67 -

3 Cường độ ép chẻ 14 ngày (MPa) 0,29 0,27 0,31 -

4 Modul đàn hồi (MPa) 962 970 1048 -

Hình 3.6 Biểu đồ so sánh giữa cường độ chịu nén bão hòa và cường độ chịu nén không bão hòa của các loại hỗn hợp đất gia cố ở tuổi 14 ngày

a P G

, i

ồ h n à đ

l

u d o M

1060 1040 1020 1000 980 960 940 920 900

ĐHĐ

TBCP-ĐHĐ

TBĐT-ĐHĐ

Hỗn hợp đất gia cố

Hình 3.8 Biểu đồ so sánh giữa modul đàn hồi và loại đất gia cố theo tuổi 14 ngày Hình 3.7 Biểu đồ so sánh giữa cường độ chịu ép chẻ và loại đất gia cố theo tuổi 14 ngày

Kết quả thí nghiệm chỉ ra ở Bảng 3.14 và biểu đồ so sánh Hình 3.6, Hình 3.7, Hình

3.8 một số nhận định ban đầu có thể đưa ra như sau:

- Cường độ chịu nén bão hòa đạt khoảng từ 83,0÷85,6% cường độ chịu nén không

bão hòa tùy theo loại đất và tỷ lệ vật liệu dùng gia cố, chứng tỏ chất gia cố khả ổn

định với nước và bền nước

- Cường độ chịu nén bão hòa các hỗn hợp gia cố đều lớn hơn so với quy định của

TCVN 8858:2011 [66] (Rn ≥ 1,5MPa) đối với vật liệu gia cố làm lớp móng của mặt

đường.

- Cường độ ép chẻ đất gia cố của các hỗn hợp từ 0,27÷0,31MPa ở tuổi 14 ngày, tỷ số

giữa cường độ ép chẻ so với cường độ chịu nén mẫu bão hòa từ 7,24÷7,81 lần. Tỷ

số này đối với bê tông thông thường là 8,1÷10,5 lần, như vậy có thể cường độ kéo

của vật liệu gia cố đạt cao so với cường độ của bê tông thông thường.

- Modul đàn hồi của lớp vật liệu gia cố với các tỷ lệ chọn tối ưu đạt được từ 962MPa

đến 1048MPa, modul đàn hồi của vật liệu này khá cao, đây là cơ sở tốt cho vật liệu

sử dụng các kết cấu áo đường trong xây dựng công trình giao thông. Tuy nhiên để

đánh giá đầy đủ hơn về khả năng chịu tải của đất nền cần sử dụng thêm tiêu chí

đánh giá như khả năng chịu tải của đất nền (CBR).

3.1.3 Vật liệu và thành phần của cấp phối đá dăm gia cố

3.1.3.1 Cơ sở lý luận của vấn đề cần gia cố lớp cấp phối đá dăm khi kết hợp giao thông

Kết cấu mặt đường ôtô ở Việt Nam vẫn chủ yếu dùng những vật liệu truyền thống như

cấp phối đất, cát, đá,… trong thi công các lớp móng, tương tự như kết cấu mặt đường

đê. Để đạt được cường độ chung cần thiết thì kết cấu áo đường này thường rất dày,

khối lượng vật liệu cho công trình lớn, dẫn đến quá trình thi công gặp nhiều khó khăn.

Đối với kết cấu chịu tải trọng nặng, việc sử dụng lớp cấp phối đất truyền thống đã xuất

hiện những nhược điểm nhất định như: cường độ không cao và không ổn định, tính

nén lún lớn, mặt đường không bằng phẳng, hệ số bám nhỏ,.v.v… Để đáp ứng được

yêu cầu ngày càng cao trong xây dựng đường, đường đê, xu hướng sử dụng lớp cấp

phối vật liệu rời được gia cố bằng các chất liên kết vô cơ (xi măng, tro bay, vôi, xỉ lò

cao,…) đang ngày càng phổ biến và mang lại nhiều hiệu quả tích cực [67].

Cùng với xu hướng trên, chủ trương của Chính phủ khuyến khích sử dụng lượng TB

sẵn có và ngày càng dư thừa kết hợp với xi măng dùng làm các kết cấu mặt đường

cứng và nửa cứng trong xây dựng đường ô tô ở Việt Nam với mục tiêu nâng cao chất

lượng, kéo dài tuổi thọ, giảm chi phí duy tu bảo dưỡng công trình đồng thời giải quyết

vấn đề môi trường. Mặt khác, việc sử dụng móng cấp phối đá dăm gia cố xi măng sẽ

giảm chiều dày kết cấu áo đường một cách đáng kể, phù hợp với một số công trình thi

công bị khống chế về cao độ xây dựng giúp nâng cao hiệu quả về kinh tế và kỹ thuật.

Vì vậy, việc nghiên cứu sử dụng TB như một phần chất kết dính (CKD) thay thế xi

măng làm lớp móng CPĐD gia cố xi măng có ý nghĩa thiết thực. Nghiên cứu này trình

bày các kết quả thử nghiệm về các tính năng cường độ và modul đàn hồi khi sử dụng 2

loại TB của nhà máy nhiệt điện Đông Triều và Cẩm Phả thay thế từ 0÷30% lượng xi

măng trong thiết kế lớp CPĐD gia cố xi măng dùng làm lớp móng mặt đường đê.

3.1.3.2 Vật liệu chế tạo trong nghiên cứu lớp CPĐD gia cố xi măng và tro bay

Vật liệu chế tạo bao gồm CPĐD lấy tại mỏ đá tỉnh Hà Nam được gia cố với tỷ lệ xi

măng và TB với các tính chất hóa, lý của vật liệu chế tạo như sau:

(1) Xi măng

Nghiên cứu sử dụng loại xi măng Nghi Sơn PCB40 có cường độ theo TCVN 6260:2009 [61] ở tuổi 28 ngày là 43MPa, khối lượng riêng của XM là 3,10g/cm3,

lượng nước tiêu chuẩn là 31,5%. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý được trình bày

trong Bảng 3.15.

Bảng 3.15 Các chỉ tiêu cơ lý của xi măng Nghi Sơn PCB40

Các đặc tính cơ lý của xi măng Nghi Sơn PCB40

Chỉ tiêu Xi măng Nghi Sơn TCVN 6260:2009 [61]

Cường độ chịu nén (MPa)

3 ngày min 25,0 min 18,0

28 ngày min 43,0 min 40,0

Thời gian đông kết (phút)

Bắt đầu 130 min 45

Kết thúc 165 max 420

(2) Tro bay:

Tro bay dùng trong nghiên cứu này được lấy từ nhà máy nhiệt điện Đông Triều và

Cẩm Phả có thành phần hóa như trình bày ở Bảng 3.16.

Bảng 3.16 Tính chất cơ lý của 2 loại tro bay Đông Triều và Cẩm Phả

Loại tro bay Chỉ tiêu thử Đơn vị Đông Triều Cẩm Phả

% 85,34 84,50

% 1,52 0,59 Tổng hàm lượng (SiO2 + Al2O3 + Fe2O3) Hàm lượng SO3

Hàm lượng mất khi nung % 6,66 10,09

Hàm lượng CaO % - -

Hàm lượng ion clo ( Cl¯) % 0,01 0,02

% - - Hàm lượng kiềm có hại tính theo lượng Na2O tương ứng [SiO]

Tro bay của 2 nhà máy nhiệt điện Cẩm Phả và Đông Triều đã được xử lý có các tiêu

chuẩn đạt theo Tiêu chuẩn TCVN 6882:2001 [68]; TCVN 6260:1997 [69]; ASTM:

C618 - C311 [57].

(3) Cấp phối đá dăm được lấy tại mỏ đá tỉnh Hà Nam

Thành phần hạt, một số chỉ tiêu kỹ thuật cơ bản của CPĐD dùng để làm gia cố xi

măng và tro bay được trình bày trong Bảng 3.17, thành phần cấp phối đạt tiêu chuẩn

của cấp phối lớp CPĐD mặt đường [66]. Độ hao mòn Los Angeles là nhỏ và đạt yêu

cầu, hàm lượng hạt thoi dẹt không cao.

Bảng 3.17 Các chỉ tiêu cơ lý của CPĐD loại 1

TT Chỉ tiêu Ký hiệu Đơn vị Tiêu chuẩn Kết quả thí nghiệm

50 100 100 (%)

37,5 95÷100 100

25 - -

19 58÷78 71

9,5 39÷59 40 1 Cỡ sàng(mm) Lượng lọt sàng (P)

4,75 24÷39 24

2,36 15÷30 16

0,425 7÷19 9

0,075 2÷12 2

≤ 35 14,6 (%) 2 Độ hao mòn Los Angeles L.A

≤ 18 9,9 (%) 3 Hàm lượng hạt thoi dẹt

Cấp phối hạt của CPĐD gia cố xi măng và tro bay được trình bày ở Hình 3.9. Cấp phối

hạt đạt yêu cầu để có thể dùng làm CPĐD loại 1 dùng trong gia cố, tuy nhiên kết quả

này được phối trộn sau khi sàng và chọn tỷ lệ hợp lý. Thành phần hạt cho thấy hạt đá

dăm gia cố khá thô so với quy định của tiêu chuẩn.

Hình 3.9 Biểu đồ thành phần hạt cấp phối đá dăm

3.1.4 Kết quả thực nghiệm trong phòng và phân tích cấp phối đá dăm gia cố

3.1.4.1 Phương pháp thực nghiệm lớp cấp phối đá dăm gia cố xi măng và tro bay

Cấp phối đá dăm được gia cố xi măng với TB với tỷ lệ TB thay thế xi măng đóng vai

trò CKD lần lượt là 0%, 10%, 20%, 30%. Hai loại TB được sử dụng trong nghiên cứu

là TB của nhà máy nhiệt điện Đông Triều và Cẩm Phả.

Trộn cấp phối và tiến hành ủ ẩm mẫu, đầm nén theo tiêu chuẩn 22TCN 333:06 [64] để

xác định độ chặt và độ ẩm tốt nhất của các tổ mẫu CPĐD gia cố xi măng, TB với các

hàm lượng khác nhau. Kết quả đầm nén các CPĐD gia cố xi măng và tro bay được

trình bày ở Bảng 3.18.

KLTT khô lớn nhất γkmax Độ ẩm tốt nhất

Tỷ lệ % tro bay so với CKD

STT

Tên mẫu

(%)

(g/cm3)

W (%)

ĐC

2,246

5,73

10CP

2,261

5,86

20CP

2,284

5,97

Bảng 3.18 Kết quả đầm nén các CPĐD gia cố xi măng, TB theo 22TCN 333:06 [64]

KLTT khô lớn nhất γkmax Độ ẩm tốt nhất

Tỷ lệ % tro bay so với CKD

STT

Tên mẫu

(%)

(g/cm3)

W (%)

30CP

2,258

5,83

10ĐT

2,266

5,8

20ĐT

2,277

5,96

30ĐT

2,256

5,81

Mẫu nén hình trụ, mẫu ép chẻ được chế tạo theo TCVN 8858:2011 [66]. Mẫu hình trụ

có đường kính 152mm, cao 117mm và được tạo mẫu sau khi trộn CPĐD với xi măng,

TB để 2 giờ ở độ ẩm tốt nhất với khối lượng thể tích khô lớn nhất [64]. Tiến hành bảo

dưỡng ẩm 7 ngày và 7 ngày ngâm nước.

Mỗi cấp phối tiến hành đúc 3 tổ mẫu, mỗi tổ mẫu gồm 3 mẫu. Tổng cộng 63 mẫu thử

được chế tạo và bảo dưỡng trong phòng thí nghiệm và tiến hành thử nghiệm xác định

cường độ chịu nén [66], cường độ ép chẻ [65], modul đàn hồi theo [70].

3.1.4.2 Phân tích kết quả nghiên cứu lớp cấp phối đá dăm gia cố xi măng và tro bay

Kết quả nghiên cứu xác định cường độ chịu nén, kéo khi ép chẻ, modul đàn hồi của

CPĐD gia cố XM, TB với tổng 4% CKD vô cơ (xi măng và tro bay) trong đó TB lấy

từ 2 nhà máy nhiệt điện Cẩm Phả và Đông Triều, và hàm lượng tăng 10%, 20%, 30%

so với khối lượng CKD. Mỗi cấp phối thí nghiệm 1 tổ mẫu, một tổ mẫu gồm có 3 mẫu.

Kết quả thí nghiệm 14 ngày tuổi

Kí hiệu mẫu

Cường độ chịu nén Rn (MPa)

Cường độ kéo khi ép chẻ Rkc (MPa)

Modul đàn hồi Eđh (MPa)

ĐC

5,6

0,45

419,95

10CP

6,1

0,47

493,68

20CP

8,9

0,67

870,25

30CP

7,3

0,54

621,38

10ĐT

7,2

0,50

575,30

20ĐT

9,3

0,68

926,75

30ĐT

8,8

0,53

783,12

Bảng 3.19 Kết quả thí nghiệm xác định Rn, Rkc, Eđh của CPĐD gia cố xi măng, TB ở tuổi 14 ngày

Kết quả thí nghiệm mối quan hệ giữa % TB so với khối lượng CKD với các chỉ tiêu cơ

lý: cường độ chịu nén (Rn), cường độ ép chẻ (Rkc), modul đàn hồi (Eđh) được thể hiện ở

Hình 3.10, Hình 3.11, Hình 3.12.

Cường độ chịu nén của CPĐD gia cố xi măng và tro bay có cường độ chịu nén quy

định theo tiêu chuẩn TCVN 8858:2011 [66] chỉ cần lớn hơn 4,0MPa sau 14 ngày là đạt

yêu cầu để làm lớp Base gia cố. Tuy nhiên theo các nghiên cứu trên thế giới cường độ

của lớp CPĐD nghèo xi măng này thường cao hơn 10,0Mpa trở lên do đó nghiên cứu

lựa chọn tỷ lệ để có được cường độ chịu nén cao nhất làm căn cứ để thử nghiệm hiện

trường lớp CPĐD trên móng đất gia cố.

9,3

8,9

8,8

7,3

7,2

6,1

5,6

) a P M

( n R

10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0

10%

20%

30%

Cẩm Phả

Đông Triều

% Tro bay so với CKD

0,8

Hình 3.10 Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa % tro bay so với cường độ chịu nén ở tuổi 14 ngày

0,68

0,67

0,7

0,6

0,54

0,53

0,5

0,47

0,45

0,5

) a P M

0,4

(

0,3

c k R

0,2

0,1

10%

20%

30%

% Tro bay so với CKD

Cẩm Phả Đông Triều

Hình 3.11 Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa % tro bay so với cường độ chịu kéo khi ép chẻ ở tuổi 14 ngày

1000

926,75

870,25

900

783,12

800

700

621,38

575,3

600

493,68

) a P M

500

419,95

400

( h đ E

300

200

100

10%

20%

30%

% Tro bay so với CKD

Cẩm Phả

Đông Triều

Hình 3.12 Biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa % tro bay so với modul đàn hồi ở tuổi 14 ngày

Từ kết quả thí nghiệm và biểu đồ ở Hình 3.10, Hình 3.11, Hình 3.12 một số nhận xét

được đưa ra như sau:

- Gia cố tro bay để thay thế một phần XM trong CPĐD gia cố CKD làm cho các giá

trị cường độ chịu nén (Rn), cường độ ép chẻ (Rkc), modul đàn hồi (Eđh) của CPĐD

gia cố tăng lên một cách đáng kể.

- Cường độ chịu nén, cường độ ép chẻ, modul đàn hồi của CPĐD gia cố CKD sử

dụng TB của nhà máy nhiệt điện Đông Triều cao hơn so với sử dụng TB của nhà

máy nhiệt điện Cẩm Phả.

- Giá trị cường độ chịu nén, cường độ ép chẻ, modul đàn hồi tăng dần từ 0%, 10%,

20% TB so với khối lượng CKD và đến 30% thì giảm xuống, như vậy sử dụng 20%

TB đem lại kết quả cao nhất cho việc nghiên cứu.

3.2 Nghiên cứu thực nghiệm ngoài hiện trường

Để kiểm chứng lại các kết quả thực nghiệm trong phòng và tăng thêm cơ sở lý luận

cho những luận điểm được lựa chọn kết quả Phòng thí nghiệm. Nghiên cứu tiến hành

thi công thực nghiệm hiện trường để đánh giá lớp thân đê cũ và minh chứng với kết

quả trong phòng thí nghiệm.

Mục tiêu của thực nghiệm hiện trường là xác định được các thông số kỹ thuật dựa trên

thực nghiệm gồm các chỉ tiêu cơ học vật lý cơ bản: cường độ nén (Rn); cường độ ép

chẻ (Rec); modul đàn hồi (Eđh); khả năng chịu tải của đất nền (CBR) và một số chỉ tiêu

liên quan khác. Trên cơ sở thực nghiệm xác định quy trình thi công của lớp đất gia cố

và hỗn hợp CPĐD.

Công tác nghiên cứu thực nghiệm tại hiện trường được tiến hành cho hai lớp vật liệu

khác nhau: (i) Thi công lớp đất gia cố tro bay - xi măng; (ii) Thi công lớp CPĐD gia

cố tro bay và xi măng.

3.2.1 Nghiên cứu thực nghiệm gia cố lớp đất thân đê

Thi công thực nghiệm trên đoạn đê hữu sông Đuống từ K30+880÷K30+930 thuộc

thôn Đạo Tú, xã Song Hồ, huyện Thuận Thành, tỉnh Bắc Ninh. Đường tránh được bố

trí bên phải đê hướng từ cầu Hồ đi về Thuận Thành, để đảm bảo lưu thông, trên

tuyến đường tránh được rải lớp CPĐD đủ điều kiện cho xe chạy thuận tiện, bao

quanh khu vực thi công được dựng cọc và nhăng dây phản quang để đảm bảo cho các

phÝa s«ng

phÝa ®ång

14.0

12.0

(D1-1)

10.0

8.0

(D1-3)

6.0

4.0

(D1-6)

2.0

(D1-8)

0.0

(D1-9)

-2.0

15.0

0.0

5.0

10.0

20.0

25.0

30.0

35.0

40.0

45.0

(D1-8)

(D1-6)

(D1-1)

SÐt - sÐt pha mµu x¸m vµng, x¸m xanh, x¸m ghi Tr¹ng th¸i dÎo mÒm.

SÐt pha, mµu x¸m ®en, x¸m ghi, ®«i chç lÉn c¸t. Tr¹ng th¸i dÎo ch¶y.

(D1-3)

(D1-9)

C¸t pha mµu x¸m ®en, x¸m ghi. Tr¹ng th¸i dÎo ®Õn ch¶y.

SÐt pha, mµu n©u vµng, n©u sËm, ®«i chç lÉn d¨m s¹n hoÆc c¸t. Tr¹ng th¸i dÎo cøng ®Õn nöa cøng. SÐt pha, mµu x¸m n©u, n©u gô. Tr¹ng th¸i dÎo mÒm, ®èi chç dÎo cøng.

phương tiện giao thông.

Hình 3.13 Mặt cắt ngang hiện trạng đê hữu Đuống [71]

3.2.1.1 Chuẩn bị vật liệu, máy móc và thiết bị thi công

(1) Vật liệu đất, tro bay và xi măng

Vật liệu để gia cố thân đê là đất tại chỗ (đào lên từ thân đê cũ), tận dụng lại đất trước

đây sử dụng đắp đê tại vị trí thực nghiệm và trên tuyến đê hữu Đuống.

Hình 3.14 Máy xúc đào đất tại chỗ từ thân đê cũ tận dụng để gia cố

Sử dụng máy phay đất để làm tơi đất. Đất được làm tơi xốp và dưỡng ẩm đạt độ ẩm tốt

nhất khoảng từ 12÷15%, để tạo điều kiện trộn đều với các chất gia cố tro bay và xi

măng.

Tro bay Đông Triều được lấy từ nhà máy nhiệt điện Đông Triều và vận chuyển về

công trường bằng xe bồn, tập kết vào bãi vật liệu có che phủ bằng bạt, khối lượng vận

chuyển về công trường là 20 tấn.

Các vật liệu chuẩn bị công trường được che bạt đảm bảo ít chịu tác động của mưa và

nắng. Xi măng Nghi Sơn PCB40 được mua tại đại lý, vận chuyển tới công trường và

tập kết trong lán che đảm bảo khô ráo và duy trì chất lượng. Từ điểm tập kết, xi măng

được vận chuyển tới vị trí thực nghiệm bằng máy đào.

Nước thi công được lấy nước sạch khu vực gần sông Đuống, đảm bảo nước không có

nhiều hữu cơ và 4 < pH < 12. Nước được vận chuyển về công trường thi công bằng xe

có téc nước.

(2) Máy thi công, thiết bị thí nghiệm

Máy đào, máy phay đất, 03 máy trộn tự hành 0,7m3 đảm bảo tiến độ thi công, máy lu

rung có 3 nấc rung, máy xúc lật, máy san gạt, ô tô tự hành, máy bơm nước và biển báo

đảm bảo giao thông, bạt che phủ.

Các khuôn đúc mẫu thí nghiệm, cối protor cải tiến, thiết bị đo độ chặt, máy khoan

mẫu, các máy thí nghiệm hiện trường, đồng hồ đo biến dạng độ chính xác 0,001mm,

máy đo CBR được sử dụng ở các phòng thí nghiệm chuyên ngành.

(3) Chuẩn bị mặt bằng hiện trường

Để chuẩn bị mặt bằng cho công tác thực nghiệm tại hiện trường. Trước hết, tiến hành

phá bỏ lớp bê tông mặt đê cũ và lớp móng cấp phối đá dăm cũ. Mặt bê tông cũ hỏng

được phá bỏ thành từng khối nhỏ, sau đó cào bỏ lớp móng CPĐD.

Tiến hành đào đất đến cao trình đào sâu từ 80÷120cm so với mặt đê hiện trạng bằng

máy đào. Tiếp đó, tiến hành san phẳng nền để xác định chỉ số sức chịu tải CBR, modul

đàn hồi E của lớp thân đê hiện hữu. Xác định sức chịu tải CBR, modul đàn hồi E của

thân đê sau khi đào đến cao trình dự kiến

Sau khi công tác chuẩn bị hiện trường hoàn tất, tiến hành đo xác định chỉ số CBR được

thể hiện trên Hình 3.15.

Hình 3.15 Giá trị sức chịu tải CBR thân đê hiện trạng sau khi đào đến cao trình gia cố

Sau công tác đo xác định CBR thực hiện xong, tiến hành đo xác định modul đàn hồi E.

Kết quả đo modul đàn hồi E của lớp vật liệu đất thân đê gia cố xi măng và tro bay trình

bày Hình 3.16.

Hình 3.16 Modul đàn hồi của thân đê hiện trạng sau khi đào đến cao trình gia cố

Từ kết quả thực nghiệm trên Hình 3.15 và Hình 3.16 cho thấy đất thân đê không đồng

đều về trị số sức chịu tải CBR cũng như modul đàn hồi. Kết quả trên khẳng định rằng

chất lượng đất đắp thân đê trước đây không đồng đều. Thân đê hiện trạng có giá trị khả

năng chịu tải không đều chỉ ở mức tương đối tốt còn lại ở mức kém được chỉ ra ở Hình

3.15. Hơn nữa kết quả đo modul đàn hồi E0 của thân đê ở Hình 3.16 cũng thể hiện rõ

mức độ thay đổi giá trị E0 của đất thân đê sau khi đã đào đi từ 50÷70cm tính từ móng

của lớp CPĐD cũ. Để giải quyết triệt để về ảnh hưởng của các điểm cục bộ đến sự lún

lệch không đều, thì việc cải thiện lớp đất thân đê làm nền đường khi kết hợp giao

thông là rất quan trọng trong quá trình xử lý.

3.2.1.2 Công tác chuẩn bị mẫu đất

Đất được đào lên tiến hành loại bỏ những phần hữu cơ (rễ cây to, cỏ,…), sau đó dùng

máy phay nông nghiệp phay nhỏ đất từng lớp một, và dùng các dụng cụ phụ trợ để làm

tơi đất sao cho cơ bản các hạt đất < 5mm, vun thành đống đất và dùng bạt che phủ cẩn

thận trước khi thi công để tránh nắng, mưa.

Hình 3.17 Máy phay làm tơi xốp đất đào thân đê

Xác định độ ẩm của đất ở hiện trường trước thời điểm thi công thực nghiệm, nếu có

sai khác với độ ẩm tối ưu phòng thí nghiệm ±2% thì có biện pháp điều chỉnh độ ẩm

khi thi công.

Lớp đất thân đê gia cố dự kiến làm lớp nền thượng dày 50cm được chia làm hai lần: (i)

Lần 1: Chiều dày sau khi đầm là 20cm; (ii) Lần 2: Chiều dày sau khi đầm là 30cm.

3.2.1.3 Công tác thực nghiệm hiện trường thi công lớp đất gia cố lần 1

Thời gian thực hiện: ngày 17/05/2017.

Thiết bị thi công và thử nghiệm hiện trường: Máy thi công gồm: Máy đào PC200: 01

chiếc; Máy trộn tự hành: 0,7m3: 03 chiếc; Máy lu rung 25 tấn: 01 chiếc; Máy phay đất:

01 chiếc; Máy bơm nước: 01 chiếc; Xe bồn chở nước: 01 chiếc; Ôtô tự hành 7 tấn: 01

chiếc; Máy thủy bình: 01 chiếc. Thiết bị thí nghiệm gồm: Máy thí nghiệm CBR; Phễu

rót cát: 01 chiếc; Cần Benkeman: 01 bộ; Cân điện tử: 01 chiếc, Khuôn đúc CBR: 10

bộ; Máy thí nghiệm CBR hiện trường. Vật liệu thực nghiệm gồm: Đất thân đê hữu

Đuống; Tro bay Đông Triều; Xi măng PCB40 Nghi Sơn; Nước sạch.

Nhân công được chuẩn bị thi công và thí nghiệm các chỉ tiêu của lớp đất thân đê gia cố

xi măng và tro bay.

Vật liệu đất hiện trạng của đê hữu Đuống, tro bay Đông Triều, xi măng Nghi Sơn cần thí

nghiệm các chỉ tiêu đầu vào để có thể kiểm soát trong quá trình thi công thực nghiệm.

(1) Thi công lớp đất thân đê gia cố

Đoạn đê thực hiện thực nghiệm được chia làm 5 ô nhỏ kích thước 5x5m để thi công

lớp đất gia cố lần 1 theo các tỷ lệ khác nhau được thể hiện theo Hình 3.18.

Tương ứng với mỗi ô được thiết kế với các tỷ lệ trộn gia cố khác nhau nhằm mục đích

vừa kiểm chứng lại kết quả định hướng trong Phòng thí nghiệm đồng thời xem phương

án kinh tế phù hợp nhất để có thể triển khai nhân rộng được tỷ lệ gia cố đất này. Cụ thể

như sau:

(O1): Ô số 01 kích thước (5,0x5,0)m, thí nghiệm (100%Đất +0%TB)+10%XM ký hiệu DT0X10;

(O2): Ô số 02 kích thước (5,0x5,0)m, thí nghiệm (90%Đất+10%TB)+8%XM ký hiệu là DT10X8;

(O3): Ô số 03 kích thước (5,0x5,0)m, thí nghiệm (85%Đất+15%TB)+5%XM ký hiệu là DT15X5;

(O4): Ô số 04 kích thước (5,0x5,0)m, thí nghiệm (85%Đất+15%TB)+10%XMký hiệu là DT15X10;

(O5): Ô số 05 kích thước (5,0x5,0)m, thí nghiệm (80%Đất+20%TB)+0%XMký hiệu là DT20X0;

Hình 3.18 Sơ đồ mặt bằng các ô thi công thực nghiệm lần 1

Trộn hỗn hợp thí nghiệm: Trộn hỗn hợp bao gồm có (đất + tro bay) + xi măng. Sử

dụng các máy trộn 0,7m3 với số lượng là 03 máy. Lượng đất và tro bay được cho vào

theo tỷ lệ theo thể tích được định trước tương ứng với các tỷ lệ chẵn 01 bao xi măng

50kg. Trộn đều hỗn hợp trong thời gian là 3 phút, sau đó vận chuyển tới vị trí thi công

và đổ theo đống đủ để san gạt. Quá trình trộn hỗn hợp chú ý điều chỉnh độ ẩm thích

hợp cho hỗn hợp (đất + tro bay) + xi măng.

Trình tự thi công lớp 1 đất gia cố tro bay và xi măng dày 20cm được thực hiện theo

các bước như sau:

- Định vị phạm vi gia cố của các ô, kiểm tra cao độ đáy móng lớp 1;

- Tiến hành dùng máy phay, phay nhỏ đất đảm bảo D < 5mm;

- Dùng máy xúc kết hợp máy trộn tự hành 0,7m3 và thủ công tiến hành trộn hỗn hợp

đất gia cố tro bay và xi măng theo tỷ lệ tính toán của mỗi mẻ trộn (nhỏ hơn 0,7

m3/lần trộn). Sau khi máy quay tự hành trộn đều hỗn hợp đất, tro bay và xi măng

(thời gian trộn từ 5÷7 phút/mẻ), tiến hành vận chuyển đến vị trí thực nghiệm đến khi

đủ khối lượng để thi công lớp đã tính toán. Đổ hỗn hợp đất gia cố sau khi đã kiểm tra

độ ẩm tốt nhất vào vị trí ô đã đánh dấu, chiều dài, chiều dày lớp đất san sau khi san

rải được tính toán để đủ chiều dày sau khi đầm là 20cm. San gạt đến cao độ tính toán

bằng máy xúc và thủ công (không dùng máy san do cự ly thi công ngắn);

Công tác đầm nén các lớp đất được tiến hành theo hướng dẫn đầm nén các lớp đất

gia cố của TCVN 10379:2014 [72]. Công tác đầm nén đến độ chặt yêu cầu phải kết

thúc trước khi hỗn hợp đất và chất kết dính đông kết với nhau. Vì chất kết dính là

xi măng thì thông thường sau 4 giờ đến 5 giờ kể từ lúc làm ẩm (tức là khi trộn xi

măng đất có độ ẩm tốt nhất) hỗn hợp sẽ bắt đầu đông kết, do đó việc lu lèn không

tiến hành chậm hơn 3 giờ đến 4 giờ và kết thúc không được chậm hơn 6 giờ kể từ

khi làm ẩm hỗn hợp. Đầm nén lớp đất gia cố bằng lu nhẹ số lượt lu 2÷4 lần/điểm

sau đó lu bằng lu nặng khoảng 12÷16 lần/điểm. Tốt nhất là dùng lu bánh lốp tự

hành lu từ mép vào tim, vệt chồng lên nhau 20cm đến 25cm. Thời gian kể từ khi

trộn đất với xi măng và thời gian lu lèn xong không được quá 6 giờ. Chiều dày đầm

nén tùy thuộc vào công cụ đầm nén và chiều sâu tác dụng của lu thông thường

không nhỏ hơn 10cm và không lớn hơn 15cm.

Trong quá trình lu lèn nhất là khi sắp kết thúc cần phải kiểm tra hệ số đầm nén của lớp

đất gia cố đảm bảo K ≥ 0,95.

Trên thực tế là lớp đất gia cố tro bay và xi măng, tro bay là những hạt hình cầu tròn

trơn, nên công tác đầm nén trong nghiên cứu được thực hiện trên thực tế để lựa chọn

tốt nhất cho việc thi công.

Chiều dày của lớp rải đất chọn là 20cm, việc đầm nén được thực hiện từ lu nhẹ sang lu

nặng có rung để đảo bảo độ chặt của nền đất.

- Số lượt lu chọn cho hỗn hợp đất gia cố tro bay và xi măng tương ứng với lực đầm

để đạt được độ chặt K ≥ 0,98 cụ thể như sau:

+ Lu nhẹ lần 1 (9T) được chọn là 3 lần trên 1 điểm, kết thúc đợt lu đo độ chặt;

+ Lu lần 2 rung 16T được chọn là 4 lần trên 1 điểm, kết thúc lu đo độ chặt;

+ Lu lần 3 rung 16T được chọn là 3 lần trên 1 điểm, kết thúc lu đo độ chặt.

- Thí nghiệm độ chặt bằng phương pháp rót cát các lớp đất gia cố theo 22TCN 346-

2006 [73].

- Dùng loại lu lần lượt gồm tạo phẳng và bật rung ở các mức tăng dần cho đến khi

không còn vệt lu, sau 3 lượt lu tiến hành đo độ chặt để theo dõi mức độ tăng độ

chặt theo tải đầm. Kết quả đo độ chặt của đất gia cố đã lu lèn theo trình tự trên đạt

100

l i

h k u a s g n ờ ư đ

n ề n a ủ c t

ặ h c

ộ Đ

Độ chặt 3 lượt 9T

O1 86,7

O2 85,2

O3 85,3

O4 85,7

O5 86

Độ chăt 4 lượt 16T

97,2

94,3

93,8

95,9

Độ chặt 3 lượt 16T

99,8

97,51

98,67

98,2

được độ chặt K ≥ 0,98. Cụ thể theo Hình 3.19.

Hình 3.19 Độ chặt của nền đất ở các vị trí gia cố lớp 1 với các đợt lu lèn

Qua thực hiện thực tế công tác lu lèn đối với lớp đất gia cố cho thấy rằng khi có mặt

của tro bay việc tiến tới đầm đạt độ chặt dễ hơn. Lý do được coi là hiệu ứng bi lăn của

tro bay phát huy được lúc này. Nếu theo yêu cầu lượt lu nặng của lớp đất gia cố là từ

12÷16 lượt thì ở nghiên cứu này chỉ thực hiện số lượt là 7 lượt (4 lượt lu rung lần 2 và

3 lượt lu rung lần 3). Ô 4 với tỷ lệ gia cố được chọn tối ưu ở phòng thí nghiệm gồm có

85% đất + 15% tro bay sau đó có 10% xi măng của hỗn hợp trên cho thấy phát huy

hiệu quả nhất đối với lu lèn. Thêm nữa độ chặt của lớp này, ô số 4 cũng đạt độ chặt

cao sau 9 lượt lu 98,7%, nếu như theo yêu cầu của lớp đất gia cố như tiêu chuẩn Việt

Nam TCVN 10379:2014 [72] thì chỉ cần dừng ở lượt lu thứ 7 là có thể đạt yêu cầu độ

chặt. Biểu đồ ở Hình 3.19 chỉ ra rằng số lượt lu của các ô đều cơ bản như nhau và số

lượt ít hơn nhiều so với hướng dẫn trong tiêu chuẩn, độ ẩm tốt nhất của các lớp đất gia

cố cũng cơ bản sai khác ít với độ ẩm được thực nghiệm trong phòng thí nghiệm

12÷13%.

Công tác bảo dưỡng bề mặt được thực hiện ngay khoảng 2 tiếng sau khi lu, bề mặt

được rải các bao tải và tưới ẩm thường xuyên cho đến ngày tuổi quy định. Dự kiến sau

7 ngày đạt yêu cầu chịu tải thì thi công lớp 2, do vậy lớp 1 được bảo dưỡng liên tục

trong 7 ngày.

Bảy ngày sau tiến hành đo modul đàn hồi và CBR của các ô tương ứng. Kết quả đo giá

trị modul đàn hồi của lớp 1 gia cố tăng rõ rệt so với modul đàn hồi của các lớp đất

trước, nhất là đối với ô số 4. Kết quả đo sức chịu tải CBR được thể hiện ở Hình 3.21.

Lưu ý trong quá trình thi công:

- Trong quá trình lu lèn tùy theo độ ẩm của vật liệu mà ta tiến hành bù ấm bằng cách

tưới bằng ô doa cho đều, lượng nước bù ẩm được tính toán bằng hiệu độ ẩm tốt nhất

của đất với độ ẩm vật liệu khi trộn lẫn đất, tro bay, xi măng.

- Thời gian từ khi trộn đến khi lu lèn đạt độ chặt yêu cầu khống chế đạt nhỏ hơn 2h

(phụ thuộc vào thời gian ninh kết của xi măng).

- Khi thi công xong trong thời gian từ ngày đầu tiên đến 07 ngày tiếp theo tiến hành

bảo dưỡng như sau: tiến hành phủ bao tải đay, tưới nước 03 lần/ngày tùy thuộc vào

thời tiết (nếu nắng to có thể bổ sung thêm lần tưới, mưa thì bớt lần tưới).

- Dưỡng ẩm đến 7 ngày, thí nghiệm đo modul đàn hồi E, sức chịu tải CBR tại hiện

trường, sau đó tiếp tục thi công lớp 2.

(2) Kết quả đo sức chịu tải CBR và modul đàn hồi E của đất gia cố

- Thí nghiệm cường độ chịu nén mẫu đúc Protor hiện trường ngâm bão hòa.

- Thí nghiệm quan trắc quá trình hình thành cường độ của hỗn hợp đất, tro bay, xi

măng.

Kết quả đo modul đàn hồi E của lớp đất gia cố được thể hiện trong Hình 3.20.

Hình 3.20 Modul đàn hồi của lớp đất sau khi rải các lớp đất gia cố (lớp 1)

Kết quả đo sức chịu tải CBR của lớp đất gia cố được thể hiện trong Hình 3.21.

Hình 3.21 CBR của các điểm đo trên các tấm lớp đất gia cố (lớp 1)

Sau khi đo modul đàn hồi lớp đất được thực hiện đo khả năng chịu tải của đất nền

CBR ở các ô. Mỗi ô được tiến hành đo 3 điểm CBR, các điểm đo đều cho thấy cao hơn

mức yêu cầu CBR của lớp móng mặt đường, 30%, chỉ có ô số 5 là lớp đất gia cố chỉ

riêng tro bay với tỷ lệ là 20% tro bay và 80% đất và không dùng xi măng thấp hơn.

Kết quả cũng cho thấy khả năng chịu tải của đất nền của lớp này khá thấp chỉ có

8,18% do vậy có thể thấy rằng việc gia cố tro bay loại F với đất, cơ bản không phát

huy được tác dụng của tro bay.

Tương ứng với việc đo trên hiện trường, các mẫu thử được đúc tại thời điểm thi công,

được dưỡng hộ ở điều kiện phòng thí nghiệm và xác định các chỉ tiêu theo yêu cầu thí

nghiệm gồm có CBR, cường độ chịu nén, cường độ chịu ép chẻ và modul đàn hồi trên

mẫu.

Hình 3.22 Công tác khoan lấy mẫu đất tại hiện trường

Hình 3.23 Công tác bảo dưỡng mẫu đất tại hiện trường

Kết quả đo CBR được thực hiện trên máy hiện đại Controls model 70-T0108/E (Hình

3.24) của trường Đại học Mỏ - Địa chất, máy có khung lực là 50kN và tự động ghi lại

lực và biến dạng của chùy xuyên với gần 4000 bản ghi được lưu lại cùng biến dạng.

Kết quả được thể hiện trên biểu đồ Hình 3.25.

Hình 3.24 Máy đo CBR controls model 70-T0108/E

Hình 3.25 Mối quan hệ giữa lực và biến dạng tương ứng với các mẫu 10, 30 và 65 chày đầm

Kết quả trên biểu đồ lực và biến dạng đo được và lưu tự động từ máy đo hiện đại cho

thấy rằng không mẫu nào lưu được giá trị biến dạng 5,08mm như trong Hình 3.25.

Như thế cho thấy rằng đây là loại đất gia cố khá cứng, khó biến dạng và một trong các

đánh giá của loại vật liệu này có thể dùng ưu điểm hơn là đo các cường độ và modul

đàn hồi.

Để xác định được chỉ số CBR trong phòng thí nghiệm được chuyển về hình vẽ đơn

giản trên biểu đồ và xác định các điểm ứng với biến dạng là 2,54mm và 5,08mm theo

quy định.

Hình 3.26 Mối quan hệ giữa lực (kG) và biến dạng tương ứng (mm) với các mẫu 10, 30 và 65 chày đầm

Đất gia cố ở ô 4 với tỷ lệ tro bay thích hợp đạt được các chỉ tiêu cơ học đều cao hơn

so với các ô khác, và công đầm chặt không cao hơn so với các tỷ lệ gia cố khác. CBR

được xác định tương ứng với dung trọng khô lớn nhất qua Hình 3.27. Giá trị CBR đo

được ở phòng thí nghiệm của lớp đất gia cố này là 187%, là giá trị rất cao so với

thông thường, đối với lớp CPĐD loại 1 của mặt đường cũng chỉ yêu cầu là CBR >

100%. Kết hợp với giá trị CBR thực tế đo ở hiện trường là khoảng 89% cho thấy

rằng lớp đất gia cố này có thể hoàn toàn thay được lớp CPĐD loại 2 theo chỉ dẫn của

kết cấu mặt đường.

Hình 3.27 Xác định được CBR tương ứng với độ đặc tối ưu của đất gia cố ở ô 4

Như vậy kết quả CBR đo ở phòng thí nghiệm nhưng lấy lớp đất gia cố hiện trường

tương ứng với tỷ lệ gia cố được chọn tối ưu nhất là hỗn hợp đất đê hữu Đuống và tro

bay Đông Triều chiếm tỷ lệ là 15% so với lượng đất khô. Chỉ số CBR của nền đất đo

được là 187% trong khi đó lớp đất này được đo ở Phòng thí nghiệm ở mục trên thì chỉ

đạt là 20%, vậy kết quả được cải thiện đáng kể khả năng chịu tải của đất nền khi thực

hiện phương pháp gia cố kết hợp giữa tro bay và xi măng.

3.2.1.4 Công tác thực nghiện hiện trường thi công lớp đất gia cố lần 2

Thời gian thi công: 27/05/2017.

Sau khi thi công lớp 1 đạt yêu cầu về cường độ, sau 7 ngày thi công tiến hành thực

hiện lớp 2 để đạt được cốt cao độ yêu cầu và chiều dày tổng cộng của lớp đất thân đê

cải thiện để chịu tải giao thông là 50cm.

(1) Thi công lớp đất gia cố

Từ kinh nghiệm của lớp trước thì các ô đất được thiết kế chọn theo tỷ lệ tro bay và xi

măng thay thế là khác nhau:

Hình 3.28 Sơ đồ mặt bằng các ô thi công thực nghiệm lần 2

O1: Tỷ lệ là (85% Đất+15% TB) +10% XM (được ký hiệu là DT15X10);

O2: Tỷ lệ là (90% Đất+10% TB) +8% XM (được ký hiện là DT10X8);

O3, O4, O5: Tỷ lệ là (85% Đất+15% TB) +10% XM (được ký hiệu là DT15X10);

Dùng để đánh giá tổng quát hơn về tỷ lệ chọn tương ứng ở Phòng thí nghiệm được cho

là tốt nhất. Số lần lu được thử nghiệm để đạt được độ chặt yêu cầu của lớp đất gia cố

theo TCVN 10379:2014 [72] là 95% thì dừng lu.

Trình tự đầm nén của các lớp gia cố tro bay và xi măng của lớp thứ 2 ở các vị trí được

tiến hành với các tấm O1 và O2 theo thứ tự thi công sau đây:

+ Lu nhẹ lần 1 (9T) được chọn là 2 lần trên 1 điểm, kết thúc lu đo độ chặt;

+ Lu lần 2 rung 16T được chọn là 4 lần trên 1 điểm, kết thúc lu đo độ chặt;

+ Lu lần 3 rung 16T được chọn là 4 lần trên 1 điểm, kết thúc lu đo độ chặt với

O2 lu lần 3 là rung 21T 4 lượt trên 1 điểm.

Riêng O3, O4, O5 rung 21T lần 2 với 6 lần trên điểm và rung 21T lần 3 với số lượt là

2 lần trên điểm, kết thúc lu đo độ chặt. Công tác lu được chọn trên để có thể xem kết

thúc lu lèn lúc nào cho hợp lý và quan trọng là đạt được thời gian mong muốn khi thi

công xong lớp gia cố tro bay và xi măng.

Về cơ bản công tác lu lèn của lớp 2 được tiến hành từ kinh nghiệm từ thi công lớp 1,

kết quả đo độ chặt của lớp đất gia cố lần 2 được thể hiện trong Hình 3.29.

100 %

,

u

98 l i

96 h k u a s

94

92

90

88 g n ờ ư đ n ề n a ủ c

86

84 t ặ h c ộ Đ

82

80

Độ chặt 2 lượt 9T

O1 82,2

O2 83,2

O3 83,1

O4 82,5

O5 82,5

Độ chặt 4 lượt rung 16T

91,5

94,2

Độ chặt lượt rung 21T

91,7

98,7

96,9

98,4

Hình 3.29 Độ chặt của nền đất ở các vị trí gia cố lớp 2 với các đợt lu lèn

Kết quả ở Hình 3.29 cho thấy rằng đo CBR được tiến hành ở tất cả các tấm của nền đất

sau khi gia cố thì dễ dàng lu lèn hơn so với trường hợp của lớp CPĐD loại 2 làm lớp

Subbase, thông thường CPĐD làm lớp Subbase công lu từ 18÷20 lượt lu tổng cộng. Ở

đây với đất gia cố một liều lượng tro bay thích hợp tạo ra hiệu ứng bi lăn của tro bay

thì công tác đầm chặt được cải thiện khá nhiều, như ở các lớp lần 1, có thể tiến hành số

lượt lu như nhau đều tổng cộng là 10 lượt lu và đạt độ chặt K ≥ 0,98. Để chọn lượt lu

thích hợp cho các ô O1 đến O5 (lần 2) chỉ thi công có 02 lớp được chọn loại DT15X10

và DT10X8. Các kết quả cho thấy rằng với lớp DT15X10 trên O1 thì số lượt lu là 10

lượt (2 lượt 9T + 4 lượt rung 16T + 4 lượt rung 16T) chỉ đạt độ chặt là K ≥ 0,92; như

vậy chưa đạt độ chặt yêu cầu nếu chỉ có lu rung là 16T điều này so với lớp 1 đã đạt độ

chặt là do chiều dày của lớp 1 khoảng 20cm nên dễ lu hơn. Chiều dày của lớp 2 được

thi công là 30cm nên việc lu sẽ yêu cầu có số lượt nhiều hơn, tuy nhiên nếu số lượt lu

nhiều sẽ ảnh hưởng đến thời gian thi công. Trên tấm ô số O2 được tiến hành chọn lại

trình tự lu, tương tự như O1, song lần 3 được sử dụng là 4 lượt lu rung 21T thì đạt độ

chặt là K ≥ 0,98 và đạt yêu cầu của lớp đất gia cố.

Như vậy khi chiều dày lớp lu lèn tăng lên thì chiều dày cũng chỉ nên tối đa là 30cm,

đối với đất gia cố tro bay và xi măng thì độ chặt đạt yêu cầu ứng với tổng từ 8÷10 lượt

lu và chú ý lu từ rung nhẹ sang lu rung nặng hơn.

Tương tự như vậy cách lu ở các ô số tiếp theo O3, O4, O5 (đều dùng loại DT15X10)

số lượt lu thi công là (2 lượt 9T, rung 21T 6 lượt/điểm + rung 21T 2 lượt/điểm) kết quả

cho độ chặt tương ứng với các tấm đo là 96,9%, 98,4% và 98,4%. Như vậy độ chặt đều

đạt yêu cầu của lớp đất gia cố mà số lượt lu cũng chỉ đến 10 lượt/điểm. Hơn nữa chiều

dày lớp đất lớn hơn so với lớp 1. Do đó có thể coi rằng để đạt được độ chặt yêu cầu thì

khi chiều dày tăng lên từ 20cm đến 30cm thì lu có thể tăng lượt lu rung 16T thành lượt

lu rung 21T là đảm bảo yêu cầu về độ chặt.

Cơ bản hơn của công tác lu lèn cho thấy đối với lớp đất đã được chọn tỷ lệ gia cố hợp

lý như trên thì số lượt lu cần đạt độ chặt K ≥ 0,98 tương ứng với chiều dày lớp đất sau

lu lèn từ 20÷30cm thì cần tổng khoảng từ 8÷10 lượt lu.

(2) Kết quả đo sức chịu tải CBR và modul đàn hồi E của đất gia cố

Kết quả sau khi lu lèn và bảo dưỡng đạt yêu cầu về độ tuổi tiến hành đo khả năng chịu

tải của đất nền hiện trường để có căn cứ lựa chọn và quyết định lớp tiếp theo cần thi

công thế nào cho hợp lý với lựa chọn kết cấu mặt đê kết hợp làm đường giao thông.

Lớp 2 được thi công sau 7 ngày trên lớp 1, sau đó là 7 ngày lớp 2 được bảo dưỡng và

tiến hành xác định các thông số kỹ thuật của lớp đất gia cố lần 2.

Kết quả đo cường độ chịu nén của lớp đất gia cố lần 2, ở các ngày tuổi được thể hiện

trên Hình 3.30.

Hình 3.30 Cường độ chịu nén của mẫu đất gia cố tro bay và xi măng theo các ngày tuổi

Kết quả đo khả năng chịu tải CBR của lớp đất gia cố lần 2, ở các ngày tuổi được thể

hiện trên Hình 3.31.

Hình 3.31 Khả năng chịu tải CBR của mẫu đất gia cố tro bay và xi măng theo các ngày tuổi

Kết quả đo modul đàn hồi của lớp đất gia cố ở các ngày tuổi được thể hiện trên Hình 3.32.

Hình 3.32 Modul đàn hồi của lớp đất thân đê gia cố được đo ở hiện trường

Kết quả thí nghiệm hiện trường để xác định được modul đàn hồi của lớp đất thân đê

gia cố được chỉ ra ở Hình 3.32 thể hiện rằng ở hiện trường việc đo được modul đàn hồi

thông qua các thí nghiệm tấm ép cứng cho sự chênh lệch nhau một giá trị nhất định.

Tuy nhiên chênh lệch ở đây không đáng kể và giá trị modul đàn hồi của lớp đất gia cố

cũng phù hợp với lớp gia cố thông thường. Để tiếp tục cho công tác kiểm toán các lớp

kết cấu mặt đường đê giá trị modul đàn hồi được chọn tương đối trên cơ sở các giá trị

trung bình từ O1 đến O5 là 281MPa.

Hình 3.33 Cấu trúc hỗn hợp đất gia cố ở tuổi 14 ngày Hình 3.34 Cấu trúc hỗn hợp đất gia cố ở tuổi 28 ngày

Mẫu đúc của đất gia cố lớp 2 được đúc đồng thời với quá trình thi công tại hiện trường

để đánh giá về cường độ chịu nén, CBR ở các ngày tuổi khác nhau. Kết quả của cường

độ chịu nén và CBR cho thấy sự phát triển cường độ và khả năng chịu tải của đất nền

khá phù hợp. Sự phát triển cường độ được phản ánh bằng hình ảnh soi vi cấu trúc của

hỗn hợp đất gia cố trên máy SEM cho thấy các liên kết trong hỗn hợp hoàn chỉnh,

đồng đều và đặc hơn theo thời gian được trình bày trên Hình 3.33, Hình 3.34.

Với các kết quả từ thi công thực nghiệm hiện trường, chế tạo mẫu hiện trường của lớp

đất gia cố tro bay và xi măng, với quan điểm tro bay làm vi cốt liệu cho hỗn hợp đất có

thể nói rằng: cường độ chịu nén của lớp đất gia cố ở tuổi 7 ngày đã đạt so với yêu cầu

của TCVN10379:2014 [72] với mức cấp 1, ở tuổi 14 ngày đạt yêu cầu lớp móng dưới

cho kết cấu áo đường CPTN gia cố xi măng. Do đó có thể căn cứ cường độ ở tuổi 7

ngày để đánh giá và đưa ra tiến độ thi công phù hợp đối với vật liệu rời gia cố xi

măng, còn đối với tro bay có thể dùng cường độ 28 ngày làm căn cứ đánh giá.

Trước hết là xét khả năng chịu tải của đất nền thông qua khả năng chịu tải của nền đất

CBR (%). Kết quả đo CBR của nền tại các ô khác nhau được ghi lại trong Bảng 3.20.

Bảng 3.20 Kết quả đo CBR tại các vị trí của các ô sau khi thi công lớp 2 ở tuổi 7 ngày

O1 O2 O3 O4 O5 Lần đo (DT15X10) (DT10X8) (DT15X10) (DT15X10) (DT15X10)

Lần 1 72,88 52,67 42,73 72,88 72,88

Lần 2 79,50 58,96 52,34 79,50 79,50

Lần 3 79,17 36,44 72,88 79,17 79,17

Trung bình 77,18 49,36 55,98 77,18 77,18

Kết quả đo được trình bày trong biểu đồ ở Hình 3.35, tương ứng với các mức khác

nhau về chịu tải của lớp kết cấu đường ô tô thông dụng.

Hình 3.35 Khả năng chịu tải đất thân đê hiện trường đo trên lớp thứ 2

Kết quả đo ở Hình 3.35 cho thấy rằng sau khi gia cố tro bay và xi măng ở nền lớp 2 thì

CBR đều tăng rõ rệt và tăng đến ở mức > 30% với mức này có thể coi đạt yêu cầu làm

lớp CPĐD loại 2 của nền đường theo TCVN 8858:2011 [66]. Vậy, nghiên cứu này đề

nghị bỏ lớp Subbase và lớp đất gia cố này thay được nhiệm vụ là lớp CPĐD của kết

cấu mặt đê và chỉ cần lớp cấp phối đá dăm gia cố tro bay và xi măng trên lớp đất đã

gia cố này.

Hơn nữa lớp đất ở O1 thì kết quả CBR đạt 77,18% là do lớp 1 ở dưới là lớp đất gia cố

xi măng 10% đã đạt được CBR cao do đó lớp này dễ đạt CBR cao hơn. Tấm số O2 do

lớp dưới là lớp đất là lớp đất 90% và tro bay 10% sau đó gia cố xi măng với tỷ lệ là

8%, lớp này đạt CBR 49,36% > 30% vẫn có thể dùng cho lớp CPĐD loại 2, kết quả

này giảm so với lớp đất DT15X10 là 36%. Còn các lớp ở các ô tiếp theo dùng lớp đất

cơ bản theo tỷ lệ gia cố hợp lý DT15X10 để có thêm các mẫu thử nghiệm cũng như

công trường thử nghiệm đo. Đối với các lớp này đều có CBR cao là 55,98% > 30% và

giảm so với lớp đất ở O1 là 28%. Lớp ở O3 thi công trên lớp đất gia cố là 10% tro bay

và 5% xi măng đều đạt yêu cầu về CBR, do đó trong trường hợp để đảm bảo cả kinh tế

thì lựa chọn gia cố có thể chỉ cần 5% xi măng.

3.2.2 Thực nghiệm hiện trường xác định hệ số thấm

Lớp đất thân đê vừa phải đảm bảo yêu cầu chịu tải và quan trọng nữa là ổn định thấm.

Sau khi thi công xong lớp đất thân đê phải đáp ứng yêu cầu thí nghiệm thấm trong

phòng và hiện trường để đảm bảo khả năng ổn định của thân đê khi chống lũ.

Thí nghiệm ở các ngày tuổi khác nhau 7; 14 và 28 ngày trong điều kiện dưỡng hộ tiêu

chuẩn. Ở hiện trường được thí nghiệm sau 28 ngày tuổi với các độ sâu thí nghiệm khác

nhau trong lớp đất gia cố.

3.2.2.1 Nguyên lý và phương pháp tiến hành

(1) Thấm trong phòng

Mẫu được chế bị và bảo dưỡng theo yêu cầu, đến khi đủ ngày tuổi thì tiến hành thực

hiện thí nghiệm thấm.

Phương pháp thí nghiệm là cột nước thay đổi (TCVN 8723:2012 [74]), theo đó hệ số

thấm được xác định theo công thức:

(3.1)

Trong đó: a là tiết diện ngang của ống đo áp, cm2; L là chiều cao (chiều dài đường thấm) của mẫu đất, cm; F là tiết diện ngang (tiết diện thấm) của mẫu đất, cm2; H1 là

chiều cao cột nước ban đầu trong ống đo áp, cm; H2 là chiều cao cột nước trong ống

đo áp sau thời gian thấm t, cm; t là thời gian thấm ứng với cột nước từ H1, hạ xuống

đến H2, s (giây);

/

101E-08

) s m c (

051E-08

m ấ h t ố s

ệ H

001E-08

Tuổi mẫu chế bị (ngày)

Hình 3.36 Tính thấm của vật liệu gia cố qua thí nghiệm thấm trong phòng

(2) Thấm hiện trường

Lựa chọn vị trí thí nghiệm đặc trưng cho các ô vật liệu đã thi công sau khi đủ ngày tuổi

thí nghiệm. Sử dụng phương pháp N.X. Netxterop (TCVN 8731:2012 [74]), hệ số

(3.2)

thấm được xác định theo công thức:

Trong đó: K là hệ số thấm của đất, cm/s; Qc là lưu lượng thấm ổn định, cm3/s; F là

diện tích tiết diện thấm, F = , cm2 (với D là đường kính trong của vòng chắn

nhỏ, cm); H0 là chiều cao cột nước thí nghiệm ở trong vòng chắn, luôn không đổi,

bằng 10cm; H là chiều sâu nước thấm vào đất sau khi kết thúc thí nghiệm, cm; Hk là áp

lực mao dẫn, tùy thuộc vào loại đất được xác định hệ số thấm, được lấy gần đúng theo

bảng A.4 Phụ lục A TCVN 8731:2012 [74], tính bằng centimet cột nước. Thực tế tiến

hành thí nghiệm, có vận dụng thêm phương pháp của Bindeman để đổi chứng.

3.2.2.2 Chuẩn bị vật liệu, máy móc và thiết bị thí nghiệm

- Chuẩn bị vật liệu: Nước sạch, đất sét.

Hình 3.37 Vật liệu đất sét Hình 3.38 Nước sạch

- Máy móc, thiết bị được chuẩn bị bao gồm: Máy cắt, máy phát điện, bộ dung cụ thí

nghiệm thấm, dụng cụ chứa nước.

Hình 3.39 Bộ đồ thí nghiệm thấm chuyên dụng Hình 3.40 Máy cắt tay

- Nhân lực: Thợ cắt bê tông, cán bộ kỹ thuật làm thí nghiệm.

3.2.2.3 Trình tự thực hiện thí nghiệm thấm

Thí nghiệm thấm được thực hiện theo trình tự sau:

- Cắt ô thí nghiệm thấm: Dùng máy cắt tay cắt ô hình vuông hoặc chữ nhật các chiều

D > 60cm; tiến hành đào hố thí nghiệm sâu 2/3 chiều dầy lớp đắp; lưu ý không dùng

máy xúc đào sẽ làm phá vỡ kết cấu của hỗn hợp gây ra thấm.

Hình 3.41 Cắt hố thí nghiệm thấm Hình 3.42 Hố thí nghiệm đo thấm

- Lắp đặt bộ dụng cụ thí nghiệm thấm theo quy trình thí nghiệm thấm TCVN 8723-

2012 [74]; tiến hành miết đất sét tại vòng tròn trong và vòng tròn ngoài sao cho

nước vòng trong và vòng ngoài cân bằng không có nước chảy qua hai vòng tròn.

Hình 3.43 Lắp đặt dụng cụ thí nghiệm thấm tại hiện trường Hình 3.44 Quan sát và ghi chép số liệu theo thời gian

3.2.2.4 Kết quả thí nghiệm hệ số thấm của lớp đất gia cố

Từ kết quả thí nghiệm của 05 mẫu trong phòng và 03 thí nghiệm hiện trường cho thấy:

- Vật liệu gia cố có tính thấm nhỏ, hệ số thấm trong phòng giảm dần theo thời gian,

từ 1,1.10-6cm/s đến ~10-8cm/s;

- Hệ số thấm hiện trường phụ thuộc vào độ sâu thí nghiệm và mức độ đồng nhất của

vật liệu gia cố, hệ số thấm trung bình là 1,605.10-6cm/s.

- Như vậy, tính thấm của hỗn hợp đất gia cố tương đương với loại đất sét.

3.2.3 Đánh giá tác động của hỗn hợp đất gia cố đối với môi trường

Hỗn hợp đất được lấy về phòng thí nghiệm, được ngâm và đun hồi lưu ở các nhiệt độ

khác nhau.

3.2.3.1 Mẫu NCH-01 là mẫu ngâm nước ở 40oC trong 7 ngày

Quy trình thí nghiệm với mẫu ngâm:

- 50g vật liệu nghiền mịn được đưa vào lọ ngâm dung tích 500ml;

- Cho vào lọ ngâm 500ml nước cất hai lần;

- Đóng chặt nắp và đưa vào tủ giữ nhiệt;

- Sau thời gian nghiên cứu, lọc mẫu nghiên cứu được để nguội tự nhiên và thu lấy

phần dung dịch, thu được dung dịch cần nghiên cứu;

Kết quả phân tích các chỉ tiêu của mẫu NCH-01 được trình bày trong Bảng 3.21.

Giá trị cho phép theo

Chỉ tiêu

Đơn

Kết quả

STT

Phương pháp thử

QCVN 40:2011/BTNMT

phân tích

vị

đo

[75] (Cột A - Bảng 1)

9,6

TCVN 6492:2011

6 đến 9

2* COD

TCVN 6491:1999 mg/l

25,9

3 As (Asen)

ISO 15586:2003 mg/l

0,0086

0,05

Hg (Thủy

0,005

TCVN 7877:2008 mg/l

< 0,0001

ngân)

Pb (Chì)

ISO 15586:2003 mg/l

0,002

0,1

Cd (Cadimi)

ISO 15586:2003 mg/l

< 0,0001

0,05

7* Ni (Niken)

ISO 15586:2003 mg/l

< 0,002

0,2

0,5

PPNB - 03

mg/l

< 0,01

(Mangan)

9* Cr (Crom)

TCVN 6222:2008 mg/l

< 0,001

0,05

Fe (Sắt)

PPNB - 02

mg/l

< 0,01

11 Zn (Kẽm)

TCVN 6193:1996 mg/l

< 0,01

12 Cu (Đồng)

TCVN 6193:1996 mg/l

0,265

13* Co (Coban)

ISO 15586:2003 mg/l

< 0,002

14* Se (Selen)

ISO 15586:2003 mg/l

< 0,002

(Các STT không đánh dấu (*) thuộc phép thử đã được công nhận đạt ISO/IEC 17025:2005 của PTN

Vilas 341)

Bảng 3.21 Kết quả phân tích các chỉ tiêu của mẫu NCH-01

3.2.3.2 Mẫu NCH-02 là mẫu đun hồi lưu ở 100oC trong 5 giờ

Quy trình thí nghiệm với mẫu đun hồi lưu:

- 50g vật liệu (sau khi nghiền mịn) được cho vào bình cầu dung tích 01 lít;

- Cho vào bình cầu 500ml nước cất hai lần;

- Đun hồi lưu ở 100oC trong 5 giờ;

- Để nguội tự nhiên, lọc loại bỏ phần rắn thu được dung dịch cần nghiên cứu;

Kết quả phân tích các chỉ tiêu của mẫu NCH-02 được trình bày trong Bảng 3.22.

Giá trị cho phép theo QCVN

Chỉ tiêu phân

Đơn

Kết quả

STT

Phương pháp thử

40:2011/BTNMT [75] (Cột A

tích

vị

đo

- Bảng 1)

6 đến 9

TCVN 6492:2011

10,2

2* COD

TCVN 6491:1999 mg/l

27,7

0,05

3 As (Asen)

ISO 15586:2003 mg/l < 0,0005

0,005

4 Hg (Thủy

TCVN 7877:2008 mg/l < 0,0001

0,1

ngân) Pb (Chì)

ISO 15586:2003 mg/l

0,003

0,05

Cd (Cadimi)

ISO 15586:2003 mg/l < 0,0001

0,2

7* Ni (Niken)

ISO 15586:2003 mg/l

0,01

0,5

8 Mn (Mangan)

PPNB - 03

mg/l

< 0,01

0,05

9* Cr (Crom)

TCVN 6222:2008 mg/l

< 0,001

Fe (Sắt)

PPNB - 02

mg/l

< 0,01

11 Zn (Kẽm)

TCVN 6193:1996 mg/l

< 0,01

12 Cu (Đồng)

TCVN 6193:1996 mg/l

0,053

13* Co (Coban)

ISO 15586:2003 mg/l

< 0,002

14* Se (Selen)

ISO 15586:2003 mg/l

< 0,002

(Các STT không đánh dấu (*) thuộc phép thử đã được công nhận đạt ISO/IEC 17025:2005 của PTN

Vilas 341)

Bảng 3.22 Kết quả phân tích các chỉ tiêu của mẫu NCH-02

Qua kết quả phân tích các chỉ tiêu hóa học của dung dịch nước sau khi ngâm và đun

hồi lưu của hai mẫu đất cho thấy hỗn hợp đất gia cố trong quá trình khai thác sử dụng

sẽ không làm ảnh hưởng đến môi trường.

3.2.4 Kết quả thực nghiệm hiện trường lớp cấp phối đá dăm gia cố tro bay và xi

măng

3.2.4.1 Chuẩn bị vật liệu và thiết bị xe máy, thiết bị thử nghiệm

Vật liệu được chuẩn bị gồm: Cấp phối đá dăm loại 1 Kinh Môn - Hải Dương; Tro bay

Đông Triều; Xi măng PCB40 Nghi Sơn; Nước;

100

- Cấp phối đá dăm loại 1 Kinh Môn - Hải Dương: được vận chuyển qua đường sông

và chuyển bằng ô tô về hiện trường, ủ ẩm trong vòng 14 ngày để đạt độ hút nước

bão hòa. Sau đó xác định thành phần hạt, độ ẩm tốt nhất để đều chỉnh độ ẩm trong

quá trình thi công.

- Tro bay Đông Triều: Được lấy từ nhà máy nhiệt điện Đông Triều và vận chuyển về

công trường bằng xe bồn, tập kết vào bãi vật liệu có che phủ bằng bạt, khối lượng

khoảng 5 tấn.

- Xi măng Nghi Sơn PCB40: Mua từ đại lý của xi măng Nghi Sơn và tập kết về bãi

vật liệu tại công trường.

- Nước thi công: Nước sạch đảm bảo 4 < pH < 12; nước không có nhiều hữu cơ.

Nước được vận chuyển về công trường thi công bằng xe có téc nước.

Máy thi công gồm: Máy xúc PC200: 01 chiếc; Máy trộn tự hành 0,7m3: 03 chiếc; Máy

lu rung 25 tấn: 01 máy; Máy bơm nước: 01 máy; Xe bồn chở nước: 01 xe; Ôtô tự hành

7 tấn: 01 xe; Máy thủy bình: 01 chiếc;

Thiết bị thí nghiệm: Máy thí nghiệm CBR: 01 bộ; Phễu rót cát: 01 chiếc; Cần

Benkeman: 01 bộ; Cân điện tử: 01 chiếc, Khuôn đúc CBR: 10 bộ, Máy thí nghiệm

CBR hiện trường. Bố trí đủ nhân lực để thi công, hỗ trợ công tác thí nghiệm và phụ

trách kỹ thuật để đảm bảo yêu cầu chất lượng.

3.2.4.2 Xác định các chỉ tiêu kỹ thuật đầu vào

Các chỉ tiêu đầu vào của vật liệu, nhân công máy móc. Các vật liệu đầu vào được đánh

giá các yêu cầu kỹ thuật thỏa mãn mới được sử dụng.

3.2.4.3 Chuẩn bị mặt bằng thi công

Vị trí thực nghiệm: Trên đê hữu sông Đuống, tỉnh Bắc Ninh đoạn từ

K30+880÷K30+895 thuộc thôn Đạo Tú, xã Song Hồ, huyện Thuận Thành, tỉnh Bắc

Ninh đã được thi công lớp đất gia cố. Đoạn đê thực nghiệm dài 15m với CPĐD gia

cố xi măng với tỷ lệ sau: 96% CPĐD và 4% chất kết dính (trong đó tro bay chiếm tỷ

lệ là 20% so với khối lượng chất kết dính), tỷ lệ này đã được chọn tối ưu trong phòng

thí nghiệm.

101

3.2.4.4 Công tác tổ chức thi công lớp cấp phối đá dăm loại 1 gia cố tro bay và xi

măng

Thời gian thực hiện: 27/07/2017.

Dùng máy xúc kết hợp máy trộn tự hành 0,7m3 và thủ công tiến hành trộn hỗn hợp cấp

phối đá dăm loại 1 gia cố tro bay và xi măng theo tỷ lệ tính toán của mỗi mẻ trộn (nhỏ

hơn 0,7 m3/lần trộn). Lượng cấp phối đá dăm và tro bay được cho vào theo tỷ lệ thể

tích được định trước tương ứng với các tỷ lệ chẵn 01 bao xi măng 50kg khi máy quay

tự hành trộn hỗn hợp cấp phối đá dăm loại 1, tro bay, xi măng đều (thời gian trộn từ

3÷4 phút/mẻ), tiến hành cho tập kết tại công trường thi công đến khi đủ khối lượng để

thi công lớp đã tính toán. Sau khi trộn đều, xác định nhanh độ ẩm ban đầu (W0 %) để

tính toán lượng nước cần bổ sung để đạt độ ẩm tốt nhất (Wtu %). Để đảm bảo thời gian

trộn cũng như trong phạm vi ninh kết của xi măng và theo quy trình thì đoạn nghiên

cứu được sử dụng 03 máy trộn chạy liên tục.

Hình 3.45 Trộn hỗn hợp bằng máy trộn tự hành 0,7m3 Hình 3.46 Trộn hỗn hợp tập kết vào vị trí thi công

San gạt đến cao độ tính toán, san gạt bằng máy xúc và thủ công (không dùng máy san

được do cự ly thi công ngắn).

102

Hình 3.47 Dùng máy xúc kết hợp thủ công san gạt tạo phẳng

Thời gian tập kết bắt đầu rải CPĐD gia cố tro bay và xi măng là 15 giờ 10 phút, số mẻ

trộn được rải là 50 mẻ trộn, thời gian kết thúc là 16 giờ 10 phút, tiến hành lu lèn lớp

CPĐD đã được san gạt phẳng. Nhiệt độ môi trường tại thời điểm rải thử nghiệm khá nóng

37oC. Hỗn hợp CPĐD gia cố đo được khối lượng thể tích là 2,43g/cm3, độ ẩm là 4%;

Máy lu rung 9÷25T, các mức rung khác nhau gồm có 03 mức rung.

Trình tự lu như sau:

- Lu tĩnh (chưa bật rung) 2 lượt/điểm; lu rung 22T (bật rung mức 2): 07 lượt/điểm;

sau số lần lu như vậy độ chặt đạt 0,99; và đạt yêu cầu quy định độ chặt theo quy

trình. Trong khi đó số lần lu theo hướng dẫn của TCVN 8858:2011 [66] là khoảng

18÷20 lượt lu. Như vậy lượt lu được điều chỉnh vẫn đảm bảo độ chặt theo yêu cầu

của tiêu chuẩn.

- Mẫu đánh giá chất lượng của lớp vật liệu thi công là CPĐD gia cố tro bay và xi

măng bao gồm có mẫu đúc tại hiện trường và mẫu khoan ở các ngày tuổi khác nhau.

Mẫu đúc được tiến hành trên mẫu cối Protor cải tiến chuẩn (152x117)mm; mẫu

khoan được sử dụng đường kính là 117mm; chiều cao mẫu là chiều dày của lớp

CPĐD đã rải. Modul đàn hồi được xác định bằng tấm ép cứng và đo hiện trường.

Những lưu ý trong quá trình thực nghiệm:

- Trong quá trình lu lèn tùy theo độ ẩm của vật liệu mà ta tiến hành bù ẩm bằng cách

tưới bằng ô doa cho đều, lượng nước bù ẩm được tính toán bằng hiệu độ ẩm tốt

103

nhất của cấp phối đá dăm với độ ẩm hỗn hợp vật liệu khi trộn lẫn cấp phối đá dăm,

tro bay, xi măng.

Hình 3.48 Bù ẩm cho hỗn hợp trong quá trình lu lèn

- Thời gian từ khi trộn đến khi lu lèn đạt độ chặt yêu cầu khống chế đạt nhỏ hơn 2h

(phụ thuộc vào thời gian ninh kết của xi măng).

- Khi thi công xong, trong thời gian từ ngày đầu tiên đến 07 ngày tiếp theo tiến hành

bảo dưỡng như sau: Tiến hành phủ bao tải đay, tưới nước 03 lần/ngày tùy thuộc

vào thời tiết (nếu nắng to có thể bổ sung thêm lần tưới, mưa thì bớt lần tưới).

Hình 3.49 Bảo dưỡng bằng phủ bao tải đay, tưới nước giữ ẩm

104

3.2.4.5 Kết quả thực nghiệm hiện trường

Thí nghiệm hiện trường để xác định độ chặt, và tính chất bề mặt để đảm bảo công lu

lèn của mặt đường đê. Thí nghiệm xác định khả năng chịu tải CBR của nền đất ở các

tuổi 14 ngày, 21 ngày, 28 ngày, làm cơ sở cho việc tính sức chịu tải của đất thân đê

trước và sau khi gia cố tro bay và xi măng. Ngoài việc đúc mẫu với các lớp thi công thì

sau khi thi công các lớp, tiến hành khoan mẫu hiện trường ở các tuổi khác nhau là cơ

sở quan trọng cho việc đánh giá trực tiếp khả năng chịu ứng suất của vật liệu làm

đường trên.

Đối với vật liệu liền khối sử dụng chất kết dính như CPĐD gia cố tro bay và xi măng

thì việc đánh giá chất lượng thường thông qua việc đo cường độ chịu nén, cường độ ép

chẻ và modul đàn hồi. Thí nghiệm cường độ cả mẫu đúc tại hiện trường và mẫu khoan

ở các ngày tuổi khác nhau để có đánh giá tổng quát chung. Hình 3.50 trình bày về kết

quả thí nghiệm nén của mẫu CPĐD gia cố tro bay và xi măng.

Hình 3.50 Quan hệ cường độ chịu nén của mẫu đúc và mẫu khoan theo thời gian

Cường độ chịu nén ở tuổi 14 ngày theo TCVN 8858:2011 [66] chỉ cần lớn hơn 4

MPa có thể làm móng cho đường cấp cao. Ở đây cả hai loại mẫu đều đạt ở trên mức

quy định tối thiểu, có thể chọn cường độ 7 ngày làm cơ sở cho quản lý chất lượng.

Cường độ 7 ngày tuổi của mẫu đúc đạt 61%, cường độ mẫu khoan 63%, cơ bản là

tương đương với tốc độ phát triển cường độ.

105

Hình 3.51 Quan hệ cường độ ép chẻ của mẫu đúc và mẫu khoan theo thời gian

Cường độ chịu ép chẻ ở tuổi 14 ngày theo TCVN 8858:2011 [66] chỉ cần lớn

hơn 0,45MPa có thể làm móng cho đường cấp cao. Ở đây cả hai loại mẫu đều đạt ở

trên mức quy định tối thiểu, có thể chọn cường độ 7 ngày làm cơ sở cho quản lý chất

lượng. Cường độ 7 ngày tuổi của mẫu đúc đạt 40%, cường độ mẫu khoan 50%, cơ bản

là tương đương với tốc độ phát triển cường độ chịu ép chẻ. Khi thời gian càng dài thì

cường độ chịu ép chẻ càng tăng.

Modul đàn hồi của lớp CPĐD gia cố xi măng và tro bay được đo bằng tấm ép cứng

hiện trường.

Hình 3.52 Quan hệ modul đàn hồi E theo thời gian

106

Modul đàn hồi không được đề cập đến giá trị trong TCVN 8858:2011 [66], do đó thực

tế cần đo được các chỉ tiêu hữu ích khi cần thiết tính toán kết cấu như modul đàn hồi là

giá trị cần đo. Có sự sai khác lớn giữa cường độ trong phòng thí nghiệm, và cường độ

hiện trường. Cũng nhiều nguyên nhân gây ra sự sai khác giữa phòng thí nghiệm và

hiện trường.

Với kết quả thực nghiệm hiện trường trên cơ sở các chỉ tiêu kỹ thuật, tác giả đề xuất

kết cấu áo mặt đường đê bao gồm các tầng, lớp đảm bảo yêu cầu chống lũ và kết hợp

giao thông được thể hiện trong Hình 3.53 dưới đây.

Hình 3.53 Kết cấu áo mặt đường đê đề xuất sau nghiên cứu

Chiều dày các tầng, lớp kết cấu áo đường phụ thuộc vào cấp đường thiết kế.

3.3 Kết luận chương 3

Trên cơ sở khoa học về nguyên lý cơ bản của cấp phối, hỗn hợp đất + tro bay + xi

măng được lựa chọn làm lớp nền thượng, hỗn hợp CPĐD + tro bay + xi măng được

chọn là lớp móng để cải thiện kết cấu mặt đường đê khi kết hợp giao thông.

Qua nghiên cứu từ thí nghiệm trong phòng đến thực nghiệm ngoài hiện trường, tác giả

đã xác định được tỷ lệ cấp phối tối ưu để gia cố và các chỉ tiêu kỹ thuật đạt được kết

quả là:

- Xác định được tỷ lệ (85% đất + 15% tro bay)+ 10% xi măng là tỷ lệ tốt nhất để gia

cố lớp đất thân đê đạt được yêu cầu khi kết hợp giao thông;

- Xác định được tỷ lệ 96% CPĐD + 4% CKD (80% là xi măng + 20% là tro bay) là

tỷ lệ tốt nhất để gia cố CPĐD làm móng mặt đê;

- Lớp đất gia cố (ĐHĐ + TB) + XM đạt K ≥ 0,98 với số lần đầm bằng 70% theo

TCVN 10379:2014 (là 20÷25 lần đầm);

107

- Cấp phối đá dăm gia cố CKD dễ đầm chặt, làm giảm số lần đầm lu lèn của hỗn hợp

cấp phối đá dăm;

- Cấp phối đá dăm gia cố 4% CKD đạt cường độ nén ở tuổi 7 ngày RnénCKD =

11,2MPa so với CPĐD gia cố 5% XM có RnénXM = 5,26MPa, có thể chọn làm căn

cứ thiết kế và quản lý thi công để cải thiện kết cấu mặt đê khi kết hợp giao thông;

- Đề xuất được kết cấu mặt đê mới đảm bảo chống lũ và kết hợp giao thông gồm các

tầng, lớp: lớp mặt bê tông xi măng M300; lớp móng CPĐD gia cố 4% CKD; lớp

(đất gia cố + tro bay) + xi măng.

108

CHƯƠNG 4 ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU CHO ĐÊ HỮU ĐUỐNG, TỈNH BẮC NINH

Trong chương này, tác giả áp dụng kết quả nghiên cứu và đề xuất ở chương 3 để nâng

cấp đê hữu Đuống, tỉnh Bắc Ninh vừa bảo đảm chống lũ, vừa kết hợp làm đường giao

thông. Đồng thời, tác giả cũng kiểm tra khả năng chống lũ (bảo đảm điều kiện ổn định

thấm, ổn định mái) và kiểm tra khả năng chịu tải trọng giao thông của đê. Kết quả tính

toán được so sánh với kết quả tính toán theo mặt cắt đường dựa trên yêu cầu của ngành

giao thông.

4.1 Giới thiệu đoạn đê hữu Đuống từ Km21+600÷Km31+500

Đê hữu Đuống đoạn từ Km21+600÷Km31+500 có cao trình mặt đê cao hơn từ

0,80÷1,00m so với mực nước thiết kế tại Thượng Cát (+12,80m); tại Bến Hồ

(+10,10m). Đỉnh đê có chiều rộng từ 5÷7m, được cứng hóa bằng bê tông, trải qua hơn

10 năm khai thác và sử dụng, nhiều đoạn đã bị nứt, gãy. Cấu tạo địa chất và các chỉ

tiêu cơ lý của từng lớp đất từ trên xuống dưới đến độ sâu 12,0m gồm 6 lớp [71] được

thể hiện trong mặt cắt đại diện Hình 4.1 và mô tả cụ thể trong Bảng 4.1:

Hình 4.1 Mặt cắt địa chất điển hình đê hữu Đuống đoạn từ Km21+600÷Km31+500 [71]

109

TT Tên lớp đất

Modul đàn hồi (MPa)

Dung trọng tự nhiên γtn (kN/m3)

Góc ma sát trong φ (o)

Hệ số thấm K (cm/s)

Dung trọng khô γk (kN/m3)

Hệ số poisson 

Dung trọng bão hòa γbh (kN/m3)

Lực dính đơn vị C (kN/m2)

Lớp 1

0,32

14,6

19,00

19,28

17,15

23,9

6,4.10-5

Lớp 3

0,28

13,0

17,00

18,18

14,32

18,8

7,1.10-5

Lớp 6

0,30

13,5

18,20

18,50

13,35

16,8

5,8.10-5

Lớp 8

0,32

11,5

17,00

17,99

12,3

3,7.10-5

8,00

Lớp 9

0,30

13,8

18,40

18,69

14,4

9,7

1,6.10-4

Lớp 10

430

0,25

22,5

23,4

23,8

35,0

6,4.10-3

Bảng 4.1 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống đoạn từ Km21+600÷Km31+500 [71]

4.2 Áp dụng kết quả nghiên cứu cho đê hữu Đuống, Bắc Ninh

Đối với đê hữu Đuống, tỉnh Bắc Ninh với nhiệm vụ chính là chống lũ, có thể kết hợp

làm đường giao thông để góp phần phát triển kinh tế - xã hội cho địa phương. Khi đê

đồng thời làm 2 nhiệm vụ này thì kết cấu mặt đường trên đỉnh đê được lựa chọn như

Hình 4.2 hoặc Hình 4.3. Kết cấu mặt đường trong Hình 4.2 là kết cấu mặt đường đề

xuất của tác giả có được từ kết quả nghiên cứu của chương 3. Kết cấu mặt đường Hình

4.3 là kết cấu mặt đường theo tiêu chuẩn ngành giao thông, cụ thể là Quyết định

3230/QĐ-BGTVT [46].

Hình 4.2 Kết cấu mặt đường đê đề xuất khi kết hợp giao thông

Trong đó:

- Lớp 1: Bê tông xi măng M300 có chiều dày 25cm, độ dốc về 2 phía 2%, cao độ mặt

đê 11,65m;

110

- Lớp 2: Lớp CPĐD loại 1 gia cố chất kết dính với tỷ lệ pha trộn 4%, chiều dày

18cm;

- Lớp 3: Lớp đất hiện trạng của thân đê được gia cố bằng 15% tro bay và 10% xi

măng, chiều dày 50cm;

- Lớp đất nền phía dưới lớp 3: các lớp đất hiện trạng của đê.

So sánh với kết cấu mặt đường truyền thống theo [46] gồm các lớp được thể hiện ở

Hình 4.3 và mô tả dưới đây.

Hình 4.3. Kết cấu mặt đường đê theo tiêu chuẩn ngành giao thông (truyền thống)

- Lớp 1: Bê tông M300 có chiều dày 30cm, độ dốc ngang về hai bên lề 2%;

- Lớp 2: Lớp đá dăm loại 1, chiều dày 15cm;

- Lớp 3: Lớp đá dăm loại 2, chiều dày 15cm;

- Lớp 4: Lớp đất tốt được đầm chặt K ≥ 0,98 và CBR ≥ 6, chiều dày 30cm;

- Lớp 5: Lớp đất được đầm chặt K ≥ 0,95 và CBR ≥ 4, chiều dày 50cm;

- Lớp đất nền phía dưới lớp 5: Là các lớp đất nguyện trạng của đê.

4.3 Kiểm toán lại sự phù hợp của kết cấu đề xuất theo quyết định 3230/QĐ- BGTVT

Theo quyết định số 3230/QĐ-BGTVT [46], các giá trị dùng để tính toán kiểm toán lại

sự phù hợp của kết cấu nền áo đường đề xuất gồm: Modul đàn hồi chung Et của nền

đất và của móng dưới bằng vật liệu hạt; độ cứng tương đối chung của cả kết cấu Rg;

ứng suất do tải trọng trục xe gây ra; ứng suất kéo uốn do gradient nhiệt độ gây ra; kiểm

toán các điều kiện giới hạn.

111

Các số liệu tính toán của bài toán kiểm toán bao gồm:

- Đường cấp III làm mới hai làn xe, lề cũng có kết cấu như phần xe chạy. Độ tin cậy

yêu cầu 85%, do đó hệ số độ tin cậy γ = 1,13;

- Tải trọng trục tiêu chuẩn: Ps= 100kN;

- Quy mô giao thông thiết kế thuộc cấp nặng: Ne = 20,10.106 lần/làn;

- Trên đường có xe nặng với tải trọng trục: Pmax = 180kN đi qua;

- Trị số gradient nhiệt độ lớn nhất: Tg = 86o C/m (khu vực miền Bắc);

- Dự kiến kết cấu và kích thước mặt đường:

+ Tầng mặt bằng BTXM thông thường dày 25cm có các chỉ tiêu như sau:

Cường độ kéo uốn thiết kế: fr = 5,00MPa;

Modul đàn hồi tính toán: Ec = 29,00GPa;

Hệ số Poisson: μc = 0,15;

Hệ số giãn nở nhiệt: αc = 11.10-6/oC;

Tấm BTXM dự kiến có kích thước: 5,0x3,5m;

+ Tầng móng chỉ 1 lớp bằng CPĐD gia cố 4% CKD dày 18 cm có các chỉ tiêu như

Cường độ kéo uốn thiết kế: fbr = 4MPa;

Modul đàn hồi: E = 715,00MPa;

Hệ số Poisson: μc = 0,20;

+ Lớp nền thượng bằng đất gia cố TB + XM dày 50cm có các chỉ tiêu như sau:

Modul đàn hồi: E = 247,33MPa;

Hệ số Poisson: μc = 0,35;

+ Nền đất có modul đàn hồi: Eo = 40Mpa;

Để kết cấu áo mặt đường đê đề xuất đảm bảo các điều kiện giới hạn cho phép. Tiến

hành kiểm toán sự phù hợp của kết cấu áo mặt đường đê đề xuất với trường hợp tính

toán như sau: Lớp móng CPĐD gia cố CKD là lớp móng trên, lớp nền thượng chính là

lớp móng dưới, nằm trên nền đất thân đê hiện trạng;

112

4.3.1 Tính toán modul đàn hồi chung Et của nền đất và của móng dưới bằng vật

liệu hạt

- Do chỉ có một lớp móng bằng đất gia cố tro bay và xi măng, n = 1. Ta có:

(4.1)

Trong đó: Ex: Modul đàn hồi tương đương của các lớp vật liệu hạt được tính theo (8-8)

[46]; Ei, hi: modul đàn hồi và chiều dày của lớp vật liệu hạt i; n: số lớp kết cấu bằng

vật liệu hạt;

- Hệ số hồi quy liên quan đến tổng chiều dày các lớp vật liệu hạt xác định theo (8-9)

[46]:

(4.2)

(m); (4.3) Trong đó: hx là tổng chiều dày các lớp vật liệu hạt:

- Modul đàn hồi tương đương của các lớp móng và nền đất kể từ đáy tấm BTXM trở

xuống, được xác định theo (8-7) [46]:

(MPa) (4.4)

Trong đó: Eo là modul đàn hồi chung đặc trưng cho cả phạm vi khu vực tác dụng của

nền đất;

4.3.2 Tính độ cứng tương đối chung của cả kết cấu Rg

- Độ cứng uốn cong tiết diện của tấm BTXM:

(MN.m) (4.5)

Trong đó: hc, Ec, µc lần lượt là chiều dày tầng mặt BTXM (m), modul đàn hồi (MPa)

và hệ số Poisson cua tầng mặt BTXM, lấy µc = 0,15;

113

- Độ cứng chịu uốn của tiết diện lớp móng trên có gia cố chất kết dính:

(MN.m) (4.6)

Trong đó: hb, Eb, µb lần lượt là chiều dày (m), modul đàn hồi (MPa) và hê số Poisson

của tầng móng gia cố, µb = 0,15;

- Tổng bán kính độ cứng tương đối của cả kết cấu:

(m) (4.7)

Trong đó: Et: xác định như (8-7) [46] với Ex vẫn tính theo (8-8) [46] nhưng không gồm

lớp móng trên mà chỉ gồm các lớp kể từ đáy lớp móng trên trở xuống (kể cả lớp bằng

vật liệu hạt có gia cố hoặc không gia cố);

4.3.3 Tính ứng suất do tải trọng trục xe gây ra

- Ứng suất kéo uốn tại vị trí giữa cạnh dọc tấm do tác dụng của tải trọng trục đơn

thiết kế trên tấm không có liên kết ở cả 4 cạnh:

(MPa) (4.8)

Trong đó: Dc: độ cứng uốn cong tiết diện của tấm BTXM (MN.m); Db: độ cứng chịu

uốn của tiết diện lớp móng trên có gia cố chất liên kết (MN.m); rg: tổng bán kính độ

cứng tương đối của cả kết cấu (m); hc: chiều dày tầng mặt BTXM (m); Ps: trọng lượng

tải trọng trục đơn thiết kế (kN), khi kiểm toán theo điều kiện (8-1) thì Ps = 100kN, còn

khi kiểm toán theo điều kiện (8-2) thì Ps = Pm xác định theo chỉ dẫn ở điều 8.2.7 [46];

- Ứng suất kéo uốn tại vị trí giữa cạnh dọc tấm do tác dụng của tải trọng trục đơn

nặng nhất thiết kế trên tấm không có liên kết ở cả 4 cạnh:

(MPa) (4.9)

114

Trong đó: σpm: chính là σps khi chịu Pm và được tính theo biểu thức (8-6) [46] trong đó

thay Ps = Pm và thay σps = σpm; (Pm: tải trọng trục đơn nặng nhất thiết kế);

- Ứng suất do tải trọng trục thiết kế Ps gây ra tại giữa cạnh dọc của lớp móng trên:

(MPa) (4.10)

- Theo (8-5) trong [46], ta tính được ứng suất kéo uốn gây mỏi do tải trọng xe chạy

tại vị trí giữa cạnh dọc tấm:

(4.11)

Trong đó: kr: hệ số triết giảm ứng suất do khả năng truyền tải tại khe nối, nếu tầng mặt

của kết cấu lề có chiều dày bằng với tầng mặt của phần xe chạy thì áp dụng: kr = 0,87,

nếu tầng mặt lề mỏng hơn thì áp dụng trị số kr = 0,92, nếu dùng kết cấu lề mềm (bê

tông nhựa hoặc lề đất) thì áp dụng: kr = 1,0; kf: hệ số mỏi xét đến số lần tác dụng tích

lũy của tải trọng gây mỏi trong thời hạn phục vụ thiết kế, kf được xác định theo chỉ dẫn

ở điều 8.3.3 [46]; kc: hệ số tổng hợp xét đến ảnh hưởng của tác dụng tác động và các

yếu tố sai khác giữa lý thuyết và thực tế chịu lực của tấm BTXM. Hệ số này được các

định tùy thuộc cấp hạng đường như dưới đây:

+ Đường cao tốc : kc = 1,15;

+ Đường cấp I, cấp II : kc = 1,10;

+ Đường cấp III : kc = 1,05;

+ Đường từ cấp IV trở xuống : kc = 1,00;

Với kết cấu áo mặt đường đê đề xuất, ta chọn được giá trị các hệ số như sau: kr = 0,87

(lề đất); ; kc = 1,05;

Ta được: (MPa)

- Ứng suất kéo uốn lớn nhất do tải trọng trục đơn nặng nhất Pm gây ra tại giữa cạnh

dọc của tấm khi tấm không có liên kết ở cả 4 cạnh:

( MPa) (4.12)

115

- Ứng suất kéo uốn gây mỏi do tải trọng xe chạy gây ra trong tầng móng bằng CPĐD

gia cố CKD:

(MPa) (4.13)

4.3.4 Tính ứng suất kéo uốn do gradient nhiệt độ gây ra

- Độ cứng tiếp xúc theo chiều dọc giữa tầng mặt và tầng móng:

(MPa/m) (4.14)

Trong đó: hb, Eb: chiều dày (m), modul đàn hồi (MPa) của tầng móng CPĐD gia cố; hc,

Ec: lần lượt là chiều dày (m), modul đàn hồi (MPa) của tầng mặt BTXM;

- Hệ số xét đến trạng thái tiếp xúc giữa các lớp:

(4.15)

- Hệ số liên quan đến kết cấu tấm hai lớp:

(4.16)

- Hệ số ứng suất uốn vồng do gradient nhiệt độ gây ra trong tấm BTXM mặt đường:

(4.17)

Với (4.18)

Trong đó: L: khoảng cách giữa các khe ngang, tức là chiều dài tấm BTXM mặt đường

(m); r: bán kính độ cứng tương đối của tấm BTXM (m), được xác định theo mục 4.5.2;

116

- Hệ số ứng suất nhiệt độ tổng hợp được xác định theo các biểu thức (8-18) [46]:

(4.19)

- Ứng suất kéo uốn lớn nhất do gradient nhiệt độ lớn nhất gây ra trong tấm BTXM

(tại giữa cạnh dọc tấm); σtmax được xác định theo biểu thức (8-17) [46]:

(MPa) (4.20)

- Tính hệ số mỏi nhiệt Kt:

(4.21)

Trong đó: at; bt; ct là các hệ số quy hồi được xác định như sau: at = 0,841; bt = 1,323; ct

= 0,058 hoặc at = 0,871; bt = 1,287; ct = 0,071. Tính với cả 2 trường hợp để chọn kt lớn

hơn để đưa vào tính toán.

- Tính ứng suất nhiệt gây mỏi:

(MPa) (4.22)

4.3.5 Kiểm toán các điều kiện tới hạn

Tuyến đường thiết kế thuộc cấp III nên lấy độ tin cậy γr = 1,13. Từ đó:

- Theo điều kiện (8-1) của [46]:

hay 1,13.(3,135 + 0,497) = 4,105MPa < 5,00MPa (4.23)

- Theo điều kiện (8-2) của [46]:

hay 1,13.(2,382 + 1,408) = 4,283MPa < 5,00MPa (4.24)

- Theo điều kiện (8-3) của [46]:

hay 1,13.0,063 = 0,071MPa < 4,00MPa (4.25)

Qua kết quả kiểm toán kết cấu áo mặt đường đê đề xuất với cho thấy kết cấu áo mặt

đường đê BTXM dự kiến gồm 3 lớp đã đề xuất đã thỏa mãn được các điều kiện giới

117

hạn cho phép. Do đó, kết cấu áo mặt đường đê đề xuất đảm bảo yêu cầu chống lũ và

kết hợp giao thông.

4.4 Phân tích ổn định của đê với kết cấu mặt đường đề xuất so với kết cấu mặt đường theo yêu cầu của ngành giao thông

4.4.1 Phân tích ổn định đê với kết cấu truyền thống

4.4.1.1 Ổn định thấm

Để phân tích ổn định về thấm cho đê, tác giả lựa chọn phương pháp mô hình số dựa

trên phần mềm Seep/W của hãng phần mềm địa kỹ thuật Canada (Geo-Studio, 2012).

Trình tự tính toán được thể hiện bằng sơ đồ khối như Hình 4.4.

Hình 4.4 Sơ đồ khối tính toán thấm bằng phần mềm SEEP/W

Trường hợp tính toán là đê làm việc trong trường hợp bất lợi nhất khi mực nước phía

sông là mực nước thiết kế MNLTK = +10,2m, hạ lưu không có nước; trên đỉnh đê vẫn

cho phép xe lưu thông bình thường với tải trọng trục lớn nhất Pmax = 18T.

118

Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp vật liệu làm kết cấu đường và địa chất đê hữu Đuống

tính toán thấm và ổn định trượt mái được trình bày trong Bảng 4.2 dưới đây.

Tên lớp đất

Hệ số thấm K (cm/s)

Dung trọng khô γk (kN/m3)

Dung trọng tự nhiên γtn (kN/m3)

Dung trọng bão hòa γbh (kN/m3)

Góc ma sát trong φ (o)

Lực dính đơn vị C (kN/m2)

BT M300

24,0

24,20

24,5

1,6.10-9

Đá dăm L1

20,50

21,60

21,70

46,00

3,0

6,5.10-3

Đá dăm L2

19,70

20,30

20,80

38,00

8,0

1,5.10-3

Đất đắp K98

16,50

17,97

18,01

26,30

33,1

7,9.10-5

Đất đắp K95

16,26

17,79

18,03

24,00

29,9

9,4.10-5

Lớp 1

14,6

19,00

19,28

17,15

23,9

6,4.10-5

Lớp 3

13,0

17,00

18,18

14,32

18,8

7,1.10-5

Lớp 6

13,5

18,20

18,50

13,35

16,8

5,8.10-5

Lớp 8

11,5

17,00

17,99

8,00

12,3

3,7.10-5

Lớp 9

13,8

18,40

18,69

14,4

9,7

1,6.10-4

Lớp 10

22,5

23,4

23,8

35,0

6,4.10-3

Bảng 4.2 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống và vật liệu kết cấu áo đường truyền thống tính toán thấm và ổn định trượt mái

Sơ đồ chia lưới phần tử như

Hình 4.5 (1002 phần tử) và kết quả phân tích ổn định thấm như Hình 4.6.

Hình 4.5 Chia lưới phần tử mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu truyền thống

119

Hình 4.6 Kết quả kiểm tra ổn định thấm mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu truyền thống

Kết quả tính toán cho thấy rằng gradient J=0,25  [Jk]=0,45; nền đê không bị xói ngầm

(với [Jk] là gradient cho phép không xói lấy theo TCVN 4253:2012 [76]).

4.4.1.2 Ổn định mái đê

Ổn định của mái đê được kiểm tra theo điều kiện hệ số ổn định của đập đất và các

sườn dốc trong quy định của TCVN 8216:2009 [77] như sau:

Trong đó: Kn là hệ số tin cậy, với công trình cấp III nên Kn = 1,15; nc là hệ số tổ hợp tải

trọng cơ bản nc = 1,00; nc = 0,90 là đối với tổ hợp tải trọng đặc biệt; m là hệ số điều

kiện làm việc, với các mái dốc nhân tạo thì m = 1,0;

Trị số [K] đối với tổ hợp tải trọng cơ bản là:

Kết quả tính toán ổn định cho thấy Kmin min > [K] =1,15 nên mái đê đảm bảo điều kiện

ổn định trượt mái.

Kết quả phân tích ổn định mái đê với mái đê phía đồng và phía sông được trình bày ở

Hình 4.7 và ở Hình 4.8. Kết quả tính toán cho thấy hệ số ổn định nhỏ nhất của mái đê

120

lần lượt là 1,650 và 2,703 đều lớn hơn hệ số ổn định cho phép [Kn] = 1,15. Do đó, với

kết cấu đê như trên thì mái đê đảm bảo điều kiện ổn định không trượt mái khi vừa

chống lũ vừa kết hợp làm đường giao thông.

Hình 4.7 Kết quả kiểm tra ổn định mái đê hạ lưu mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu truyền thống

Hình 4.8 Kết quả kiểm tra ổn định mái đê thượng lưu mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu truyền thống

4.4.1.3 Ổn định lún

Để phân tích lún của đê theo thời gian, tác giả sử dụng phần mềm Plaxis version 8.5.

Việc mô phỏng mô hình số này dựa trên nguyên lý tăng giảm  và C theo thời gian

của đất cố kết. Theo 3230/QĐ-BGTVT [46] thì chiều sâu lún của đê sau 30 năm không

được vượt quá 30cm.

121

Trường hợp tính toán tương tự như tính toán thấm và lún, đê làm việc trong trường

hợp bất lợi nhất khi mực nước phía sông là mực nước thiết kế MNLTK = +10,2m, hạ

lưu không có nước; trên đỉnh đê vẫn cho phép xe lưu thông bình thường với tải trọng

trục lớn nhất Pmax = 18T.

Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp vật liệu làm kết cấu đường và địa chất đê hữu Đuống

tính toán lún và ứng suất được trình bày trong Bảng 4.3 dưới đây.

Tên lớp đất

Modul đàn hồi (MPa)

Dung trọng tự nhiên γtn (kN/m3)

Dung trọng bão hòa γbh (kN/m3)

Góc ma sát trong φ (o)

Lực dính đơn vị C (kN/m2)

Hệ số thấm K (cm/s)

Hệ số poisson 

0,15

BT M300

29.000

24,20

24,5

1,6.10-9

0,24

Đá dăm L1

515

21,60

21,70

46,00

3,0

6,5.10-3

0,24

Đá dăm L2

415

20,30

20,80

38,00

8,0

1,5.10-3

0,32

Đất đắp K98

135

17,97

18,01

7,9.10-5

26,30

33,1

0,32

Đất đắp K95

128

17,79

18,03

9,4.10-5

24,00

29,9

0,32

Lớp 1

19,00

19,28

6,4.10-5

17,15

23,9

0,28

Lớp 3

17,00

18,18

7,1.10-5

14,32

18,8

0,30

Lớp 6

18,20

18,50

5,8.10-5

13,35

16,8

0,32

Lớp 8

17,00

17,99

3,7.10-5

8,00

12,3

0,30

Lớp 9

18,40

18,69

1,6.10-4

14,4

9,7

0,25

Lớp 10

430

23,4

23,8

6,4.10-3

35,0

Bảng 4.3 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống và vật liệu kết cấu áo đường truyền thống tính toán lún và ứng suất

Sơ đồ chia lưới phần tử trong mô phỏng tính toán đê sử dụng phần mềm Plaxis như

Hình 4.9.

Hình 4.9 Chia lưới phần tử mặt cắt đê theo kết cấu truyền thống

122

Kết quả tính toán lún của mặt cắt đê sau 30 năm cho thấy: Chiều hướng lún của thân

đê và nền đê là từ trên xuống dưới và từ thượng lưu sang hạ lưu. Các điểm có chuyển

vị lớn nhất là các điểm trên đỉnh đê với chuyển vị tổng thể lớn nhất là 2,219cm,

chuyển vị ngang lớn nhất là 1,197cm. Kết quả còn cho thấy phần lớn chuyển vị thuộc

về các lớp đất không gia cố của thân đê và nền đê hiện trạng, còn các lớp của kết cấu

mặt đường đê được gia cố có biến dạng lún khá nhỏ so với chuyển vị tổng thể. Các kết

quả tính toán lún đều cho giá trị sau 30 năm nhỏ hơn chiều sâu lún cho phép 30cm. Do

đó, đê đảm bảo điều kiện về ổn định lún.

(a) Chuyển vị tổng thể

(b) Chuyển vị ngang

Hình 4.10 Kết quả tính toán lún của đê sau 30 năm theo kết cấu truyền thống

123

Hình 4.11 Phân bố ứng suất trong đê theo kết cấu truyền thống

Về phân tích ứng suất trong thân đê cho thấy rằng: Ứng với tải trọng trục lớn nhất đến

18T di chuyển trên đê ở trạng thái bất lợi, trường hợp bất lợi nhất khi mặt cắt tính toán

có kết quả là σmax = 0,40MPa. Kết quả tính toán cho thấy ứng suất được phân bố đều

trên toàn mặt cắt thân đê nhờ các lớp đất gia cố và các lớp base phía dưới. Trong

trường hợp không có khe co giãn ở dọc tim đê trên tấm bê tông mặt đường thì sẽ xuất

hiện ứng suất kéo ở điểm tiếp giáp giữa lớp bê tông và lớp CPĐD loại 1. Do đó, lớp bê

tông có thể bị nứt khiến mặt đường nhanh chóng bị hỏng. Ngoài ra, vùng ứng suất kéo

cũng xuất hiện phía trên mặt đường ở vị trí giữa 2 bánh xe sẽ khiến bê tông ở vị trí này

bị nứt. Đây chính là nguyên nhân đê bị hư hỏng sau một thời gian đưa vào sử dụng. Vì

vậy, cần có một kết cấu nền phía dưới lớp bê tông có khả năng chịu lực tốt hơn để

giảm độ uốn cong khi chịu tải xe tải trọng lớn.

124

4.4.2 Phân tích ổn định đê với kết cấu đề xuất

4.4.2.1 Ổn định thấm

Trường hợp tính toán lấy như tính toán ổn định thấm và trượt mái của kết cấu đê truyền

thống. Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp vật liệu làm kết cấu đường và địa chất đê hữu

Đuống tính toán thấm và ổn định trượt mái được trình bày trong Bảng 4.4 dưới đây.

Tên lớp đất

Hệ số thấm K (cm/s)

Dung trọng khô γk (kN/m3)

Dung trọng tự nhiên γtn (kN/m3)

Dung trọng bão hòa γbh (kN/m3)

Góc ma sát trong φ (o)

Lực dính đơn vị C (kN/m2)

BT M300

24,0

24,20

24,5

1,6.10-9

CPĐD+CKD

22,5

22,66

22,73

56,0

5,0

1,5.10-5

DT15X10

18,53

19,94

22,38

46,0

35,0

1,605.10-6

Lớp 1

14,6

19,00

19,28

6,4.10-5

17,15

23,9

Lớp 3

13,0

17,00

18,18

7,1.10-5

14,32

18,8

Lớp 6

13,5

18,20

18,50

5,8.10-5

13,35

16,8

Lớp 8

11,5

17,00

17,99

3,7.10-5

8,00

12,3

Lớp 9

13,8

18,40

18,69

1,6.10-4

14,4

9,7

Lớp 10

22,5

23,4

23,8

6,4.10-3

35,0

Bảng 4.4 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống và vật liệu kết cấu áo đường đề xuất tính toán thấm và ổn định trượt mái

Sơ đồ mặt cắt đê đề xuất và chia lưới phần tử như Hình 4.12 (1002 phần tử) và kết quả

phân tích ổn định thấm như Hình 4.13.

Hình 4.12 Chia lưới phần tử mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu đề xuất

125

Hình 4.13 Kết quả kiểm tra ổn định thấm mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu đề xuất

Kết quả tính toán cho thấy rằng gradient J=0,35  [Jk]=0,45 nên nền đê không bị xói

ngầm (với [Jk] là gradient cho phép không xói lấy theo TCVN 4253:2012 [76]).

4.4.2.2 Ổn định mái đê

Kết quả phân tích ổn định mái đê với mái đê phía đồng và phía sông được trình bày ở

Hình 4.14 và ở Hình 4.15. Kết quả tính toán cho thấy hệ số ổn định nhỏ nhất của mái

đê lần lượt là 1,632 và 2,647 đều lớn hơn hệ số ổn định cho phép [Kn] = 1,15. Do đó,

với kết cấu đê như trên thì mái đê đảm bảo điều kiện ổn định không trượt mái khi vừa

chống lũ vừa kết hợp làm đường giao thông.

Hình 4.14 Kết quả kiểm tra ổn định mái đê hạ lưu mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống

theo kết cấu đề xuất

126

Hình 4.15 Kết quả kiểm tra ổn định mái đê thượng lưu mặt cắt K30+200 đê hữu Đuống theo kết cấu đề xuất

4.4.2.3 Ổn định lún

Trường hợp tính toán lấy như trường hợp tính toán ổn định lún và ứng suất của kết cấu

đê truyền thống. Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp vật liệu làm kết cấu đường và địa chất

đê hữu Đuống tính toán lún và ứng suất được trình bày trong Bảng 4.5 dưới đây.

Tên lớp đất

Modul đàn hồi (MPa)

Dung trọng tự nhiên γtn (kN/m3)

Dung trọng bão hòa γbh (kN/m3)

Góc ma sát trong φ (o)

Lực dính đơn vị C (kN/m2)

Hệ số thấm K (cm/s)

Hệ số poisson 

BT M300

29.000

0,15

24,20

24,5

1,6.10-9

CPĐD+CKD

715

0,20

22,66

22,73

56,0

5,0

1,5.10-5

DT15X10

247,33

0,35

19,94

22,38

46,0

35,0

1,605.10-6

Lớp 1

0,32

19,00

19,28

17,15

23,9

6,4.10-5

Lớp 3

0,28

17,00

18,18

14,32

18,8

7,1.10-5

Lớp 6

0,30

18,20

18,50

13,35

16,8

5,8.10-5

Lớp 8

0,32

17,00

17,99

8,00

12,3

3,7.10-5

Lớp 9

0,30

18,40

18,69

14,4

9,7

1,6.10-4

0,25

Lớp 10

430

23,4

23,8

35,0

6,4.10-3

Bảng 4.5 Bảng chỉ tiêu cơ lý địa chất đê hữu Đuống và vật liệu kết cấu áo đường đề xuất tính toán lún và ứng suất

Sơ đồ chia lưới phần tử trong mô phỏng tính toán đê sử dụng phần mềm Plaxis như

Hình 4.16.

127

Hình 4.16 Chia lưới phần tử mặt cắt đê theo kết cấu đề xuất

Kết quả tính toán lún của mặt cắt đê sau 30 năm cho thấy: Chiều hướng lún của thân

đê và nền đê là từ trên xuống dưới và từ thượng lưu sang hạ lưu. Các điểm có chuyển

vị lớn nhất là các điểm trên đỉnh đê với chuyển vị lớn nhất là 1,671cm, chuyển vị

ngang lớn nhất là 1,192cm. Kết quả còn cho thấy phần lớn chuyển vị thuộc về các lớp

đất không gia cố của thân đê và nền đê hiện trạng, còn các lớp của kết cấu mặt đường

đê được gia cố có biến dạng lún rất nhỏ so với chuyển vị tổng thể. Các kết quả tính

toán lún đều cho giá trị sau 30 năm nhỏ hơn chiều sâu lún cho phép 30cm. Do đó, đê

đảm bảo điều kiện về ổn định lún.

(a) Chuyển vị tổng thể

(b) Chuyển vị ngang

Hình 4.17 Kết quả tính toán lún của đê mới sau 30 năm theo kết cấu đề xuất

128

Hình 4.18 Phân bố ứng suất trong đê theo kết cấu đề xuất

Về phân tích ứng suất trong thân đê cho thấy rằng: Ứng với tải trọng trục lớn nhất đến

18T di chuyển trên đê ở trạng thái bất lợi, trường hợp bất lợi nhất khi mặt cắt tính toán

có kết quả là σmax = 0,44MPa. Kết quả tính toán cho thấy ứng xuất được phân bố đều

trên toàn mặt cắt thân đê nhờ các lớp đất gia cố và các lớp base phía dưới. Trong

trường hợp không có khe co giãn ở dọc tim đê trên tấm bê tông mặt đường thì sẽ xuất

hiện ứng suất kéo ở điểm tiếp giáp giữa lớp CPĐD. Do đó, lớp bê tông ít bị nứt khiến

mặt đường có khả năng chịu lực tốt hơn và bền hơn. Ngoài ra, vùng ứng suất kéo cũng

ít xuất hiện phía trên mặt đường ở vị trí giữa 2 bánh xe do lớp đất nền phía dưới có khả

năng chịu lực tốt (cứng hơn) sẽ khiến bê tông ở vị trí này ít bị uốn nên sẽ ít bị nứt hơn.

Chính vì vậy, kết cấu đê dạng này có khả năng chịu lực tốt hơn và sẽ bền hơn.

129

4.4.3 So sánh kết quả tính toán giữa hai loại mặt cắt đê

Các kết quả tính toán phân tích ổn định đê theo hai phương án được tổng hợp trong

Bảng 4.6 sau đây.

Bảng 4.6 Kết quả tính toán phân tích ổn định đê của hai phương án

Giá trị TT Kết quả tính toán Đơn vị Kết cấu truyền thống Kết cấu đề xuất

1 Gradient thấm lớn nhất 0,35 0,35

2,703 2,647 2 Kmim min mái thượng lưu

1,650 1,632 3 Kmim min mái hạ lưu

4 Biến dạng lún lớn nhất cm 2,219 1,671

5 Ứng suất kéo lớn nhất MPa 0,432 0,440

Qua bảng tổng hợp kết quả phân tích ổn định đê của hai phương án cho thấy, cả hai

loại kết cấu đê đều đảm bảo các điều kiện giới hạn cho phép, các kết quả tính toán cho

giá trị gần như tương đương nhau, riêng kết quả phân tích lún cho thấy đê làm theo kết

cấu đề xuất có biến dạng lún trong vòng 30 năm thấp hơn đáng kể so với đê làm theo

kết cấu truyền thống.

4.5 So sánh giá thành xây dựng giữa hai phương án

Để so sánh giá thành xây dựng giữa hai phương án, tiến hành tính toán khối lượng và

lập dự toán xây dựng công trình ứng với hai mặt cắt đê truyền thống (Hình 4.19) và

mặt cắt đê đề xuất (Hình 4.20) với chiều dài tuyến là 1km. Giá thành xây dựng cho

1km đê làm theo hai phương án được tổng hợp trong Bảng 4.7.

Hình 4.19 Mặt cắt đê xây dựng theo kết cấu truyền thống

130

Hình 4.20 Mặt cắt đê xây dựng theo kết cấu đề xuất

Bảng 4.7 Chi phí xây dựng cho 1km đê của hai phương án

TT Phương án Chi phí xây dựng (VNĐ)

1 Phương án truyền thống ngành giao thông 7.470.467.000

2 Phương án đề xuất 7.152.085.000

(Giá vật liệu xây dựng được lấy theo báo giá của tỉnh Bắc Ninh, chi tiết xem thêm tại

phụ lục tính toán của Luận án)

Kết quả tính toán giá thành xây dựng cho thấy chi phí xây dựng mặt đường đê theo kết

cấu đề xuất đạt được lợi ích về kinh tế tốt hơn so với kết cấu mặt đường truyền thống.

Kết hợp với các kết quả tính toán, kiểm toán kết cấu mặt đê giữa hai phương án, khẳng

định rằng phương án xây dựng mặt đường đê theo kết cấu đề xuất đạt được hiệu quả

cao hơn phương án xây dựng mặt đường đê theo kết cấu truyền thống.

4.6 Công tác tổ chức thi công lớp đất thân đê gia cố làm nền thượng trong kết cấu áo mặt đường đê

4.6.1 Công tác chuẩn bị

4.6.1.1 Chuẩn bị máy móc, thiết bị, nhân lực

- Máy thi công gồm: Máy xúc; máy trộn tự hành; máy lu rung; máy phay đất; máy

san; máy bơm nước; xe bồn chở nước; ô tô tự hành; máy thủy bình;

- Cọc tiêu, sơn, biển cảnh báo thi công;

131

- Thiết bị thí nghiệm trong quá trình thi công: Phễu rót cát; cân điện tử, cồn.

- Nhân công trực tiếp thi công: nhân công và công nhân lái máy;

- Cán bộ thí nghiệm hiện trường;

- Cán bộ kỹ thuật;

4.6.1.2 Chuẩn bị nguyên vật liệu thi công

Vật liệu gồm: Đất hữu Đuống; Tro bay Đông Triều (hoặc tương đương); Xi măng

Nghi Sơn PCB40 (hoặc tương đương); Nước;

Yêu cầu về các chỉ tiêu đầu vào của vật liệu và công tác bảo quản vật liệu được trình

bày trong mục 3.2.1.

4.6.1.3 Tính toán tỷ lệ hỗn hợp gia cố.

Qua kết quả nghiên cứu thực nghiệm hiện trường tỷ lệ gia cố tối ưu được chọn như

sau: Đất gia cố tro bay và xi măng theo tỷ lệ (85% Đất + 15% TB) + 10% XM;

Trộn hỗn hợp thí nghiệm: trộn hỗn hợp bao gồm có (đất + tro bay) + xi măng bằng

máy trộn tự hành. Lượng đất và tro bay được cho vào theo tỷ lệ theo thể tích được định

trước tương ứng với các tỷ lệ chẵn 01 bao xi măng 50kg. Trộn đều hỗn hợp trong thời

gian là 5÷7 phút, sau đó vận chuyển tới vị trí thi công và đổ theo đống để san gạt. Quá

trình trộn hỗn hợp gia cố chú ý độ ẩm của hỗn hợp gia cố để điều chỉnh độ ẩm thích

hợp cho hỗn hợp (đất + tro bay) + xi măng bằng cách bù thêm nước vào hỗn hợp.

4.6.2 Công tác tổ chức thi công lớp đất gia cố tro bay và xi măng

Thi công lớp nền thượng là đất gia cố dày 50cm được chia làm 2 lớp, lớp 1 dày 30cm,

lớp 2 dày 20cm.

Trình tự thi công

- Xác định vị trí tuyến thi công (lên ga, cắm cọc);

- Tiến hành đào bỏ lớp áo đường cũ đã hư hỏng (bóc bỏ phong hóa) và đào sâu tới

cao trình gia cố;

- Cày xới, lu lèn lại 30cm đất đạt độ chặt K ≥ 0,97 [77] tính từ cao trình gia cố trở xuống

để giảm thiểu tác động của tải trọng máy thi công đất gia cố đến thân đê phía dưới;

132

- Tiến hành dùng máy phay để phay nhỏ đất D < 5mm;

- Dùng máy xúc kết hợp máy trộn tự hành và thủ công tiến hành trộn hỗn hợp đất gia

cố xi măng tro bay theo tỷ lệ tính toán của mỗi mẻ trộn; khi máy quay tự hành trộn

hỗn hợp đất, tro bay, xi măng đều (thời gian trộn từ 5÷7 phút/mẻ), tiến hành cho tập

kết tại công trường thi công đến khi đủ khối lượng để thi công lớp đã tính toán.

- San gạt hỗn hợp đất gia cố đến cao độ tính toán, san gạt bằng máy san kết hợp thủ

công;

- Tiến hành lu lèn theo trình tự như sau:

+ Lu tĩnh 9T lu 3 lượt/điểm vận tốc lu 2÷3km/h, xác định độ chặt K, γk;

+ Lu rung 21T lu 6 lượt/ điểm vận tốc lu 2÷3km/h, xác định độ chặt K, γk;

- Thi công lớp 1 xong, sau 7 ngày tiến thành thi công lớp 2.

Những lưu ý trong quá trình thi công thực nghiệm:

- Trong quá trình lu lèn tùy theo độ ẩm của vật liệu mà ta tiến hành bù ấm bằng cách

tưới bằng ô doa cho đều, lượng nước bù ẩm được tính toán bằng hiệu độ ẩm tốt nhất

của đất với độ ẩm vật liệu khi trộn lẫn đất, tro bay, xi măng;

- Thời gian từ khi trộn đến khi lu lèn đạt độ chặt yêu cầu khống chế đạt nhỏ hơn 2h

(phụ thuộc vào thời gian ninh kết của xi măng);

- Khi thi công xong trong thời gian từ ngày đầu tiên đến 07 ngày tiếp theo tiến hành

bảo dưỡng như sau: Tiến hành phủ bao tải đay, tưới nước 03 lần/ngày tùy thuộc vào

thời tiết (nếu nắng to có thể bổ sung thêm lần tưới, mưa thì bớt lần tưới).

4.6.3 Nghiệm thu lớp đất gia cố

Khi thi công với chiều dài tuyến trên 1000m thì việc nghiệm thu lớp đất gia cố cần

tuân thủ theo TCVN 10379:2014 [72], cụ thể như sau:

- Cứ 1000m dài phần xe chạy 1 làn xe phải khoan 6 mẫu (3 mẫu để thử nén, 3 mẫu để

thử ép chẻ) không cùng trên một mặt cắt mà phân bố đều trên 1000m dài tuyến

đường để kiểm tra cường độ như quy định đồng thời để kiểm tra chiều dày và khối

lượng thể tích khô của mẫu. Nếu kết quả có lỗ khoan và mẫu không đạt yêu cầu quy

định thì lân cận vùng đó phải khoan thêm 2 mẫu nữa để kiểm tra cho chắc chắn. Sai

133

số cho phép về cường độ cục bộ là 5% nhỏ hơn so với yêu cầu ở Bảng 1 [72] (hoặc

yêu cầu quy định trong đồ án thiết kế nhưng trung bình trên 1000m dài đường

không được nhỏ hơn yêu cầu).

+ Sai số về độ chặt cục bộ là -1% nhưng trung bình trên 1000m dài không được

nhỏ hơn 1,0;

+ Sai số về bề dày là ± 5%;

- Đối với các yếu tố hình học khác của lớp đất gia cố, cứ 1000m dài đường kiểm tra

tối thiểu trên 5 mặt cắt ngang.

+ Sai số về cao độ bề mặt lớp kết cấu cho phép là -1,0cm đến + 0,5cm;

+ Sai số về bề rộng lớp kết cấu cho phép là ±10cm;

+ Sai số về độ dốc ngang cho phép là ± 0,5%;

+ Độ bằng phẳng bề mặt lớp kết cấu được kiểm tra bằng thước 3m, ở mỗi vị trí

đặt thước kiểm tra đối với từng làn xe theo cả chiều dọc và chiều ngang đường;

khe hở cho phép không quá 5mm.

4.7 Kết luận chương 4

Qua kiểm tra tính toán ổn định (thấm, trượt mái, lún, ứng suất, biến dạng) với kết cấu

đê đề xuất và kết cấu đê truyền thống cho đoạn đê hữu Đuống, tỉnh Bắc Ninh, tác giả

thấy rằng:

- Về ổn định thấm: Gradient thấm lớn nhất JĐX = 0,35 bằng với JTT = 0,35. Đều đảm

bảo an toàn về biến dạng thấm theo TCVN 4253:2012;

- Về ổn định trượt: Hệ số ổn định trượt mái thượng lưu của phương án đề xuất và

phương án truyền thống lần lượt là 2,647 và 2,703; hệ số ổn định trượt mái hạ lưu

lần lượt là 1,632 và 1,650. Các giá trị xấp xỉ nhau và đều đảm bảo điều kiện ổn định

trượt.

- Về ổn định lún: Biến dạng lún lớn nhất của phương án đề xuất sau 30 năm là

16,71cm, thấp hơn đáng kể so với biến dạng lún của phương án truyền thống là

22,19cm. Các giá trị biến dạng lún đều đảm bảo điều kiện lún theo Quyết định

3230/QĐ-BGTVT;

134

- Về ứng suất: Ứng suất kéo lớn nhất xuất hiện tại vị trí tiếp giáp giữa lớp mặt bê

tông và lớp CPĐD gia cố. Ứng suất kéo lớn nhất của phương án đề xuất và phương

án truyền thống lần lượt là 0,440MPa và 0,432MPa. Các kết quả đều đảm bảo kết

cấu ít bị nứt gãy trong quá trình làm việc;

Với kết cấu đê đề xuất, tác giả cũng đã kiểm toán theo Quyết định 3230/QĐ-BGTVT,

các kết quả tính về modul đàn hồi E, độ cứng Rg; các ứng suất kéo uốn lớn nhất; các

điều kiện giới hạn đều đảm bảo và đáp ứng yêu cầu kỹ thuật của ngành giao thông;

Chi phí và giá thành xây dựng của kết cấu đê đề xuất thấp hơn kết cấu đê truyền thống

318 triệu/1km;

Xây dựng được trình tự thi công của kết cấu mặt đê từ công tác chuẩn bị đến hoàn

thiện, đảm bảo các yêu cầu về kỹ thuật (vật liệu, trộn, đầm, thí nghiệm mẫu,...).

135

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

I. Kết quả đạt được của Luận án

Trên cơ sở các kết quả nghiên cứu đạt được, Luận án đưa ra một số kết luận sau:

- Đất thân đê là có khả năng chịu tải thay đổi từ CBR từ 4÷10% và không đều trên

toàn tuyến đê hữu Đuống. Nếu như không được cải thiện thì đất này khó có thể đầm

chặt được và đạt khả năng chịu tải theo yêu cầu, thường là > 30% đối với các lớp

đất nền thượng trong xây dựng công trình giao thông;

- Tỷ lệ thành phần đất gia cố được lựa chọn thích hợp là 15% tro bay Đông Triều và

85% đất khô, sau đó có 10% xi măng để kích hoạt khả năng làm việc của tro bay

trong hỗn hợp;

- Thực nghiệm hiện trường trên cơ sở tỷ lệ chọn trong phòng với các tỷ lệ xi măng

khác nhau từ 5÷10% đều cho thấy lớp đất thân đê gia cố cải thiện được khả năng

chịu tải, CBR tăng lên giá trị > 100% có thể dùng làm lớp CPĐD mặt đường. Thực

nghiệm đã đánh giá modul đàn hồi cùng như hệ số thấm của lớp đất được gia cố,

đều đạt yêu cầu cao so với mức khả năng chịu tải xe trên đường đê, cũng như khả

năng chống thấm (hệ số thấm cho lớp đất thân đê theo yêu cầu);

- Thực nghiệm hiện trường đưa ra cơ sở để chọn được công nghệ thi công hợp lý đối

với lớp đất khi có tro bay làm thành phần vi cốt liệu (hạt mịn trong đất) thi công lu

lèn chặt ít hơn so với tiêu chuẩn quy định TCVN 13079:2014;

- Phát triển cường độ chịu nén và ép chẻ của mẫu đất đúc tại hiện trường và mẫu đất

khoan cho thấy tương đồng và nên lấy cường độ 7 ngày để làm căn cứ thiết kế, thi

công các lớp tiếp theo;

- Thử nghiệm trong phòng lớp CPĐD gia cố tro bay và xi măng đã chọn ra tỷ lệ hợp

lý là tro bay chiếm 20% chất kết dính. Thử nghiệm hiện trường cũng đã đánh giá

công nghệ thi công hợp lý đối với lớp vật liệu CPĐD gia cố tro bay và xi măng,

đảm bảo thời gian kết thúc lu lèn tính từ khi trộn hỗn thời gian nhỏ hơn 120 phút;

- Cường độ và modul của lớp CPĐD gia cố xi măng đạt đều cao. Cường độ chịu nén

mẫu đúc hiện trường đạt từ 11,2÷18,34MPa, cường độ ép chẻ đạt từ 0,41÷1,02MPa

ở tuổi 7 ngày. Cường độ chịu nén mẫu khoan hiện trường từ 6,25÷10,02MPa có sự

tương đồng với mẫu đúc. Modul đàn hồi đạt từ 435÷715MPa đều thỏa mãn yêu cầu

đối với lớp Base cho mặt đường cấp cao.

136

II. Những điểm mới của Luận án

1. Xác định được cấp phối vật liệu hợp lý (đất thân đê hiện có + xi măng + tro bay)

cho lớp nền thượng và lớp (CPĐD + XM + TB) thuộc kết cấu mặt đê;

2. Đề xuất được kết cấu mặt đê đảm bảo yêu cầu chống lũ và kết hợp giao thông theo

tiêu chuẩn đường cấp III;

3. Xây dựng quy trình công nghệ thi công gia cố trong phạm vi lớp nền thượng của kết

cấu mặt đường;

III. Những tồn tại và kiến nghị những nghiên cứu tiếp theo từ kết quả luận án

1. Tồn tại

Việc thi công lớp đất gia cố tro bay và xi măng sử dụng các máy dùng cho công tác

làm đất và bê tông thông thường mà chưa có máy chuyên dụng;

Chiều dài đoạn thi công thực nghiệm còn ngắn do chi phí còn hạn chế.

2. Kiến nghị những nghiên cứu tiếp theo từ kết quả của luận án

Trong phạm vi luận án đang làm dạng bán thủ công có kết hợp máy móc, phần trộn

vẫn làm thủ công. Cần dùng thiết bị trộn, phay của nông nghiệp hoặc thiết bị tái chế có

độ phun bột của ngành giao thông vận tải để tạo điều kiện thi công nhanh, đồng đều.

Để triển khai đại trả trên các dự án đê sông ở các vùng đất yếu cần có dự án thử

nghiệm trên chiều dài > 1km đê;

Xây dựng quy trình hoặc Tiêu chuẩn Quốc gia về hướng dẫn thi công lớp đất thân đê

gia cố về giải pháp cải thiện độ ổn định của đê;

Soát xét một số tiêu chuẩn sử dụng gia cố TCVN 8858:2011; TCVN 10379:2014 để

phù hợp hơn với điều kiện thực tế của Việt Nam;

137

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ

1. Đặng Công Hưởng. “Nghiên cứu thực nghiệm gia cố đất thân đê hữu Đuống kết

hợp làm đường giao thông bằng vật liệu xi măng và tro bay”. Tạp chí KHKT Thủy

lợi và Môi trường. Số 58, trang 34-40, tháng 9/2017.

2. Đặng Công Hưởng. “Nghiên cứu sử dụng tro bay như một phần chất kết dính trong

móng cấp phối đá dăm gia cố xi măng làm kết cấu mặt đê kết hợp giao thông”. Tạp

chí cầu đường Việt Nam. Số 8, trang 26-30, tháng 8/2017.

3. Tu, P. Q, Tuan D. Q, Ha N. V and Huong D. C (2016). Reliability - based

Assessment of the Red River dike of Hanoi, Vietnam. International Conference on

Geology and Geo-resources (GAG) (P222-226), Hanoi, ESASGD 2016.

4. Đặng Công Hưởng. “Hư hỏng mặt đường giao thông trên đỉnh đê, nguyên nhân và

giải pháp khắc phục”. Người xây dựng Bắc Ninh. Số 01, trang 35-37, tháng 1/2014.

138

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Usace. “Design and construction of levees.” Engineering manual 1110-2-1913,

U.S. 2000.

[2] Kemp Katherine. The Mississippi Levee System and the Old River Control

Structure.

[3] Hitoshi Nakamura, Takaaki Kato, Yuto Shiozaki. Super levees along Akarawa river in Kyoto:eluavation from viewpoint of spatial planing in the low-lying area. International Conference on Flood Resilience, 2013.

[4] Đào Trọng Tứ và nnk. “Tổ chức quản lý lưu vực sông ở Việt Nam - Quyền lực và

thách thức”. Hà Nội, 2011.

[5] Trương Hữu Quýnh và nnk. Đại cương lịch sử Việt Nam. Hà Nội: Nhà xuất bản

Giáo dục, 1997.

[6] Phan Khánh. Sơ thảo lịch sử Thủy lợi Việt Nam. Hà Nội: Nhà xuất bản Khoa học

xã hội, 1981.

[7] 36phophuong.vn. “Lịch sử đê điều ở đồng bằng Sông Hồng.” Internet:

http://www.36phophuong.vn, 06/12/2017.

[8] Bùi Công Quang. “Quản lý lũ ở đồng bằng châu thổ sông Hồng.” 2006. [9] Trần Văn Tư, Đào Minh Đức, Trần Linh Lan. “Đặc điểm địa chất công trình nền đê sông Hồng khu vực Hà Nội và các tai biến địa chất liên quan.” Tạp chí các khoa học về trái đất, 17/08/2011.

[10] Thủ tướng Chính phủ. “Quyết định số 257/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ V/v phê duyệt Quy hoạch phòng, chống lũ và quy hoạch đê điều hệ thống sông Hồng, sông Thái Bình.” Việt Nam. 18/02/2016.

[11] Bộ NN&PTNT. “Quyết định số 3032/QĐ-BNN-TCTL Về việc quy định mực nước, lưu lượng lũ thiết kế cho các tuyến đê thuộc hệ thống sông Hồng, sông Thái Bình.” Việt Nam. 19/07/2016.

[12] Bộ trưởng Bộ Nông nghiệp và PTNT. “Quyết định số 4116/BNN-TCTL Về việc

hướng dẫn phân cấp đê.” Việt Nam. 13/12/2010.

[13] UBND tỉnh Bắc Ninh. “Báo cáo tóm tắt quy hoạch giao thông vận tải tỉnh Bắc

Ninh đến 2020, tầm nhìn 2030.” Việt Nam. 2011.

[14] Thủ tướng Chính phủ. “Quy hoạch chung đô thị Bắc Ninh đến 2030, tầm nhìn

2050.” Việt Nam. 2015.

[15] Chủ tịch UBND tỉnh Bắc Ninh. “Quy hoạch giao thông vận tải tỉnh Bắc Ninh

giai đoạn 2010 đến 2020, tầm nhìn 2030.” Việt Nam. 2011.

[16] Phủ Thủ tướng VNDCCH. “Thông tư số 68-TTg về việc Phối hợp công tác giữa

139

hai ngành giao thông và thủy lợi.” Việt Nam. 25/06/1962.

[17] V.M.Bezruk, A.X.Elenovits. Áo đường bằng gia cố đất. Nhà xuất bản Khoa học

kỹ thuật, 1981.

[18] Sở QHKT Hà Nội. “Hội thảo khoa học Quy hoạch cơ bản phát triển sông Hồng đoạn qua Hà Nội. Viện quy hoạch kiến trúc Hà Nội, Liên hiệp các hội khoa học kỹ thuật Việt Nam và hội Quy hoạch phát triển đô thị Việt Nam, Hà Nội, 2008. [19] TAW. Guide for the design of river dikes, volume 1 - upper river area. Center

for civil engineering research and codes. 1991.

[20] Oderker and M., Design concepts of multifunctional flood defence structures

(FloodProBE). Dura Vermeer Business Development BV, 2013, p. 60.

[21] Voorendt, M.. Examples of multifunctional flood defences. Delft University of

Technology, 2012.

[22] Stalenberg, B.. Design of floodproof urban riverfronts. 2010. [23] DTMR-Autralia. Manual of Road Drainage. 2015. [24] FloodSAFE-California. Urban Levee Design Criteria. Department of Water

Resources, State of California. 2012.

[25] FHMS-EPD. Dike design and Construction Guide, Best Management Practices for British Columbia. Flood Hazard Management Section, Environmental Protection Division. 2003.

[26] Usace. “River project Master Plan Mississippi and Illinois Rivers.” U.S. 2015. [27] Wei, H. and Z. ZHANG. Suggestions on the Design of Levee Project which Combined with Road Engineering. DEStech Transactions on Engineering and Technology Research, 2016.

[28] Lan Wang. Cementitious stabilization of soils in the presence of sulfate. May

2002.

[29] Shiells, D.P., I. Pelnik, Thomas W, and G.M. Filz, Deep mixing: an owner's

perspective, in Grouting and Ground Treatment. 2003, p. 489-500.

[30] Mitchell, J.K. and D.R. Freitag. Review and Evaluation of Soil-Cement Pavements. Transactions of the American Society of Civil Engineers, 1959, 126(1): p. 1123-1144.

[31] Law. “Improvement Techniques of Soft Ground in Subsiding and Lowland

Environment.” Nertherlans Public. 1989.

[32] Hisaa Aboshi, Y.M., Nashahiko Kuwabara. Present State of Sand Compaction

Pile in Japan. 1991.

[33] Coastal Development Institute of Technology (CDIT), The Deep Mixing Method,

Principle, Design and Construction. Japan, 2002.

140

[34] DOH and JICA, Manual for Design and Construction of Cement Column Method, in Final Draft. Japan - Thailand joint Study Project on Soft Clay Foundation. 1998.

[35] Nguyễn Quốc Đạt. “Nghiên cứu giải pháp ổn định thấm nền đê cho một số đoạn đê trọng điểm trên địa bàn tỉnh Hà Nam,” Luận án tiến sĩ, Viện Khoa học Thủy lợi, Hà Nội, 2013.

[36] Nguyễn Việt Hùng. “Nghiên cứu xác định các thông số chính khi sử dụng hệ cọc đất xi măng trong xây dựng nền đường đắp trên đất yếu ở Việt Nam,” Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Giao thông vận tải, 2015.

[37] Thái Hồng Sơn. “Lựa chọn hàm lượng xi măng và tỷ lệ nước - xi măng hợp lý cho gia cố đất yếu vùng ven biển đồng bằng sông Cửu Long,” Luận văn thạc sĩ, Trường Đại học Thủy lợi, 2015.

[38] Mai Anh Phương. “Nghiên cứu ứng xử của đất ở An Giang trộn xi măng bằng công nghệ trộn ướt và trộn sâu,” Luận văn thạc sĩ, Trường Đại học Thủy lợi, 2015.

[39] Uddin et al.. Engineering behavior of cement-treated Bangkok soft clay.

Geotechnical Engineering, 1997, pp. 89-119.

[40] Phạm Văn Huỳnh. “Một phương pháp tính toán trạng thái ứng suất biến dạng của nền đất yếu gia cố bằng cọc đất xi măng trong xây dựng công trình giao thông,” Luận án tiến sĩ, Trường đại học Giao thông vận tải, 2015.

[41] Dương Ngọc Hải, Nguyễn Xuân Trục. Thiết kế đường ô tô - Tập II. Hà Nội: Nhà

xuất bản Giao thông vận tải, 2007.

[42] 22 TCN 223-95. “Áo đường cứng ô tô - Các yêu cầu và chỉ dẫn thiết kế.” Việt

Nam. 2006.

[43] 22 TCN 211-06. “Áo đường mềm - Các yêu cầu và chỉ dẫn thiết kế.” Việt Nam.

2006.

[44] TCVN 4054:2005. “Đường ô tô - Yêu cầu thiết kế.” Việt Nam. 2005. [45] 22 TCN 332-06. “Quy trình thí nghiệm xác định chỉ số CBR của đất, đá dăm

trong phòng thí nghiệm.” Việt Nam. 2006.

[46] Bộ Giao thông vận tải. “Quyết định số 3230/QĐ-BGTVT Ban hành quy định tạm thời về thiết kế mặt đường bê tông xi măng thông thường có khe nối trong xây dựng công trình giao thông.” Việt Nam. 14/12/2012.

[47] Nguyễn Văn Tuấn. “Độ tin cậy của giải pháp xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm cho nhà máy xử lý khí Cà Mau,” Luận văn thạc sĩ kỹ thuật, Trường Đại học Thủy Lợi, 2015.

[48] Bộ Giao thông vận tải. “Quyết định 3095/QĐ-BGTVT của Bộ Giao thông Vận tải về việc ban hành Quy định tạm thời về các giải pháp kỹ thuật công nghệ đối với đoạn chuyển tiếp giữa đường và cầu (cống) trên đường ô tô.” Việt Nam. 07/10/2013.

141

[49] Phạm Thị Chọn. “Nghiên cứu ảnh hưởng của phụ gia hỗn hợp tro bay - CMC đến tính chất của bê tông,” Luận văn thạc sĩ, Trường đại học Khoa học tự nhiên, 2014.

[50] Bùi Lê Anh Tuấn. “Ứng dụng tro bay trong công nghiệp bê tông,” 2014. [51] Johansson, L., The effect of aggregate grading and mix proportions on the workability for concrete made with entirely crushed aggregate. Studies on Concrete Technology, Swedish Cement and Concrete Research Institute, 1979: p. 147-160.

[52] Goltermann, P., V. Johansen, and L. Palbøl, Packing of aggregates: an alternative tool to determine the optimal aggregate mix. ACI Materials Journal, 1997. 94(5): p. 435-443.

[53] AASHTO. AASHTO M 145 Standard Specification for Classification of Soils and

Soil-Aggregate Mixtures for Highway Construction Purposes. 1991.

[54] Đỗ Đức Tuấn. Độ tin cậy và tuổi bền của máy. Hà Nội: Nhà xuất bản Giao thông

vận tải, 2013.

[55] Lương Như Hải. “Nghiên cứu ứng dụng tro bay làm chất độn gia cường cho vật

liệu cao su và cao su Blend,” Luận án tiến sĩ, Viện Hóa học, 2015.

[56] TCVN 10302:2014. “Phụ gia hoạt tính tro bay dùng cho bê tông, vữa xây và xi

măng.” Việt Nam. 2014.

[57] ASTM C618. “Standard Specification for Coal Fly Ash and Raw or Calcined

Natural Pozzolan for Use in Concrete.” U.S. 2005.

[58] AASHTO PP59-09. “Coal Combustion Fly Ash for Embankments.” U.S. 2013. [59] Cho, Y., et al., Chemical changes in soil and soil solution after calcium silicate addition to a northern hardwood forest. Biogeochemistry, 2010. 100(1-3): p. 3- 20.

[60] TCVN 6016:1995. “Xi măng - Phương pháp thử - Xác định độ bền.” Việt Nam.

1995.

[61] TCVN 6260:2009. “Xi măng Pooc lăng hỗn hợp - Yêu cầu kỹ thuật.” Việt Nam.

2009.

[62] TCVN 4506:2012. “Nước cho bê tông và vữa - Yêu cầu kỹ thuật.” Việt Nam.

2012.

[63] TCVN 4197:2012. “Phương pháp xác định giới hạn dẻo và giới hạn chảy trong

phòng thí nghiệm.” Việt Nam. 2012.

[64] 22TCN 333-06. “Quy trình đầm nén đất, đá dăm trong phòng thí nghiệm.” Việt

Nam. 2006.

[65] TCVN 8862:2011. “Quy trình thí nghiệm xác định cường độ kéo khi ép chẻ của

vật liệu hạt liên kết bằng các chất kết dính.” Việt Nam. 2011.

142

[66] TCVN 8858:2011. “Móng cấp phối đá dăm và cấp phối thiên nhiên gia cố xi măng trong kết cấu áo đường ô tô - Thi công và nghiệm thu.” Việt Nam. 2011. [67] Bộ NN&PTNT. “QCVN 04-05:2012/BNNPTNT Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia công trình thủy lợi - Các quy định chủ yếu về thiết kế.” Việt Nam. 2012.

[68] TCVN 6882:2001. “Phụ gia khoáng cho xi măng.” Việt Nam. 2001. [69] TCVN 6260:1997. “Xi măng poóc lăng hỗn hợp - yêu cầu kĩ thuật.” Việt Nam.

1997.

[70] TCVN 9843:2013. “Xác định mô đun đàn hồi của vật liệu trên đá gia cố chất kết

dính vô cơ trong phòng thí nghiệm.” Việt Nam. 2013.

[71] Liên danh Trung tâm Tư vấn & CGCN Thủy lợi - Công ty cổ phần Long Mã - Công ty TNHH thương mại 2899. “Báo cáo khảo sát địa chất công trình, dự án Nâng cấp tuyến đê hữu Đuống, tỉnh Bắc Ninh.” Việt Nam. 2014.

[72] TCVN 10379:2014. “Gia cố đất bằng chất kết dính vô cơ, hóa chất hoặc gia cố tổng hợp, sử dụng trong xây dựng đường bộ - thi công và nghiệm thu.” Việt Nam. 2014.

[73] 22TCN 346:2006. “Quy trình thí nghiệm xác định độ chặt nền, móng đường bằng

phễu rót cát.” Việt Nam. 2006.

[74] TCVN 8723:2012. “Đất xây dựng công trình thủy lợi - Phương pháp xác định hệ

số thấm của đất.” Việt Nam. 2012.

[75] Bộ Tài nguyên và Môi trường. “QCVN 40:2011/BTNMT Quy chuẩn kỹ thuật

Quốc gia về nước thải công nghiệp.” Việt Nam. 2011.

[76] TCVN 4253:2012. “Công trình thủy lợi - nền các công trình thủy công - yêu cầu

thiết kế.” Việt Nam. 2012.

143

[77] TCVN 8216:2009. “Thiết kế đập đất đầm nén.” Việt Nam. 2009.

PHỤ LỤC

144

PHỤ LỤC 1: PHỤ LỤC HÌNH ẢNH THỰC NGHIỆM NGOÀI HIỆN TRƯỜNG

ĐÊ HỮU ĐUỐNG, TỈNH BẮC NINH

1.1 Công tác chuẩn bị mặt bằng thi công thực nghiệm

a) Tổ chức đắp đường tránh, đặt biển cảnh báo, khoanh dây phản quang bảo vệ khu

vực thi công thực nghiệm

b) Mặt đường bê tông tại c) Đào bỏ lớp bê tông mặt đường cũ hư

K30+880÷K30+930 bị nứt gãy hỏng và lớp cấp phối đá dăm gia cố

d) Máy đào đất tại thân đê cũ tận dụng để gia cố e) Hố móng sau khi đào đất đến cao trình yêu cầu

f) Đo CBR lớp đất thân đê hiện hữu sau khi đào đất đến cao trình yêu cầu g) Đo modul đàn hồi thân đê hiện hữu sau khi đào đất đến cao trình yêu cầu

h) Tro bay nhà máy nhiệt điện Đông Triều i) Xi măng Nghi Sơn PCB40 tại công trường thực nghiệm

Hình P1.1 Công tác tổ chức mặt bằng thi công thực nghiệm

1.2 Phương tiện máy móc, thiết bị phục vụ quá trình thi công thực nghiệm

a) Máy đào 0,8m3 b) Máy lu rung

f) Máy đo CBR controls model 70-T0108/E

c) Ô tô 7 tấn d) Máy trộn 0,7m3

e) Máy phay

g) Thiết bị đo CBR h) Cần Benkeman

i) Phễu rót cát j) Cối Proctor

k) Máy khoan mẫu l) Máy nén mẫu

m) Máy cắt n) Dụng cụ thí nghiệm thấm

Hình P1.2 Các máy móc, thiết bị chính phục vụ thi công thực nghiệm

1.3 Thi công thực nghiệm gia cố các lớp vật liệu

a) Máy phay làm nhỏ và tơi xốp đất đào thân đê b) Thí nghiệm xác định độ ẩm hiện trường bằng phương pháp đốt cồn

c) Trộn hỗn hợp gia cố gồm đất + tro bay + xi măng bằng máy trộn 0,7m3 d) San bằng và đầm lớp 1 đến độ chặt yêu cầu

e) Xác định độ chặt lớp 1 bằng phương pháp f) Công tác đúc lấy mẫu lớp 1

rót cát

g) Bảo dưỡng mẫu tại hiện trường h) Che bao tải đay, dưỡng ẩm bảo

dưỡng lớp đất gia cố lần 1

i) Công tác khoan lấy mẫu lớp 1 j) Đo modul đàn hồi lớp đất gia cố lần 1

ở tuổi 7 ngày

k) Xác định CBR hiện trường lớp đất gia cố l) Thí nghiệm nén mẫu

lần 1 ở tuổi 7 ngày

Hình P1.3 Thi công lớp đất thân đê gia cố lần 1

a) Thí nghiệm xác định độ ẩm hiện trường b) San gạt, tạo phẳng lớp đất gia cố thứ 2

bằng phương pháp đốt cồn

c) Đầm lớp 2 bằng máy đầm d) Xác định độ chặt lớp 2 bằng phương

pháp rót cát

e) Bảo dưỡng lớp đất gia cố lần 2 f) Đo modul đàn hồi lớp đất gia cố lần 2

bằng cần benkeman kết hợp tấm cứng

Hình P1.4 Thi công lớp đất thân đê gia cố lần 2

a) Cấp phối đá dăm loại 1 được tập kết tại công trường b) Lu lèn lớp cấp phối đá dăm gia cố tro bay và xi măng

Hình P1.5 Thi công lớp cấp phối đá dăm gia cố tro bay và xi măng

PHỤ LỤC 2: PHỤ LỤC TÍNH TOÁN GIÁ THÀNH XÂY DỰNG 1KM ĐÊ CỦA

PHƯƠNG ÁN TRUYỀN THỐNG VÀ PHƯƠNG ÁN ĐỀ XUẤT

- Chiều dài đoạn tính khối lượng:

1000m

- Phương án 1: Kết cấu áo đường theo QĐ số 3032/BGTVT + Chiều rộng mặt đường: + Chiều dày mặt BTXM M300: + Chiều dày lớp móng trên CPĐD loại 1 gia cố 5% XM: + Chiều dày lớp móng dưới CPĐD loại 2: + Chiều dày lớp nền thượng: + Đất đắp đầm chặt K>=0,98, CBR>=6 + Đất đắp đầm chặt K>=0,95, CBR>=4

7m 30cm 15cm 15cm 80cm 30cm 50cm

- Phương án 2: Kết cấu áo mặt đường đê đề xuất theo kết quả nghiên cứu 7m + Chiều rộng mặt đường: 25cm + Chiều dày mặt BTXM M300: 18cm + Chiều dày lớp móng CPĐD loại 1 gia cố 4% CKD: 30cm + Chiều dày lớp nền thượng đất gia cố TB và XM: 30cm + Đất đắp đầm chặt K>=0,98, CBR>=6

Các thông số thiết kế kết cấu mặt đường đê của hai phương án như sau:

Khối lượng đào đắp và xây lắp các hạng mục chính của hai phương án được thống kê

và ghi rõ trong Bảng P2.1.

Bảng P2.1 Bảng tổng hợp khối lượng xây dựng của hai phương án

Hạng mục

Đơn vị

PA1

PA2

Chênh lệch (PA2-PA1)

TT

Phần công tác đất

A

Bóc phong hóa dày 20 cm

1.310,00

1.150,00

-160,00

Phá dỡ BT đường cũ

1.500,00

0,00

1.680,00

0,00

Đào bỏ cấp phối đá dăm đổ thải 5 km bằng xe 7T

8.340,00

3.920,00

-4.420,00

Đất đào C3 thân đê bằng máy đào 0,8 m3 (tận dụng đắp mở rộng đê)

0,00

Đất đào C3 giật cấp thủ công (tận dụng đắp mở rộng đê)

4.090,00

-4.090,00

Đất đắp C3 đầm chặt độ chặt K>=0,95, CBR>=4 bằng máy đầm

2.280,00

-2.280,00

Đất đắp C3 đầm chặt độ chặt K>=0,98, CBR>=6 bằng máy đầm (đất mua)

3.800,00

Đắp hỗn hợp đất C3 trộn tro bay và xi măng đầm chặt độ chặt K>=0,98, CBR>=6 bằng máy đầm (tận dụng đất đào)

1.140,00

-1.140,00

Cấp phối đá dăm loại 2 độ chặt K>=0,98 bằng máy đầm

10 Cấp phối đá dăm loại 1 gia cố 5% xi măng

1.140,00

-1.140,00

1.270,80

Cấp phối đá dăm loại 1 gia cố 4% chất kết dính

12 Đất đắp K>= 0,95 đắp thủ công lề đường

1.830,00

690,00

-1.140,00

13 Trồng cỏ mái đê

2.990,00

22.150,00

19.160,00

Công tác xây lắp

B

Bê tông đường M300 đá 1x2

2.100,00

1.750,00

-350,00

2 Nilon tái sinh lót đáy đổ bê tông đường

7.000,00

0,00

37,70

78,54

40,84

Quét sơn chống gỉ 1 lớp thép truyền lực (khe dọc)

158,02

0,00

Quét nhựa đường 1 lớp thép khe giãn, khe co ngang

Cắt khe co mặt đường 1x4

1.316,00

0,00

Chèn matit khe dọc, co, giãn mặt đường

2.869,63

0,00

Chèn gỗ khe giãn mặt đường

0,27

0,23

-0,04

8 Ống nhựa u.PVC d30 đặt đầu thép chuyển vị

21,12

0,00

TT

Hạng mục

PA1

PA2

Chênh lệch (PA2-PA1)

Đơn vị

9 Mạt cưa tẩm nhựa đường chèn ống nhựa

0,01

0,00

10 Thép khe dọc, co, giãn đường

5.018,62

0,00

a Khe dọc

0,00

Thép gân 10 < d <=18 mm

887,81

0,00

b Khe co ngang

0,00

Thép tròn trơn d > 18 mm

3.622,16

0,00

c Khe giãn

0,00

Thép tròn trơn d > 18 mm

508,64

11 Ván khuôn thép mặt đường

929,40

774,50

-154,90

Với các khối lượng tính toán như Bảng P2.1, sử dụng phần mềm dự toán G8 2016 tính

toán với đơn giá vật liệu, máy móc và nhân công tại thời điểm tháng 10 năm 2017 của

tỉnh Bắc Ninh cho ta được giá trị xây dựng công trình của hai phương án.

Hạng mục

Chi phí xây dựng trước thuế

Thuế giá trị gia tăng

Chi phí xây dựng sau thuế

HẠNG MỤC PA1

6.791.334.016

679.133.402

7.470.467.418

TỔNG CỘNG

6.791.334.016

679.133.402

7.470.467.418

LÀM TRÒN

Bảng P2.2 Bảng tổng hợp chi phí xây dựng công trình phương án truyền thống

7.470.467.000

Hạng mục

Chi phí xây dựng trước thuế Thuế giá trị gia tăng

Chi phí xây dựng sau thuế

HẠNG MỤC PA2

6.501.895.081

650.189.508

7.152.084.589

TỔNG CỘNG

6.501.895.081

650.189.508

7.152.084.589

LÀM TRÒN

Bảng P2.3 Bảng tổng hợp chi phí xây dựng công trình phương án đề xuất

7.152.085.000

Các kết quả tính toán giá thành của hai phương án được tổng hợp trong Bảng 4.7 với

giá thành phương án đề xuất ít hơn phương án truyền thống là 318 triệu đồng/1km.