Luận văn Thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu ứng xử của nền đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp vải địa kỹ thuật dưới nền đường đắp cao tại huyện Cai Lậy, tỉnh Tiền Giang

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC KINH TẾ CÔNG NGHIỆP LONG AN

BÙI HỮU HIỆP

NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA NỀN ĐẤT YẾU ĐƯỢC GIA CỐ BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG KẾT HỢP VẢI ĐỊA KỸ THUẬT DƯỚI NỀN ĐƯỜNG ĐẮP CAO TẠI HUYỆN CAI LẬY - TỈNH TIỀN GIANG

RESEARCH ON THE BEHAVIOR OF SOFT

GROUND REINFORCED BY CEMENT SOIL

PILLARS COMBINED WITH GEOTEXTILE UNDER

HIGH FOUNDATION IN CAI LAY DISTRICT - TIEN

GIANG PROVINCE

LUẬN VĂN THẠC SĨ CHUYÊN NGÀNH: KỸ THUẬT XÂY DỰNG

LONG AN, NĂM 2020

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC KINH TẾ CÔNG NGHIỆP LONG AN

BÙI HỮU HIỆP

NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA NỀN ĐẤT YẾU ĐƯỢC GIA CỐ BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG KẾT HỢP VẢI ĐỊA KỸ THUẬT DƯỚI NỀN ĐƯỜNG ĐẮP CAO TẠI HUYỆN CAI LẬY - TỈNH TIỀN GIANG

RESEARCH ON THE BEHAVIOR OF SOFT

GROUND REINFORCED BY CEMENT SOIL

PILLARS COMBINED WITH GEOTEXTILE UNDER

HIGH FOUNDATION IN CAI LAY DISTRICT - TIEN

GIANG PROVINCE

LUẬN VĂN THẠC SĨ

CHUYÊN NGÀNH: KỸ THUẬT XÂY DỰNG

NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: TS. NGUYỄN NGỌC PHÚC

LONG AN, NĂM 2020

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan luận văn này là công trình nghiên cứu của riêng tôi. Các số

liệu, và kết quả trong luận văn là trung thực và chưa được công bố trong các tạp chí

khoa học và công trình nào khác.

Các thông tin số liệu trong luận văn này đều có nguồn gốc và được ghi chú rõ

ràng./.

Tác giả

Bùi Hữu Hiệp

LỜI CẢM ƠN

Trong quá trình học tập, nghiên cứu đề tài “Nghiên cứu ứng xử của nền đất

yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp vải địa kỹ thuật dưới nền đường đắp

cao tại huyện Cai Lậy, tỉnh Tiền Giang” tôi đã nhận được sự giúp đỡ, chỉ bảo nhiệt

tình của thầy, cô giáo Trường Đại học Kinh tế Công nghiệp Long An và các bạn

học viên Cao học để hoàn thành luận văn này.

Trước tiên, tôi xin bày tỏ lòng cảm ơn chân thành đến thầy Tiến sĩ Nguyễn

Ngọc Phúc, người thầy đã nhiệt tình hướng dẫn, tận tâm giúp đỡ tôi về các kiến

thức, tài liệu, phương pháp trong suốt quá trình thực hiện luận văn thạc sĩ này.

Tôi xin chân thành cảm ơn Ban giám hiệu, Phòng QLĐT-Tuyển sinh, Phòng

Sau đại học và Quan hệ quốc tế, quý thầy cô giáo đã tham gia quản lý, giảng dạy tại

trường Đại học Kinh tế và Công nghiệp Long An đã quan tâm và tạo điều kiện cho

tôi hoàn thành khóa học.

Sau cùng, tôi xin gửi lời tri ân đến gia đình, các bạn học viên Cao học Khóa 8

và tất cả những người thân, bạn bè, đồng nghiệp đã động viên, khích lệ và giúp đỡ

tôi trong suốt quá trình học tập và nghiên cứu.

Mặc dù đã có nhiều cố gắng trong suốt quá trình thực hiện đề tài, song có thể

còn có những mặt hạn chế, thiếu sót. Tác giả rất mong nhận được ý kiến đóng góp

và sự chỉ dẫn của các thầy cô giáo và các bạn đồng nghiệp.

Tác giả

Bùi Hữu Hiệp

iii

NỘI DUNG TÓM TẮT

Công trình trên nền đất yếu thường phải đối mặt với nhiều vấn đề như lún ổn

định, bù lún. Việc xử lý nền đất yếu nhằm mục đích làm tăng độ ổn định, giảm độ

lún nền đường; giảm độ lún lệch giữa nền đường và mố cầu; đảm bảo yêu cầu sử

dụng bình thường trong quá trình khai thác. Trong nhiều giải pháp xử lý nền đất yếu

phổ biến như: trụ đất xi măng; giếng cát hoặc bấc thấm kết hợp gia tải trước; bơm

hút chân không.v.v.. thì giải pháp xử lý nền đất yếu bằng trụ đất xi măng đã được

nghiên cứu ứng dụng nhiều do giải pháp xử lý nền này có thời gian thi công nhanh,

mặt bằng thi công nhỏ, thiết bị thi công đơn giản, tiết kiệm vật liệu san lấp ngày

càng khan hiếm ở địa phương.

Việc xây dựng công trình đắp trên nền đất yếu thường sử dụng phương pháp

đào bỏ thay thế đất nền hoặc xử lý gia cố nền đất yếu bằng nhiều giải pháp trong đó

có gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp với vải địa kỹ thuật.

Luận văn nghiên cứu giải pháp gia cố nền đất yếu để rút ngắn thời gian thi

công và hạn chế lượng tài nguyên đắp bù lún rất cần thiết. Thực hiện đề tài này còn

nhằm tìm ra giải pháp gia cố nền đất yếu nêu trên trong điều kiện địa chất tỉnh Tiền

Giang nói chung và của huyện Cai Lậy, tỉnh Tiền Giang nói riêng.

ABSTRACT

RESEARCH ON THE BEHAVIOR OF SOFT GROUND

REINFORCED BY CEMENT SOIL PILLARS COMBINED WITH

GEOTEXTILE UNDER HIGH FOUNDATION IN CAI LAY

DISTRICT - TIEN GIANG PROVINCE

Buildings on soft ground face problems such as stable settlement and soil compensation. Soil improvement aims at increasing the stability and reducing the settlement of the roadbed, reducing the settlement deviation between the roadbed and bridge abutment and ensuring the normal usage requirements. Among popular solutions for soil improvement such as: cement pillars, sand wells or absorbent wicks combined with preloading, vacuum pump, etc., the solution to treat soft ground with cement pillars has been studied and applied a lot because this ground treatment solution can shorten the construction time, apply for small construction sites, with simple construction equipment and save filling construction materials.

Structures on soft soil are built by excavation method to replace the ground or improve the ground by different solutions including reinforcement with cement pillars combining with geotextiles.

The thesis researches the solutions to reinforce soft soil in order to shorten construction time and limit the amount of filling materials for settlement compensation. This research also aims to find out the solutions in geological conditions of Tien Giang province in general and Cai Lay district, Tien Giang province in particular.

MỤC LỤC

DANH MỤC HÌNH, ĐỒ THỊ VÀ HÌNH VẼ .......................................................... viii

DANH MỤC BẢNG BIỂU .......................................................................................... xi

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ TỪ VIẾT TẮT ................................................... xii

PHẦN MỞ ĐẨU ............................................................................................................ 1

1. Sự cần thiết của đề tài ............................................................................................. 1

2. Mục đích nghiên cứu, ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài ............................. 2

3. Phương pháp nghiên cứu ........................................................................................ 2

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

5. Cấu trúc của luận văn.............................................................................................. 3

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ GIA CỐ ĐẤT YẾU BẰNG TRỤ ĐẤT

XIMĂNG .......................................................................................................... 4

1.1. Khái niệm ............................................................................................................ 4

1.1.1. Sơ lược về lịch sử phát triển của trụ đất xi măng ......................................... 4

1.1.2. Nguyên tắc gia cố đất nền bằng trụ đất xi măng .......................................... 7

1.1.3. Công nghệ thi công ....................................................................................... 8

1.2. Giải pháp gia cố đất yếu nền đường .................................................................. 11

1.2.1. Đặc điểm chung của nền đường ................................................................. 11

1.2.2. Giải pháp gia cố nền đất yếu ...................................................................... 12

1.3. Các dạng bố trí trụ đất xi măng ......................................................................... 13

1.4. Ứng dụng của trụ đất xi măng ........................................................................... 14

1.5 Nhận xét chương ................................................................................................. 15

CHƯƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ TÍNH TOÁN TRỤ ĐẤT XI MĂNG

TRONG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU .............................................................................. 16

2.1. Các quan điểm và cơ sở tính toán ...................................................................... 16

2.1.1. Hiệu ứng vòm trong đất .............................................................................. 17

2.1.2. Các thông số diễn tả sự phân bố ứng suất .................................................. 20

2.1.3. Các phương pháp giải tích tính hệ số SRR ................................................ 23

2.1.4. Đánh giá các phương pháp ......................................................................... 26

2.2. Sự lún giữa trụ và đất yếu trong nền đất gia cố trụ đất xi măng ........................ 27

2.2.1. Phương pháp tính toán theo quan điểm trụ đất xi măng làm việc như trụ

cứng ...................................................................................................................... 28

2.2.2. Phương pháp tính toán theo tiêu chuẩn gia cố trụ đất xi măng Việt

Nam...29

2.2.3. Phương pháp tính toán theo quan điểm hỗn hợp của viện kỹ thuật Châu

Á (AIT) ................................................................................................................. 34

2.2.4. Phương pháp tính toán theo tiêu chuẩn Châu Âu ....................................... 37

2.2.5. Phương pháp tính theo tiêu chuẩn Thượng Hải – Trung Quốc .................. 39

2.2.6. Phương pháp tính theo tiêu chuẩn Nhật Bản .............................................. 40

2.3. Nhận xét chương ................................................................................................ 41

CHƯƠNG 3. MÔ PHỎNG TÍNH TOÁN BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ

HỮU HẠN ........................................................................................................ 43

3.1. Giới thiệu phương pháp phần tử hữu hạn .......................................................... 43

3.1.1. Phương pháp vi phân .................................................................................. 43

3.1.2. Phương pháp tích phân ............................................................................... 43

3.1.3. Phương pháp phần tử rời rạc ...................................................................... 43

3.1.4. Trình tự phân tích bài toán theo phương pháp Phần tử hữu hạn ................ 44

3.2. Giới thiệu phần mềm Plaxis thường dùng để giải các bài toán địa kỹ thuật

hiện nay ..................................................................................................................... 45

3.3. Các mô hình đất nền trong Plaxis ...................................................................... 51

3.3.1. Mô hình Mohr-Coulomb ............................................................................ 51

3.3.2. Mô hình Hardening Soil ............................................................................. 55

3.4. Phân tích và tính toán đối với nền dưới công trình đắp cao .............................. 58

3.4.1. Điều kiện địa chất huyện Cai Lậy – tỉnh Tiền Giang ................................. 58

3.4.2. Cấu tạo địa chất .......................................................................................... 58

3.4.3. Mô hình tính toán trong Plaxis ................................................................... 61

3.4.4. Trường hợp nền đất chưa có giải pháp gia cố ............................................ 62

3.4.5. Trường hợp nền đất được gia cố bằng hệ trụ đất xi măng kết hợp với vải

địa kỹ thuật ........................................................................................................... 68

3.5. Nhận xét chương ................................................................................................ 79

PHẦN KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ........................................................................ 80

vii

1. Kết luận ................................................................................................................. 80

2. Kiến nghị ............................................................................................................... 80

TÀI LIỆU THAM KHẢO .......................................................................................... 81

viii

DANH MỤC HÌNH, ĐỒ THỊ VÀ HÌNH VẼ

Hình 1.1 Công nghệ thi công trụ đất xi măng ................................................................. 7

Hình 1.2 Máy trộn khô dưới sâu ..................................................................................... 9

Hình 1.3 Cánh trộn theo phương pháp trộn khô (SGF 2000) ......................................... 9

Hình 1.4 Thiết bị khoan ................................................................................................ 10

Hình 1.5 Cánh trộn theo phương pháp trộn ướt ............................................................ 11

Hình 1.6 Bố trí trụ trộn khô ........................................................................................... 13

Hình 1.7 Bố trí trụ trùng nhau theo khối ....................................................................... 13 Hình 1.8 Bố trí trụ trộn ướt trên cạn ............................................................................. 13

Hình 1.9 Bố trí trụ trên biển .......................................................................................... 14

Hình 1.10 Bố trí trùng nhau trộn ướt ............................................................................ 14

Hình 1.11 Các ứng dụng trộn sâu (Terashi, 1997) ...................................................... 14

Hình 2.1 Mô hình nền đất yếu được gia cố trụ đất xi măng ......................................... 18

Hình 2.2a Bản chất của hiệu ứng vòm .......................................................................... 19

Hình 2.2b Kết quả của hiệu ứng vòm ........................................................................... 19

Hình 2.3 Sự phân bố ứng suất trong nền được gia cố trụ đất xi măng ......................... 20

Hình 2.4 Mô hình hiệu quả vòm của Kempfert (2003) ................................................. 22

Hình 2.5 Biểu đồ thể hiện kết quả tính toán SRR của các phương pháp ...................... 26

Hình 2.6 Biểu đồ thể hiện các phương pháp có kết quả xấp xỉ nhau ........................... 26

Hình 2.7 Kết quả nghiên cứu về SRR của Naughton (2007) ........................................ 27

Hình 2.8 Lún giữa trụ và đất xung quanh ..................................................................... 27

Hình 2.9 Mô hình quy đổi nền tương đương ................................................................ 29

Hình 2.10 . Lực dọc trục của trụ trong vùng chủ động tăng sức kháng cắt và kháng uốn,

Trong vùng bị động trụ có thể bị nứt do chịu kéo ......................................................... 30

Hình 2.11 Tính lún nền gia cố khi tải trọng tác dụng chưa vượt quá sức chịu tải cho

phép của vật liệu trụ ...................................................................................................... 33

Hình 2.12 Sơ đồ bố trí trụ đất xi măng ......................................................................... 36

Hình 3.1 Các phương pháp giải gần đúng các phương trình vi phân và các chương

trình tính số tương ứng .................................................................................................. 44

Hình 3.2 Quan hệ cơ bản giữa ứng suất và biến dạng .................................................. 45

Hình 3.3 Lưới biến dạng của mô hình 3-D trong PLAXIS FOUNDATION ............... 47

Hình 3.4 Mô hình chia lưới phần tử và bố trí cột trong Plaxis FOUNDATION .......... 48

Hình 3.5 Mô hình bố trí các cột đất xi măng và mũ cột trong Plaxis FOUNDATION 48

Hình 3.6 Biểu đồ so sánh SRR cho 2 trường hợp có và không có mũ ......................... 49

Hình 3.7 Quan hệ giữa bề rộng mũ d và SRR ............................................................... 49

Hình 3.8 Ảnh hưởng của modul đàn hồi đất đắp đến SRR ........................................... 50

Hình 3.9 Ảnh hưởng của modul đàn hồi cột đến SRR .................................................. 50

Hình 3.10 Quan hệ cơ bản giữa ứng suất và biến dạng ................................................ 52

Hình 3.11 Xác dịnh Eref từ thí nghiệm 3 trục cố kết thoát nước ................................... 54

Hình 3.12 Xác định Eoed từ thí nghiệm nén cố kết ........................................................ 54

oed từ thí nghiệm nén cố ........................................................... 56

Hình 3.13 Xác định Eref

Hình 3.14 Mối quan hệ Hyperpolic giữa biến dạng và ứng suất dọc trọc trong thí

nghiệm nén ba trục thoát nước ...................................................................................... 57

Hình 3.15 Vùng đàn hồi của mô hình Hardening Soil trong không gian ứng suất

chính .............................................................................................................................. 58

Hình 3.16 Hình trụ hố khoan......................................................................................... 60

Hình 3.17 Mặt cắt ngang của nền đường đắp trên đất yếu ........................................... 61

Hình 3.18 Sơ đồ tính toán nền đất yếu chưa được gia cố ............................................. 62

Hình 3.19 Mô hình PTHH nền đất yếu chưa được gia cố ............................................. 62

Hình 3.20 Lưới phần tử hữu hạn ................................................................................... 66

Hình 3.21 Áp lực nước lỗ rỗng ban đầu ........................................................................ 66

Hình 3.22 Ứng suất hữu hiệu ban đầu trong nền đất .................................................... 67

Hình 3.23 Quá trình tính toán ....................................................................................... 67

Hình 3.24 Chuyển vị của nền đất yếu sau khi đắp lớp 3 ............................................... 68

Hình 3.25 Sơ đồ tính toán nền đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp vải

địa kỹ thuật .................................................................................................................... 68

Hình 3.26 Mô hình PTHH nền đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp với

vải địa kỹ thuật .............................................................................................................. 69

Hình 3.27 Mô hình PTHH nền đất yếu được gia cố - Phương án 1 .............................. 69

Hình 3.28 Mô hình PTHH nền đất yếu được gia cố - Phương án 2 .............................. 70

Hình 3.29 Mô hình PTHH nền đất yếu được gia cố - Phương án 3 .............................. 70

Hình 3.30 Lưới phần tử hữu hạn ................................................................................... 71

Hình 3.31 Áp lực nước lỗ rỗng ban đầu ........................................................................ 72

Hình 3.31 Ứng suất hữu hiệu ban đầu trong nền đất khi chưa sử dụng trụ đất xi

măng ............................................................................................................................. 72

Hình 3.33 Phase 1 - Thi công trụ đất xi măng .............................................................. 73

Hình 3.34 Phase 3 - Thi công nền đường lớp 1 ............................................................ 73

Hình 3.35 Phase 6 - Thi công nền đường lớp 2 ............................................................ 73

Hình 3.36 Phase 9 - Thi công nền đường lớp 3 ............................................................ 74

Hình 3.37 Phase 12 - Thi công nền đường lớp 4 .......................................................... 74

Hình 3.38 Phase 15 - Thi công nền đường lớp 5 .......................................................... 74

Hình 3.39 Phase 17 – Chất tải phân bố 20kN/m2 .......................................................... 75

Hình 3.40 Quá trình tính toán ....................................................................................... 75

Hình 3.41 Chuyển vị của nền đất yếu được gia cố sau 140 ngày ................................. 76

Hình 3.42 Chuyển vị theo phương ngang của nền đất yếu được gia cố ....................... 76

Hình 3.43 Chuyển vị theo phương đứng của nền đất yếu được gia cố ......................... 77

Hình 3.44 Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ...................................................................... 77

Hình 3.45 Sự phân bố ứng suất hữu hiệu trong nền đất yếu được gia cố ..................... 78

Hình 3.46 Sự phân bố ứng suất tổng trong nền đất yếu được gia cố ............................ 78

Hình 3.47 Hệ số ổn định của nền đất yếu được gia cố .................................................. 79

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 2.1 Bảng tổng hợp kết quả tính toán của các phương pháp ................................. 25

Bảng 3.1 Thông số và mô hình vật liệu ........................................................................ 47

Bảng 3.2 Đặc trưng chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất ........................................................ 59

Bảng 3.3 Thông số các lớp đất trong mô hình Plaxis ................................................... 63

Bảng 3.4 Thông số trụ đất xi măng trong mô hình Plaxis ............................................ 63

Bảng 3.5 Các giai đoạn tính toán .................................................................................. 65

Bảng 3.6 Các giai đoạn tính toán .................................................................................. 70

xii

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ TỪ VIẾT TẮT

Boundary Element Method BEM

Bê tông cốt thép BTCT

Discontinuos Deformation Analysis DDA

DEM Distinct Element Method

DJM Dry Jet Mixing

DMM Depp Mixing Method

ĐBSCL Đồng bằng sông Cửu Long

ĐKT Địa kỹ thuật

FDM Finite Difference Method

FEM Finite Element Method

MIP Mixed in Place

PTHH Phần tử hữu hạn

PWRI Public Works Research Institute

SRR Hệ số giảm ứng suất tác dụng lên đất yếu

TP. HCM Thành Phố Hồ Chí Minh

VĐKT Vải địa kỹ thuật

XM Xi măng

PHẦN MỞ ĐẦU

1. Sự cần thiết của đề tài

Cùng với sự phát triển của đất Nước, chúng ta xây dựng rất nhiều công trình

ngày càng cao hơn, sâu hơn, lớn hơn và nặng hơn. Song song đó là nhu cầu xây

dựng hệ thống đường giao thông nhằm phục vụ sự nghiệp phát triển kinh tế - xã hội,

ngày càng cấp thiết và đặc điểm cấu tạo địa chất vùng Đồng Bằng sông Cửu Long

(ĐBSCL) nói chung, huyện Cai Lậy tỉnh Tiền giang nói riêng, việc xây dựng công

trình đắp trên nền đất yếu là vấn đề thường xuyên gặp phải.

Thực tế, do điều kiện địa chất cũng như diện tích lãnh thổ bắt buộc chúng ta

phải xây dựng những công trình trên đất yếu, công trình lấn biển. Hàng loạt các

phương thức xây dựng nền móng, xử lý đất yếu mới được đưa vào Việt Nam trong

những thập niên vừa qua như: cọc Barrette, cọc nhồi đường kính lớn, gia tải kết hợp

với bấc thấm - vải địa kỹ thuật, hút chân không, cọc cát, trụ đất xi măng…Tuy

nhiên, việc xây dựng công trình trên nền đất yếu đã gặp không ít khó khăn trong

công tác xử lý đất yếu. Một số biện pháp xử lý đất yếu truyền thống chưa mang lại

hiệu quả như mong muốn, vẫn còn mặt hạn chế, chẳng hạn như:

- Giải pháp móng cọc dễ gây ra hiện tượng nền nhà sau thời gian sử dụng sẽ bị

vồng lên hay lõm xuống do đất nền cố kết;

- Giải pháp gia tải kết hợp giếng cát, bấc thấm, hạn chế về thời gian thi công,

hơn nữa trong thi công bấc thấm rất dễ gây gãy bấc thấm làm đất nền không cố kết

được.

- Giải pháp bơm hút chân không dễ gây ra hiện tượng nền đất yếu gần mặt đất

bị nứt nẻ, hơn nữa chi phí khá đắt.

Việc xử lý nền đất yếu nhằm mục đích làm tăng độ ổn định, giảm độ lún nền

đường; giảm độ lún lệch giữa nền đường và mố cầu; đảm bảo yêu cầu sử dụng bình

thường trong quá trình khai thác. Trong nhiều giải pháp xử lý nền đất yếu phổ biến

như: trụ đất xi măng; giếng cát hoặc bấc thấm kết hợp gia tải trước; bơm hút chân

không v.v... thì giải pháp xử lý nền đất yếu bằng trụ đất xi măng đã được nghiên

cứu ứng dụng nhiều do giải pháp xử lý nền này có thời gian thi công nhanh, mặt

bằng thi công nhỏ, thiết bị thi công đơn giản, tiết kiệm vật liệu san lấp ngày càng

khan hiếm ở địa phương.

Do đó việc nghiên cứu giải pháp gia cố nền đất yếu rút ngắn thời gian thi công

và hạn chế lượng tài nguyên đắp bù lún rất cần thiết. Thực hiện đề tài “Nghiên cứu

ứng xử của nền đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp vải địa kỹ

thuật dưới nền đường đắp cao tại huyện Cai Lậy, tỉnh Tiền Giang” để tìm ra

giải pháp gia cố nền đất yếu nêu trên trong điều kiện địa chất tỉnh Tiền Giang nói

chung và của huyện Cai Lậy, tỉnh Tiền Giang nói riêng là cần thiết và phù hợp với

điều kiện thực tế.

2. Mục đích nghiên cứu, ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài

Tìm ra quy luật phân bố ứng suất lên trụ và đất nền xung quanh trụ của hệ trụ

đất xi măng kết hợp với vải địa kỹ thuật trong gia cố nền đất yếu dưới công trình

nền đường đắp cao.

Phân tích hệ số tập trung ứng suất do hiệu ứng vòm trong nền đường đắp cao

được gia cố bằng trụ đất xi măng gây ra.

Nâng cao hiệu quả gia cố nền đất yếu bằng bằng trụ đất xi măng phù hợp với

các điều kiện địa chất cụ thể: Thiết kế hợp lý cho nền đường đất yếu được gia cố

bằng trụ đất xi măng kết hợp với vải địa kỹ thuật dưới công trình đắp cao trên địa

bàn huyện Cai Lậy, tỉnh Tiền Giang.

3. Phương pháp nghiên cứu

Nghiên cứu cơ sở lý thuyết về sự phân bố ứng suất, biến dạng trong nền đất

yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng và các lớp gia cường.

Dựa vào số liệu địa kỹ thuật, tải trọng, các cơ sở lý thuyết và các tài liệu tham

khảo có liên quan. Phân tích, đánh giá cụ thể cho trường hợp nhóm trụ đất xi măng

bị tác động bởi áp lực của nền đất đắp phía bên trên.

Mô phỏng bằng phần mềm Plaxis 3D cho nền đất yếu dưới nền đường được

gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp với vải địa kỹ thuật để kiểm tra ổn định và biến

dạng trong nền đất được gia cố bằng trụ đất xi măng.

4. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu của luận văn là sự phân bố ứng suất, biến dạng trong

nền đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp với vải địa kỹ thuật. Phân tích

tính toán đối với một số loại trụ đất xi măng có cùng đường kính nhưng thay đổi

chiều dài và lưới bố trí.

Giới hạn phạm vi nghiên cứu: Luận văn thực hiện nghiên cứu với đất thu thập

tại huyện Cai Lậy và giải pháp này dùng để gia cố đất yếu dưới nền đường tại huyện

Cai Lậy – tỉnh Tiền Giang.

5. Cấu trúc của luận văn

Nội dung luận văn gồm có phần mở đầu, 03 chương nội dung, phần kết luận

và kiến nghị, trình bày các vấn đề sau:

Phần mở đầu: Trình bày các vấn đề tổng quan về đề tài nghiên cứu giải pháp

trụ đất xi măng kết hợp với vải địa kỹ thuật gia cố nền đất yếu dưới nền đường tại

huyện Cai Lậy - tỉnh Tiền Giang như: Tính cấp thiết, mục tiêu, đối tượng và phương

pháp nghiên cứu.

Chương 1. Tổng quan về gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng: Trình bày

sơ lược về lịch sử phát triển của trụ đất xi măng, sự phân bố ứng suất nền đất được

gia cố trụ đất xi măng, độ lún ổn định của bản thân khối gia cố, các giải pháp gia cố

đất yếu dưới nền đường.

Chương 2. Cơ sở lý thuyết tính toán: Giới thiệu các phương pháp tính toán

của các tác giả trong và ngoài nước: Phương pháp tính “Sự phân bố ứng suất và lún

giữa trụ và đất yếu trong nền đất” được gia cố bằng trụ đất xi măng.

Chương 3. Mô phỏng bằng phương pháp phần tử hữu hạn: Mô hình tính

toán có mặt cắt ngang nền đất yếu dưới nền đường tại huyện Cai Lậy - tỉnh Tiền

Giang. Sử dụng phần mềm Plaxis để kiểm tra ổn định và biến dạng trong nền đất

yếu được gia cố bằng hệ trụ đất xi măng.

Phần kết luận và kiến nghị: Học viên trình bày các kết quả và kiến nghị của

nghiên cứu.

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ GIA CỐ ĐẤT YẾU BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG

1.1 Khái niệm

Đất trộn xi măng là kỹ thuật gia cố xử lý nền đất yếu bằng cách trộn cơ học

đất tại chỗ với xi măng để hình thành một loại vật liệu mới. Xi măng đất hay

soilcrete có các đặc trưng cơ - lý - hóa tốt hơn đất tại chỗ hay đất tự nhiên trước khi

trộn với xi măng. Các đặc trưng cơ lý cơ bản của soilcrete như cường độ (qu) và mô

đun đàn hồi cát tuyến hay độ cứng (E50) cao hơn đất tự nhiên từ 5 – 1000 lần biến

dạng lúc phá hoại (Ɛf) nhỏ, và hệ số thấm (Ks) thấp hơn đất tự nhiên từ 10-104 lần

(Trần Nguyễn Việt Hùng 2106, Kitazume & Terashi 2013, FHWA 2013,

EuroSoftStab 2002). Vì vậy, trụ đất trộn xi măng có thể được ứng dụng để tăng sức

chịu tải của đất nền, giảm biến dạng lún và chuyển vị ngang, và ngăn thầm hay rò rỉ

của các chất lỏng trong đất có nguy cơ gây ô nhiễm mực nước ngẩm. [14]

1.1.1 Sơ lược về lịch sử phát triển của trụ đất xi măng

Theo 22TCN 262:2000 và TCXD 245:2000, đất yếu là đất ở trạng thái tự

nhiên, độ ẩm của chúng gần bằng hoặc cao hơn giới hạn chảy, hệ số rỗng lớn, lực

dính C theo cắt quả cắt nhanh không thoát nước từ 0,15 daN/cm2 trở xuống, góc nội

ma sát từ 0o đến 10o hoặc lực dính từ kết quả cắt hiện trường Cu  0,35 daN/cm2.

Nói chung đất sét yếu là loại đất có sức chịu tải thấp và tính nén lún cao. Phần

lớn các nước trên thế giới định nghĩa đất yếu theo sức kháng cắt không thoát nước,

Su và trị số xuyên tiêu chuẩn, N như sau:

+ Đất rất yếu: Su  12,5 kPa hoặc N  2.

+ Đất yếu: Su  25 kPa hoặc N  4.

Ngoại trừ lớp trên bề mặt có bề dày khoảng 0,5 đến 3,0m đã được cải tạo, thổ

nhưỡng hay thổ cư hóa v.v…[2] [4] [5]

Trụ đất xi măng là kỹ thuật sử dụng xi măng làm chất kết dính, có hoặc không

có chất phụ gia trộn với đất tại chỗ theo chiều sâu (chiều sâu xử lý  3m) để tạo ra

vật liệu đất xi măng (hay soicrete) có các tính chất kỹ thuật được cải thiện đáng kể

so với đất nguyên dạng.

Đất trộn xi măng được nghiên cứu lần đầu ở Mỹ trong những năm 1950 bởi

công ty Intrusion-Preakt với công nghệ trộn tại chỗ (MIP-Mixed in Place)

(Broomhead and Jasperce 1999). Công nghệ này lại được ngiên cứu, phát triển mạnh

mẽ ở Nhật Bản và Bắc Âu vào giữa những năm 1970 (Terzashi 1997, Bruce 2011).

Cho đến cuối những năm 1980, công nghệ trộn sâu (DMM-Depp Mixing Method)

chủ yếu chỉ mới được phát triển và ứng dụng ở Nhật Bản và các nước Bắc Âu. Đến

những năm 1990, DMM trở nên phổ biến và lan rộng khắp các nước Châu Âu, Châu

Á và Mỹ. [19]

Cuối năm 1970 đến đầu năm 1980, viện nghiên cứu các công trình công cộng

(PWRI-Public Works Research Institute) thuộc Bộ Xây dựng Nhật Bản bắt đầu phát

triển thành công công nghệ DJM (Dry Jet Mixing) sử dụng bột xi măng hoặc bột vôi

làm chất kết dính để gia cố nền (Public Works Research Center 2004 nguồn từ

Kitazume & Terzashi 2013), Theo thống kê của Kitazume & Terzashi (2013) từ năm

1977 đến năm 2010, lượng đất gia cố xi măng ở Nhật bằng phương pháp trộn ướt

khoảng 72,3 triệu m3 và phương pháp trộn khô khoảng 32,1 triệu m3, cho các dự án

ngoài biển, cửa biển và cửa sông lớn với khoảng 300 dự án. Hiện nay hàng năm thi

công khoảng 2 triệu m3. [16]

Năm 1967 ở Bắc Âu, công nghệ SCM bắt đầu nghiên cứu lần đầu tiên, các

nghiên cứu trong phòng và ngoài hiện trường được tiến hành nhằm phát triển công

nghệ mới trong việc gia cố đất sét yếu bằng vôi sống (Topolnicki 2004). Năm 1975,

công nghệ đất trộn vôi (Lime Column Method) được ứng dụng thực tế để gia cường

hố đào và ổn định đường đắp cao cho một số công trình ở gần Stockholm, Thụy

Điển.

Năm 1990, Phần Lan phát triển thiết bị trộn mới có thể tạo được trụ đất trộn

vôi hay xi măng đạt độ sâu hơn 20m với đường kính 0,8m (Bruce 2011) và được

ứng dụng phổ biến để gia cố nền.

Năm 1987, từ kết quả nghiên cứu của Cục đường Bộ và đường Sắt quốc gia

Pháp tài trợ cho công ty Bachy (Pháp) ứng dụng và phát triển quy trình Colmix,

trong đó việc thi công trộn và đầm chặt đất xi măng được thực hiện bằng cách đảo

ngược chiều của máy khoan trong khi rút lên.

Năm 1970 đến 1978 tại Trung Quốc, thiết bị trộn sâu đất trộn xi măng được

ứng dụng xử lý đất nền các khu công nghiệp ở Thượng Hải (Bruce 2011, Nguyễn

Viết Trung và Vũ Minh Tuấn 2010) [7]

Năm 1996, lần đầu tiên tại Mỹ công ty Stabilator-USA inc, New York đã sử

dụng cọc đất - vôi - xi măng trong thực tiễn.

Tại Việt Nam, công nghệ đất trộn xi măng được nghiên cứu lần đầu tiên dưới

sự hỗ trợ của Viện Địa kỹ thuật Thụy Điển (SGI) từ những năm 1980. Đề tài kết

thúc năm 1986 và thiết bị được chuyển giao cho Tổng Công ty Xây dựng và Phát

triển hạ tầng LICOGI (Nguyễn Viết Trung và Vũ Minh Tuấn 2010)

Năm 2000, SCM được áp dụng gia cố nền đất yếu cho công trình cảng Ba

Ngòi (Khánh Hòa) và xử lý nền móng bể xăng dầu có đường kính 21m, cao 9m

(dung tích 3000m3/bể) của công trình Tổng kho xăng dầu Cần Thơ bằng trụ đất xi

măng. Trong đó dự án cảng Ba Ngòi đã xử lý bởi 4000m trụ đất xi măng có đường

kính 0,6m, bằng phương pháp trộn khô (Nguyễn Viết Trung và Vũ Minh Tuấn

2010).

Năm 2004, Viện Khoa học Thủy lợi đã tiếp nhận chuyển giao công nghệ

khoan phụt cao áp (Jet-grouting) từ Nhật Bản (Nguyễn Viết Trung và Vũ Minh Tuấn

2010). Trụ đất xi măng được ứng dụng để gia cố bồn chứa xăng dầu ở Hải Phòng

bằng công nghệ trộn sâu - khô với chiều sâu xử lý khoảng 20m. Công nghệ này cũng

được các nhà thầu Nhật Bản ứng dụng thi công sửa chữa khuyết tật các cọc khoan

nhồi dự án cầu Thanh Trì ở Hà Nội.

Tại Tp. Hồ Chí Minh, trụ đất - xi măng đã được sử dụng trong dự án Đại lộ

Đông Tây, Building Saigon Times Square. [14]

Năm 2006, tiêu chuẩn TCXDVN 385:2006 – “Phương pháp gia cố nền đất yếu

bằng trụ đất xi măng” được Bộ Xây dựng biên soạn và ban hành. Đến năm 2012,

tiêu chuẩn TCVN 9403:2012 – “Gia cố đất nền yếu – phương pháp trụ đất xi măng”

chuyển đổi từ TCXDVN 385:2006 được Bộ Khoa học và Công nghệ ban hành.

TCVN 9403:2012 quy định những yêu cầu Kỹ thuật về khảo sát, thí nghiệm, thiết

kế, thi công và thí nghiệm trụ đất xi măng dùng để xử lý gia cố nền đất yếu trong

xây dựng và ổn định mái dốc. [1]

1.1.2 Nguyên tắc gia cố đất nền bằng trụ đất xi măng

Vấn đề tên gọi là “Trụ”, “Cột” hay là “Trụ” thì hiện nay có hai trường phái.

Theo trường phái thứ nhất ở Châu Á (học viện kỹ thuật châu Á A.I.T) thì tên gọi là

“trụ” xi măng đất. Theo trường phái thứ hai gồm các nước Mỹ, Nhật, Châu Âu… thì

gọi là “Trụ” đất xi măng.

Trụ đất xi măng được gia cố là hỗn hợp giữa đất nguyên trạng nơi gia cố với

hỗn hợp xi măng được phun xuống thông qua thiết bị khoan phun. Cột gia cố tạo

thành bởi hỗn hợp đất tại chỗ và chất kết dính (thông thường là vôi và xi măng). Mũi

trộn được đưa xuống đất bằng cách khoan xoay, khi tới độ sâu thiết kế, mũi trộn đảo

chiều ngược lại và đồng thời rút dần lên. Trong quá trình dịch chuyển lên, hỗn hợp

chất gia cố (xi măng) được phun vào nền đất bằng áp lực khí nén (đối với hỗn hợp

khô) hoặc bằng bơm vữa (đối với hỗn hợp ướt) ở đầu mũi trộn, tới cao độ đầu cột thì

dừng lại.

Hình 1.1 Công nghệ thi công trụ đất xi măng

Việc hình thành cường độ xảy ra thông qua quá trình ninh kết của hỗn hợp đất

xi măng. Khi xi măng được trộn với đất, xi măng phản ứng với nước tạo ra Canxi

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

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

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

liên kết các thành phần hạt trong đất gia cố hình thành lên khoáng chất nền bền

vững, cứng. Ximăng + H2O → Keo CSH + Ca(OH)2.

1.1.3 Công nghệ thi công

Hiện nay phổ biến hai công nghệ thi công trụ đất-ximăng là: Công nghệ trộn

khô (Dry Jet Mixing) và Công nghệ trộn ướt (Wet Mixing hay còn gọi là Jet-

grouting).

Trong phương pháp trộn khô, không khí dùng để dẫn xi măng bột vào đất (độ

ẩm của đất cần phải không nhỏ hơn 20%). Trong phương pháp trộn ướt, vữa xi măng

là chất kết dính. Trộn khô chủ yếu dùng cải thiện tính chất của đất dính, trong khi

phun ướt thường dùng trong đất rời.

Công nghệ thi công trộn khô (DJM)

Phương pháp trộn khô đã được ứng dụng từ giữa thập niên 70 của thế kỷ

trước, bắt đầu ở Thụy Điển, Phần Lan. Trong thập kỷ 80 và 90, việc ứng dụng

phương pháp này đã tăng với một tốc độ lớn trong cả các nước Bắc Âu và Nhật Bản.

Ở Nhật Bản, công nghệ trộn khô đã được Viện nghiên cứu kỹ thuật xây dựng

của Bộ Xây dựng Nhật Bản phát triển và ứng dụng vào năm 1980. Đến nay đã có

2.500 dự án đã được hoàn thành với tổng số thể tích ximăng đất được sản xuất vượt

quá 15 triệu m3.

Công nghệ này sử dụng cần khoan có gắn các cánh cắt đất để trộn hỗn hợp khô

như ximăng, chúng cắt đất sau đó trộn đất với ximăng bơm theo trục khoan.

Việc hoạt động của các cần khoan làm cho ximăng trộn lẫn với đất. Theo từng

loại đất mà hàm lượng ximăng có thể được điều chỉnh cho thích hợp. DJM sử dụng

hệ thống giám sát tự động chất lượng cao mà cung cấp các số liệu chính xác và liên

tục về chiều sâu trộn đất, độ sâu đóng trụ và tốc độ rút cần cũng như tốc độ xoay của

cần khoan.

* Ưu điểm của công nghệ trộn khô:

- Sử dụng thiết bị thi công đơn giản;

- DJM không cần nước trong quá trình tạo vữa dung dịch. Hoạt động không có

nước sẽ làm công trường sạch sẽ, giảm thiểu khối lượng phá hoại công trường;

- Công nghệ này còn sử dụng một hệ thống khép kín để vận chuyển và bơm

ximăng vào đất. Do đó chỉ có một lượng nhỏ được thải ra không khí. Quá trình hoạt

động an toàn và tạo ra ít rung động cũng như tiếng ồn;

- Máy trộn được sử dụng có tính cơ động cao và có thể dẽ dàng di chuyển đến

vị trí trộn đất tiếp theo trên công trường. Hệ thống ống dẫn vật liệu tự động nên tiết

kiệm nhân công.

- Hàm lượng ximăng sử dụng ít hơn công nghệ trộn ướt;

- Quy trình kiểm soát chất lượng đơn giản hơn công nghệ trộn ướt.

* Nhược điểm của công nghệ trộn khô:

- Do cắt đất bằng các cánh cắt nên gặp hạn chế trong đất có lẫn rác, đất sét,

cuội đá hoặc khi cần xuyên qua các lớp đất cứng;

- Không thi công được nếu xử lý ngập trong nước;

- Chiều sâu xử lý khoản 15÷20m. [6]

Hình 1.2 Máy trộn khô dưới sâu

Hình 1.3 Cánh trộn theo phương pháp trộn khô (SGF 2000)

Công nghệ trộn ướt Jet Grouting

Công nghệ Jet Grouting (Khoan phụt vữa cao áp–KPVCA) được phát minh ở

Nhật Bản năm 1970. Sau đó các công ty của Ý, Đức đã mua lại phát minh trên và

đến nay nhiều công ty xử lý nền móng hàng đầu thế giới như Công ty Layne

Christensen (Mỹ), Bauer (Đức), Keller đều có sử dụng công nghệ này. Đến nay công

nghệ này đã được thừa nhận rộng khắp, được kiểm nghiệm và đưa vào tiêu chuẩn ở

các nước phát triển trên thế giới.

Khoan phụt vữa cao áp là quá trình bêtông hóa đất. Nhờ có tia nước và tia vữa

phun ra với áp suất cao (200÷400 atm), vận tốc lớn ≥100m/s, các phần tử đất xung

quanh lỗ khoan bị xói tơi ra và hòa trộn với vữa phụt đông cứng tạo thành một khối

đồng nhất “ximăng-đất”. [14] [12]

* Ưu điểm của công nghệ khoan phụt vữa cao áp.

- Phạm vi áp dụng rộng, thích hợp cho mọi loại đất từ bùn sét đến sỏi cuội;

- Có thể xử lý các lớp đất yếu một cách cục bộ, không ảnh hưởng đến các lớp đất

tốt;

- Có thể xử lý dưới móng hoặc kết cấu hiện có mà không ảnh hưởng đến công trình;

- Thi công được trong nước;

- Mặt bằng thi công nhỏ, ít chấn động, ít tiếng ồn, hạn chế tối đa ảnh hưởng đến các

công trình lân cận;

- Thiết bị nhỏ gọn, có thể thi công trong không gian có chiều cao hạn chế, nhiều

chướng ngại vật.

* Nhược điểm của công nghệ khoan phụt vữa cao áp.

- Có thể gây ra trương nở và gây ra các chuyển vị quá giới hạn trong lòng đất. Áp

lực siêu cao còn có khả năng gây nên rạn nứt nền đất lân cận và tia vữa có thể lọt

vào các công trình ngầm sẵn có như hố ga, tầng hầm lân cận;

- Đối với đất nền chứa nhiều túi bùn hoặc rác hữu cơ thì axít humic trong đất có thể

làm chậm hoặc phá hoại quá trình ninh kết của hỗn hợp ximăng đất.

Hình 1.4 Thiết bị khoan

Hình 1.5 Cánh trộn theo phương pháp trộn ướt

1.2 Giải pháp gia cố đất yếu nền đường

Trong thực tế xây dựng, có rất nhiều công trình bị lún, sập khi xây dựng trên

nền đất yếu do không có những biện pháp xử lý hiệu quả, không đánh giá chính xác

được các tính chất cơ lý của nền đất để làm cơ sở và đề ra các giải pháp xử lý nền

móng phù hợp. Đây là một vấn đề hết sức khó khăn, đòi hỏi sự kết hợp chặt chẽ

giữa kiến thức khoa học và kinh nghiệm thực tế để giải quyết, giảm được tối đa các

sự cố, hư hỏng của công trình khi xây dựng trên nền đất yếu.

1.2.1 Đặc điểm chung của nền đường

Nền đường được giới hạn bởi mặt ta luy nền đường, mặt lề đường, mặt ranh

giới bố trí kết cấu áo đường và cả phạm vi liên quan cần phải áp dụng các giải pháp

xử lý để tăng cường độ và độ ổn định của nền mặt đường (xử lý thay đất, xử lý thoát

nước, bố trí công trình chống đỡ và phòng hộ nền đường, xử lý nền đất yếu, xử lý

chống sụt lở v.v…). Trường hợp nền đường đi qua các khu vực đất yếu thì phải có

biện pháp xử lý nền đất yếu, đảm bảo các yêu cầu sau:

1.2.1.1 Ổn định về mặt cường độ chịu lực

Trong khu vực tác dụng của nền đường (za), nội lực do tải trọng tính toán gây

ra không vượt quá nội lực cho phép của vật liệu nền đường và phải thỏa mãn điều

kiện ổn định tổng thể, ổn định với nước. Chiều sâu khu vực tác dụng được xác định

từ điều kiện ứng suất do tải trọng hoạt tải lớn hơn 1/10 ứng suất do tải trọng bản

thân nền đất và áo đường tại độ sâu đó, đối với đường ô tô za=1,5m.

1.2.1.2 Ổn định về lún (biến dạng)

Độ lún do tải trọng gây ra không vượt quá độ lún cho phép ổn định của nền

đường, giảm độ lún lệch, độ lún theo thời gian và độ lún từ biến.

Các yêu cầu kỹ thuật xây dựng công trình đường ô tô được quy định trong tiêu

chuẩn thiết kế - thi công và nghiệm thu công trình, hạng mục công trình.

1.2.2 Giải pháp gia cố nền đất yếu

Tùy theo loại đất yếu, tùy theo đối tượng trực tiếp tác động của giải pháp xử lý

mà có thể phân chia xử lý đất yếu nền đường thành hai loại:

Giải pháp tác động đến bản thân nền đắp: như đắp theo giai đoạn; xây dựng bệ

phản áp; đắp gia tải trước để tăng tốc độ lún; giảm tải trọng của nền đắp, hoặc bố trí

các lớp vải địa kỹ thuật ở đáy và trong thân nền đắp,... Các loại xử lý này không tác

động đến nền đất tự nhiên phía dưới, mà chỉ tác động đến cấu tạo và quá trình xây

dựng nền đắp phía trên.

Nhìn chung, các giải pháp có ưu điểm là thi công đơn giản, dễ kiểm soát chất

lượng, tăng ổn định khi đắp. Hạn chế là giảm lún ít, mức tăng cố kết không đáng kể;

riêng với đường ô tô, do za nhỏ (1,5m) nên yêu cầu đắp nền cao trên 1,5m có thể dễ

dàng giải quyết, nhưng đối với nền đường đắp cao, do chiều sâu khu vực tác dụng

lớn (đến 6m), nên giải pháp đắp cao trên 6m là khó áp dụng. [11]

Giải pháp tác động đến nền đất yếu phía dưới nền đắp: như thay toàn bộ hay

một phần đất yếu bằng vật liệu tốt hơn; bố trí các phương tiện thoát nước thẳng

đứng như bấc thấm hay cọc cát; tăng nhanh cố kết của đất yếu bằng công nghệ điện

thấm hoặc hút chân không; sử dụng cọc đóng trong đất yếu; sử dụng trụ đất xi

măng, trụ đất vôi thi công theo công nghệ phun ướt hoặc khô,…

Các giải pháp gia cố trên đều có tác dụng tăng ổn định và giảm độ lún của nền

đất. Mỗi giải pháp được áp dụng trong từng trường hợp xử lý cụ thể, chẳng hạn khi

chiều dày lớp đất yếu mỏng, thì có thể áp dụng đào thay đất toàn bộ; khi tầng đất

yếu dày, loại đất dễ thấm nước thì có thể dùng giải pháp thoát nước thẳng đứng

hoặc điện thấm hay hút chân không để tăng cố kết.

Tuy nhiên, khi đất yếu khó thấm nước như sét mềm yếu, bùn sét,… thì trong

những trường hợp nhất định nào đó, giải pháp gia cố bằng trụ đất xi măng được cho

là có hiệu quả kinh tế kỹ thuật hơn giải pháp cọc chống hay các giải pháp gia cố

khác, vì hệ số thấm của đất sét gia cố có thể tăng từ 400  800 lần so với đất sét

chưa được gia cố. Mặt khác, hình thức gia cố này với các công nghệ mới hiện nay

cho phép sử dụng linh hoạt - mềm dẻo hơn, tiết kiệm được vật liệu và năng lượng,

đồng thời kết hợp linh hoạt với hình thức xử lý khác để cải tạo tính chất của đất yếu,

do đó trụ đất xi măng được sử dụng nhiều để xử lý nền đất yếu tại Việt Nam hiện

nay. Xử lý nền đất yếu bằng trụ đất xi măng là sử dụng phương pháp công nghệ cải

tạo các tính chất cơ học các loại đất yếu, bằng cách trộn khô hay trộn ướt chúng với

xi măng để tạo ra các trụ đất xi măng (Soil - Cement Column), nhằm tạo cho nền

đất gia cố có cường độ cao và ổn định lâu dài, dưới tác dụng của tải trọng của công

trình và các yếu tố tác động khác (nắng, mưa, nhiệt độ,…).

1.3 Các dạng bố trí trụ đất xi măng

1 - Dãy; 2 - Nhãm; 3 - Lưới tam giác; 4 - Lưới vuông

Hình 1.6 Bố trí trụ trộn khô

Hình 1.7 Bố trí trụ trùng nhau theo khối

Hình 1.8 Bố trí trụ trộn ướt trên cạn

1 - Dạng tường; 2 - Dạng lưới; 3 - Dạng khối; 4 - Dạng diện

1 - Dạng khối; 2 - Dạng tường; 3 - Dạng kẻ ô; 4 - Dạng cột; 5 - Cột tiếp xúc;

6 - Tường tiếp xúc; 7 - Kẻ ô tiếp xúc; 8 - Khối tiếp xúc

Hình 1.9 Bố trí trụ trên biển

Hình 1.10 Bố trí trùng nhau trộn ướt Trình tự thi công

1.4 Ứng dụng của trụ xi măng đất

Hình 1.11 Các ứng dụng trộn sâu (Terashi, 1997)

1- Đường bộ ổn định lún

2- Ổn định đê cao

3- Mố Cầu

4- Thành hố đào

5- Giảm ảnh hưởng công trình lân cận

6- Chống nâng đáy hố đào

7- Chống chuyển vị ngang móng cọc

8- Đê biển

9- Ngăn nước, chống thấm

1.5 Nhận xét chương:

Kết quả tổng quan cho thấy việc nghiên cứu ứng dụng trụ đất xi măng vào

việc cải tạo, xử lý nền đất yếu đã được nghiên cứu rất lâu và ứng dụng rộng rãi

trong các công trình xây dựng. Nội dung nghiên cứu trụ đất xi măng ứng dụng vào

xử lý giảm lún nền đường được đảm bảo cơ sở lý thuyết; đồng thời cần quan tâm kế

thừa các nội dung đã nghiên cứu trước đó và vận dụng phù hợp với điều kiện thực

tế của mỗi công trình.

Do đó nội dung nghiên cứu trụ đất xi măng cần chú ý đặc điểm địa chất để bố

trí lưới trụ phù hợp, điều kiện thi công thực tế cũng như mục tiêu của giải pháp và

đặc điểm của tải trọng tác động lên công trình.

CHƯƠNG 2

CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ TÍNH TOÁN TRỤ

ĐẤT XI MĂNG TRONG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

2.1 Các quan điềm và cơ sở tính toán

Hiện nay việc tính toán trụ xi măng đất có 3 quan điểm chính như sau:

- Quan điểm xem trụ xi măng đất làm việc như trụ: Sơ đồ này đòi hỏi trụ phải

có độ cứng tương đối lớn (trụ đá hoặc trụ bêtông) và các trụ phải được đưa xuống

tầng đất chịu tải. Nếu tính theo sơ đồ này thì lực từ móng truyền xuống sẽ chủ yếu

đi vào các trụ (đất nền dưới móng không chịu tải). Với trụ không được đưa xuống

tầng chịu lực, có thể dùng phương pháp tính với trụ ma sát để tính.

- Quan điểm xem các trụ và đất làm việc đồng thời: Nền trụ và đất dưới móng

được xem như nền đồng nhất với các số liệu cường độ c, φ được nâng cao (được

tính từ c, φ của đất và vật liệu làm trụ). Công thức quy đổi c, φ tương đương dựa

trên độ cứng của trụ, đất và diện tích đất thay thế bởi trụ (tính toán như đối với nền

thiên nhiên).

- Một số nhà khoa học lại đề nghị tính toán theo cả hai quan điểm trên, nghĩa

là sức chịu tải thì tính toán như “trụ” còn biến dạng thì tính toán theo nền tương

đương.

Sở dĩ các quan điểm trên chưa thống nhất bởi vì bản thân vấn đề phức tạp,

những nghiên cứu về lý thuyết và thực nghiệm còn hạn chế.

Với mỗi quan điểm thì lại có một phương pháp tính khác nhau. Trong những

năm gần đây, ở Việt Nam cũng như trên thế giới đã phát triển một số phương pháp

tính toán trụ đất xi măng như sau:

+ Phương pháp tính toán theo tiêu chuẩn gia cố trụ đất xi măng của Việt Nam;

+ Phương pháp tính toán theo tiêu chuẩn gia cố trụ đất–vôi–xi măng của Châu

Âu;

+ Phương pháp tính toán theo tiêu chuẩn gia cố trụ xi măng đất của Thượng

Hải–Trung Quốc;

+ Phương pháp tính toán theo quan điểm trụ xi măng đất làm việc như trụ;

+ Phương pháp tính toán theo quan điểm hỗn hợp của Viện kỹ thuật Châu Á.

Khi tính ổn định tổng thể của nền đất sau gia cố, các tính toán nhanh với quan

điểm ứng xử tương đương của các đặc trưng cơ lý của của cả trụ và đất yếu sẽ là

giải pháp thích hợp. Trường hợp cần phân tích chính xác ứng xử cục bộ và tương

tác giữa trụ đất xi măng và đất yếu, đặc biệt là khi trụ có mô đun đàn hồi lớn (hàm

lượng xi măng nhiều) thì quan điểm trụ cứng, làm việc độc lập sẽ là sự lựa chọn hợp

lý.

Các quy trình và tiêu chuẩn về thiết kế trụ đất xi măng như: Tiêu chuẩn

Thượng Hải Trung Quốc, Tiêu chuẩn Nhật Bản-CDIT (2002), Quy trình châu Âu về

phương pháp trộn sâu (TC 288–EU 2003) và gia cố đất yếu, hay các quy trình khác

của Mỹ, Thụy Điển… đều đưa ra các công thức tính toán ổn định của nền đất yếu

sau gia cố bằng hệ trụ đất xi măng nói chung và ổn định lún nói riêng. Các công

thức này thông thường dựa trên các phân tích giải tích hoặc kết quả trong phòng thí

nghiệm được phổ quát hoá để các kỹ sư áp dụng tính toán nhanh trong thực tế. Các

phân tích về trạng thái ứng xử cục bộ của nền đất yếu, của trụ đất xi măng làm cơ sở

cho việc lựa chọn sơ đồ bố trí hợp lý trụ đất xi măng chưa được đề cập tới.

Bên cạnh các phương pháp tính theo quy trình. Hiện nay với sự phát triển của

công cụ máy tính và các phần mềm viết bằng phương pháp phần tử hữu hạn

(PTHH) dựa trên nền tảng của cơ học liên tục và cơ học đất tới hạn như Plaxis,

Geos, LagaProg... đã hỗ trợ rất tốt cho việc giải các bài toán địa kỹ thuật.

2.1.1 Hiệu ứng vòm trong đất.

Việc xử lý nền đất yếu nhằm mục đích làm tăng sức chịu tải của nền 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 mô đun biến dạng, tăng cường độ chống cắt

của đất… đảm bảo điều kiện khai thác bình thường cho công trình.

Các biện pháp gia cường thường được áp dụng như: vải địa kỹ thuật, lưới địa

kỹ thuật, đất trộn vôi, đất trộn xi măng, silicat hóa. Trong trường hợp này, đất

nền và đất trong khối đắp sau khi được gia cường có khả năng chịu tải cao hơn,

tính biến dạng giảm, từ đó độ ổn định của công trình được gia tăng và đảm bảo

điều kiện làm việc của công trình.

Trên Thế giới, kỹ thuật gia cố đất bằng cọc (thường sử dụng cọc bê tông cốt

thép (BTCT), cọc ống BTCT) được ứng dụng nhiều trong xây dựng nền đường sắt,

đường bộ. Vải địa kỹ thuật (ĐKT) được lắp đặt trên mũ cọc như là một lớp đệm gia

cố. Do có sự biến dạng khác nhau giữa các cọc nên có sự phân bố lại ứng suất trong

khối đắp theo cơ chế hiệu ứng vòm, vải (ĐKT) sẽ gánh chịu một phần tải trọng

thông qua sức chịu kéo. Phần còn lại sẽ truyền vào cọc và chuyển lên tầng đất sâu

hơn hoặc lớp đất cứng phía dưới. Sự phân bố lại ứng suất trong nền đất sau khi

được gia cố trụ đất xi măng là sự gia tăng ứng suất tác dụng lên đầu trụ đồng thời

ứng suất tác dụng lên đất yếu xung quanh trụ sẽ giảm xuống đáng kể, điều này cũng

có nghĩa là sức chịu tải của khối đất được gia cố sẽ tăng lên đáng kể.

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

học đất năm 1943. Ban đầu, áp suất thẳng đứng lên nền đất tự nhiên là bằng khả

năng chịu tải của nền. Sau đó do việc lún dần dần vùng đất xung quanh các cọc sẽ

làm võng vật liệu đắp phía trên, sự chuyển động đó làm xuất hiện sức kháng cắt ở

mặt bên giữa một khối bị lún xuống và khối trên cọc đứng yên. Hậu quả là áp lực

tổng cộng lên vùng bị võng sẽ giảm, trong khi vùng đứng yên trên đỉnh cọc làm

tăng tải trọng lên cọc với cùng một giá trị tương ứng. Khi độ võng đã đạt đến giới

hạn sẽ sinh ra mặt phá hoại giữa 2 mặt trượt lên nhau hình thành theo dạng vòm, bắt

đầu từ đỉnh cọc lan dần lên bề mặt. [15]

Hình 2.1 Mô hình nền đất yếu được gia cố trụ đất xi măng.

Hình 2.2a Bản chất của hiệu ứng vòm

Hình 2.2b Kết quả của hiệu ứng vòm

Tải trọng bản thân các khối đất của nền đường nằm giữa các trụ đất xi măng

có xu hướng di chuyển xuống do trụ đất xi măng có độ cứng lớn hơn đất yếu xung

quanh. Tuy nhiên, nếu sức chống cắt của vật liệu nền đường là đủ lớn, sự dịch

chuyển của khối đất trên một phần được hạn chế bởi sức chống cắt của khối đất nền

đường nằm bên trên đầu trụ đất xi măng. Vì thế một phần áp lực của khối đất nền

đường nằm giữa các trụ đất xi măng sẽ được truyền vào đầu trụ đất xi măng (hình

2.2a). Và kết quả nhận được từ hiệu ứng vòm như trong hình 2.2b, khi đó ứng suất

tác dụng lên đầu trụ đất xi măng tăng lên và ứng suất tác dụng lên đất yếu xung

quanh giảm xuống. [22] [23]

2.1.2 Các thông số diễn tả sự phân bố ứng suất.

Sự phân bố ứng suất ảnh hưởng bởi nhiều hệ số, trong đó module đàn hồi của

nền đường, độ cứng của trụ đất xi măng, độ cứng của đất yếu xung quanh, cũng như

tỷ diện tích thay thế là một trong những hệ số quan trọng nhất. [19] [20]

Hình 2.3 Sự phân bố ứng suất trong nền được gia cố trụ đất xi măng

Bốn thông số thường được sử dụng để diễn tả mối quan hệ giữa tổng ứng suất

trên nền đường, ứng suất trên đầu trụ, ứng suất trên mặt đất giữa các trụ đất xi

măng:

 Hệ số giảm ứng suất ( Stress Reduction Ratio):

 Hệ số tập trung ứng suất :

 Hệ số khả năng chịu tải:

 Hiệu quả sức chịu tải:

Trong đó:

σ : ứng suất trung bình trên nền đường

σc : ứng suất trên đầu trụ

σs : ứng suất trên đất yếu xung quanh

as : tỷ diện tích thay thế

as =

Ac : diện tích mặt cắt ngang cột

As : diện tích của đất ảnh hưởng bởi cột

Diện tích đất ảnh hưởng bởi trụ được xem gần đúng bằng diện tích hình tròn

tương đương có đường kính là De ( phụ thuộc vào cách bố trí trụ).

 De = 1.05S cho trường hợp bố trí tam giác :

 De = 1.13S cho trường hợp bố trí hình vuông :

 De = 1.29S cho trường hợp bố trí hình lục giác :

Tỷ diện tích thay thế có thể tính trực tiếp thông qua đường kính trụ D và

khoảng cách trụ S :

(2.1)

 Bố trí hình vuông:

(2.2)

 Bố trí tam giác:

Các công thức liên hệ giữa n, SRR, CSR, E:

(2.3)

(2.4)

(2.5)

(2.6)

(2.7)

2.1.3 Các phương pháp giải tích tính hệ số SRR

2.1.3.1 Phương pháp Kempfert (2003)

Theo Kempfert thì tại đỉnh vòm, ứng suất hướng tâm σr bằng với ứng suất

đứng σz (hình 2.4). Từ phương trình cân bằng lực theo hướng bán kính vòm, ứng

suất thẳng đứng σz tác dụng lên đất yếu xung quanh cột được tính như sau:

(2.8)

Trong đó:

Hình 2.4 Mô hình hiệu quả vòm của Kempfert (2003) Từ phương trình (2.8) thì ứng suất đứng tác dụng lên bề mặt đất yếu giữa các

trụ được xác định như sau:

(2.9)

Trong đó:

γ : trọng lượng riêng của đất đắp

h: chiều cao khối đắp

φ: góc ma sát của vật liệu đất đắp

Sd: khoảng cách từ tâm tới tâm giữa các trụ

d : bề rộng trụ

p: tải trọng ngoài

2.1.3.2 Phương pháp Guido (1987)

Theo lý thuyết của Guido (1987) và được Bell(1994) bổ sung thì hệ số giảm

ứng suất được tính như sau:

Trong đó:

SRR: là hệ số giảm ứng suất tác dụng lên đất yếu

s: là khoảng cách từ tâm đến tâm giữa các trụ

a: là bề rộng trụ

H: là chiều cao khối đắp

2.1.3.3 Phương pháp Carlsson

Tương tự như mô hình của Guido, Carlsson đưa ra mô hình đất dạng cung tròn

không gian. Mô hình theo Carlsson (1987) được giới thiệu từ Thụy Điển, sau đó

được bổ sung bởi các tác giả Anh là Rogbeck (1998), Horgan vaf Sarsby (2002).

Carlsson cũng đưa ra một chiều tới hạn của đất đắp, theo đó các áp lực phía trên

chiều cao tới hạn sẽ chịu chi phối bởi hiệu ứng vòm và chỉ truyền trực tiếp lên đầu

trụ và hệ số giảm ứng suất được xác định như sau:

Trong đó:

SRR: là hệ số giảm ứng suất tác dụng lên đất yếu

s: là khoảng cách từ tâm đến tâm giữa các trụ

a: là bề rộng trụ

H: là chiều cao khối đắp

2.1.3.4 Phương pháp BS8006(1995) xét đến 2 trường hợp

Khi chiều cao đất đắp nhỏ hơn chiều cao tới hạn Hc= 1.4(s-a), hiệu quả vòm

không xảy ra hoàn toàn và thực chất một phần tải được đặt trên nền đất giữa các trụ,

phần tải còn lại và phụ tải sau khi tham gia vào hiệu quả vòm trong nền đất đắp sẽ

được quy đổi thành tải đứng tác dụng lên đầu trụ. Khi đó hệ số giảm ứng suất được

xác định như sau:

Khi chiều cao đất đắp lớn hơn chiều cao tới hạn, theo phương pháp BS8006

giả thiết rằng tất cả tải trọng trên độ cao tới hạn sẽ được truyền trực tiếp xuống đầu

trụ và trụ cũng sẽ chịu một phần tải trọng đất đắp phía dưới độ cao tới hạn qua hiệu

quả vòm. Khi đó hệ số giảm ứng suất được xác định như sau:

Trong đó:

SRR: là hệ số giảm ứng suất tác dụng lên đất yếu

s: là khoảng cách từ tâm đến tâm giữa các trụ

a: là bề rộng trụ

H: là chiều cao khối đắp

γ: là trọng lượng riêng của đất đắp

2.1.3.5 Phương pháp Terzaghi chỉnh sửa

Russell & Pierpoint (1997) đã bổ sung lý thuyết hiệu quả vòm của Terzaghi và

hệ số giảm ứng suất được tính như sau:

Trong đó:

SRR: là hệ số giảm ứng suất tác dụng lên đất yếu

s: là khoảng cách từ tâm đến tâm giữa các trụ

a: là bề rộng trụ

H: là chiều cao khối đắp

φ: là góc ma sát của đất đắp

K = 1

2.1.3.6 Phương pháp Hewlett & Randolph (1998)

Lý thuyết tính toán áp lực đất đắp lên trụ và nền móng của Hewlett &

Randolph dựa trên trạng thái cân bằng giới hạn về ứng suất trong vùng ảnh hưởng

(hình cung tròn trong đất đắp phía sau trụ). Hệ số giảm ứng suất được xác định như

Trong đó:

SRR: là hệ số giảm ứng suất tác dụng lên đất yếu

s: là khoảng cách từ tâm đến tâm giữa các trụ

a: là bề rộng trụ

Kp = là hệ số áp lực bị động của đất

Bảng 2.1 Bảng tổng hợp kết quả tính toán của các phương pháp

SRR

S a

H у

φ

tanф K Kp

δ

as

Esoil

Ecol

0.53

3 18 25 0.466

1

2.463

0.265 0.0706

1.50E+03

5.00E+04

2

0.985

BS8006(1995)

0.689

Terzaghi(1997)

0.698

Hewlett(1988)

0.740

Low(1994)

0.115

Guido(1987)

0.085

Carlsson

0.305

Swedish(1998)

Kempfert(2003) 0.586

0.730

T.S. Nguyễn Minh Tâm

Hình 2.5 Biểu đồ thể hiện kết quả tính toán SRR của các phương pháp

2.1.4 Đánh giá các phương pháp

Theo (hình 2.5) thì các phương pháp của Terzaghi chỉnh sửa (1997), Hewlett

(1988), Low (1994), T.S Nguyễn Minh Tâm (2006) có kết quả xấp xỉ nhau với sai

số nhỏ hơn 0.07. Các công thức tính và lý thuyết vòm của các phương pháp này ta

đều thấy được 2 điểm chung quan trọng là: có xét đến độ bền chống cắt của vật liệu

đất đắp và mô hình vòm đều có dạng hình bán cầu.

Hình 2.6 Biểu đồ thể hiện các phương pháp có kết quả xấp xỉ nhau

Với phương pháp của Kempfert (2003), lý thuyết vòm đưa ra rất thuyết phục,

tuy nhiên Kempfert đã thiết lập công thức tính SRR cho trường hợp có gia cường

thêm lớp vải địa kỹ thuật trên đầu trụ, và đó cũng là nguyên nhân dẫn đến giá trị

SRR nhỏ.

Với các giá trị SRR cực kì nhỏ, nhận được từ các phương pháp Guido (1987)

và Carlsson, có lẽ do mô hình vòm (hình tam giác cân) chưa thích hợp và các thông

số ảnh hưởng chỉ xét đến khoảng cách trụ, bề rộng trụ và chiều cao khối đắp. [20]

Phương pháp thực nghiệm của Thụy Điển chỉ quan tâm đến tỉ diện tích thay

thế, tỉ lệ độ cứng giữa trụ đất xi măng và đất yếu, và thường thì độ cứng của trụ đất

xi măng lớn hơn rất nhiều so với đất yếu nên giá trị SRR nhận được tương đối nhỏ.

Theo kết quả nghiên cứu của Naughton (2007) như trong hình 2.7, thì kết quả

thu được từ các phương pháp của Terzaghi (1936), Naughton (2007) và mô hình thí

nghiệm của Naughton (2007) xấp xỉ nhau với sai số nhỏ hơn 0.04.

Hình 2.7 Kết quả nghiên cứu về SRR của Naughton (2007)

Qua kết quả nghiên cứu của Naughton (2007), cho thấy phương pháp của

Terzaghi (được Russell & Pierpoint chỉnh sửa năm 1997) là phương pháp giải tích

thích hợp nhất để ước tính hệ số SRR, cũng như để phân tích các ứng xử của đất

nền

2.2. Sự lún giữa trụ và đất yếu trong nền đất gia cố trụ đất xi măng.

Cho đến nay hầu hết các lý thuyết tính toán cho nền gia cố bằng trụ đất xi

măng đều giả thiết độ lún giữa trụ và đất yếu xung quanh là như nhau, tuy nhiên

trong thực tế độ lún của trụ và đất xung quanh là khác nhau (hình 2.8). [24]

Hình 2.8 Lún giữa trụ và đất xung quanh

Mô hình phá hoại của hệ là phá hoại đất yếu (gây lún trồi ở mũi trụ hoặc trượt

đất yếu xung quanh trụ đất xi măng).

Trong thực tế, trụ đất xi măng thường được bố trí thành nhóm và hầu hết các

trường hợp thì ứng xử của trụ đơn khác với ứng xử của nhóm trụ, tuy nhiên trong

tính toán thường cho phép tính toán tải trọng đối với trụ đơn

2.2.1 Phương pháp tính toán theo quan điểm trụ đất xi măng làm việc như trụ

cứng

2.2.1.1 Đánh giá ổn định trụ theo trạng thái giới hạn 1

Để móng trụ ổn định đảm bảo an toàn cần thỏa mãn các điều kiện sau:

Nội lực lớn nhất của trụ: Nmax < [Nvật liệu]/k

Mô men lớn nhất trong trụ: Mmax < [Mvật liệu] /k

Chuyển vị của khối móng: ωy < [ωy]

Trong đó:

[Nvật liệu] - Tải trọng giới hạn của trụ đất ximăng (kN).

[Mvật liệu] - Mô men giới hạn của trụ đất ximăng (kN.m).

k - hệ số an toàn.

[ωy] - là chuyển vị cho phép (m).

2.2.1.2 Đánh giá ổn định theo trang thái giới hạn 2

Tổng độ lún của móng: ΣSi < [S]

Trong đó:

[S]- Độ lún giới hạn cho phép (m).

ΣSi- Độ lún tổng cộng của móng (m).

2.2.1.3 Phương pháp tính toán theo quan điểm hệ làm việc như nền tương đương

Nền đất sau gia cố được xem là một hệ (đất - trụ - đất). Khi tính ta quy đổi hệ

này thành một nền tương đương có các đặc trưng cơ lý phụ thuộc vào đặc trưng cơ

lý của đất - trụ đất xi măng và dạng bố trí trụ đất xi măng.

Nền trụ và đất dưới đáy móng được xem như nền đồng nhất với các số liệu

cường độ φtđ, ctđ, Etđ được nâng cao. Gọi as là tỉ lệ giữa diện tích trụ xi măng đất

thay thế trên diện tích đất nền, ta có:

(2.10) as = As/Ap

(2.11) φtđ = as.φtrụ + (1-as).φnền

(2.12) ctđ = as.ctrụ + (1-as).cnền

(2.13) Etđ = as.Etrụ + (1-as).Enền

Trong đó:

Ap – Diện tích đất nền thay thế bằng trụ xi măng đất.

As – Diện tích đất nền.

Theo phương pháp tính toán này, bài toán gia cố đất có 2 tiêu chuẩn cần kiểm

Nền thực tế

Nền quy đổi tương đương

tra: tiêu chuẩn về cường độ và tiêu chuẩn về biến dạng.

Hình 2.9 Mô hình quy đổi nền tương đương

Nền đất tương đương với các đặc trưng cơ lý như trên sẽ được tính như là một

nền đất đồng nhất. Nếu tầng đất yếu có nhiều lớp khác nhau thì, các đặc trưng tương

đương sẽ được quy đổi cho mỗi lớp đất riêng biệt. Sau khi đã quy về nền tương

đương, ta hoàn toàn có thể dùng bài toán biến dạng phẳng để mô phỏng tính toán.

2.2.2 Phương pháp tính toán theo tiêu chuẩn gia cố trụ đất ximăng Việt Nam

Các yêu cầu tính toán thiết kế về ổn định lún, ổn định trượt và ổn định của bản

thân trụ đất xi măng được xác định trên cơ sở xem xét đầy đủ các yếu tố về quy mô,

mức độ công trình, tải trọng công trình, điều kiện thi công, điều kiện địa chất công

trình, mức độ tác động đến kinh tế xã hội… trong trường hợp công trình mất ổn

định.

Các yêu cầu thiết kế tối thiểu đối với trụ đất ximăng

+ Trị số lún dư cho phép của nền đất sau khi xử lý không vượt quá quy định

trong 22TCN 262:2000.

+ Hệ số an toàn về ứng suất trong thân trụ (sức chịu tải của trụ) không nhỏ

hơn 1,2.

+ Hệ số an toàn trượt sâu tính bằng phương pháp Bishop không nhỏ hơn 1,4.

+ Hệ số an toàn về trượt phẳng không nhỏ hơn 1,2. Thường trụ xử lý được

dùng để ổn định mái dốc, khối đắp hoặc tường hào. Mặt phá hoại theo mặt phẳng

hoặc cung tròn, huy động sức kháng cắt của trụ và đất xung quanh trụ. [13]

2.2.2.1 Tính toán ổn định

- Sức kháng cắt của nền gia cố:

Phân tích ổn định dựa theo các phương pháp nền tương đương. Nền tương

đương có cường độ kháng cắt tính theo công thức:

(2.14) Ctb = Cu (1- a) + a Cc

Trong đó:

Cu: là sức kháng cắt của đất giữa các trụ, tính theo phương pháp trọng

số cho nền nhiều lớp;

Cc: là sức kháng cắt của trụ;

a: là tỷ số diện tích a = n Ac / Bs;

n: là số trụ trong 1 m chiều dài khối đắp;

Bs: là chiều rộng khối đắp;

Ac: là diện tích tiết diện trụ.

Ghi chú: Sức kháng cắt của trụ, Cc xác định bằng các thí nghiệm hiện trường hoặc

mẫu lấy từ thân trụ cho kết quả phù hợp thực tế hơn.

- Ảnh hưởng của vị trí trụ dọc theo mặt trượt khả dĩ:

Trong trường hợp dùng các trụ đơn lẻ để chống mất ổn định cần lưu tâm đến

nguy cơ phá hoại uốn của trụ, ứng xử của trụ khác nhau trong vùng chủ động, vùng

chịu cắt và vùng bị động (Hình 2.10).

Hình 2.10 Lực dọc trục của trụ trong vùng chủ động tăng sức kháng cắt và

1 - Vùng bị động; 2 - Vùng cắt; 3 - Vùng chủ động

kháng uốn, trong vùng bị động trụ có thể bị nứt khi chịu kéo.

Trong vùng chủ động lực dọc trục của trụ sẽ góp phần làm tăng sức kháng cắt

và kháng uốn trong khi đó tại vùng bị động các trụ thậm chí bị nứt do chịu kéo. Do

đó các trụ trong vùng chủ động có lợi tăng điều kiện ổn định. Trong vùng cắt và bị

động bố trí trụ thành tường hoặc thành khối sẽ hiệu quả hơn bố trí các trụ đơn lẻ để

ngăn phá hoại trượt.

- Hiện tượng gối lên nhau:

Trụ tăng ổn định thường được bố trí hàng đơn hoặc hàng đôi. Gối đè nhau

các trụ trong hàng sẽ tăng sức kháng mômen và lật. Vùng gối nhau phải đủ để tạo

thành tường liên tục. Điều quan trọng là khống chế và giám sát độ gối thẳng đứng

suốt chiều dài các trụ. Khả năng chịu tải trọng ngang của tường quyết định bởi sức

kháng cắt của đất xử lý ở chỗ gối nhau.

- Phân cách các trụ:

Phá hoại xảy ra ở vùng chịu cắt do phân cách các trụ trong hàng khi mặt

trượt nằm gần đỉnh trụ và sức kháng kéo thấp trong vùng gối nhau. Dự tính sức

kháng kéo của đất xử lý ở vùng gối nhau khoảng 5% đến 15% cường độ kháng nén

không hạn chế nở hông (có thể thấp hơn hoặc cao hơn tùy theo chất lượng và hiệu

quả trộn sâu). Khi các trụ phân cách với nhau, sức kháng cắt của trụ trong hàng

bằng sức kháng cắt của trụ đơn. [15]

- Xử lý toàn khối:

Do tính chất của đất nền xử lý khác nền chưa được xử lý, có thể xem khối xử

lý được chôn trong đất để truyền tải trọng tác dụng đến lớp thích hợp (Kitazume,

1996).

+ Bước đầu tiên gồm phân tích ổn định công trình bên trên làm việc đồng

thời với nền xử lý.

+ Bước thứ hai gồm phân tích ổn định của nền xử lý chịu tác động của ngoại

tải: phá hoại trượt, lật, mất khả năng chịu tải.

+ Bước thứ ba, kiểm tra độ lún của nền.

Có thể dùng phương pháp PTHH để phân tích ứng suất và biến dạng của nền

xử lý phức tạp, số liệu đầu vào chiếm vai trò quan trọng.

2.2.2.2 Tính toán độ lún

Trụ để giảm độ lún thường được bố trí theo lưới tam giác hoặc ô vuông. Phân

tích lún dựa trên quan điểm đồng biến dạng. Nói cách khác, cho rằng hiệu ứng vòm

phân bố lại tải trọng sao cho biến dạng thẳng đứng tại độ sâu nhất định trở thành

bằng nhau trong trụ và đất quanh trụ.

Đối với nhóm trụ, độ lún trung bình sẽ được giảm bởi ứng suất cắt của đất,

huy động tại bề mặt tiếp xúc theo chu vi khối với đất xung quanh, chỉ chuyển dịch

khá nhỏ (vài mm) đủ để huy động sức kháng cắt của đất. Ứng suất cắt gây nên độ

lún lệch các trụ trong nhóm. Độ lún lệch này sẽ giảm dần theo mức độ cố kết của

đất, cho nên sẽ không kể đến trong tính lún tổng. Phương pháp tính lún của giáo sư

Broms như sau:

Độ lún tổng (S) của nền gia cố được xác định bằng tổng độ lún của bản thân

khối gia cố và độ lún của đất dưới khối gia cố:

S = S1 + S2

Trong đó:

S1 - độ lún bản thân khối gia cố

S2 - độ lún của đất chưa gia cố, dưới mũi trụ

Độ lún của bản thân khối gia cố được tính theo công thức:

- Đối với trụ chống:

(2.15)

- Đối với trụ treo:

(2.16)

Với:

Trong đó:

q - tải trọng công trình truyền lên khối gia cố (kN);

H - chiều sâu của khối gia cố (m)

a - tỷ số diện tích, a = (nAc / BL)

n- tổng số trụ

Ac - diện tích tiết diện trụ

B, L - Kích thước khối gia cố;

Ec- Mô đun đàn hồi của vật liệu trụ; Có thể lấy Ec = (50100)Cc trong

đó Cc là sức kháng cắt của vật liệu trụ.

Es - Mô đun biến dạng của đất nền giữa các trụ (có thể lấy theo công

thức thực nghiệm Es = 250Cu, với Cu là sức kháng cắt không thoát nước của đất

nền).

q’ - Áp lực tác dụng lên lớp đất yếu không được gia cố dưới mũi trụ

(đối với trụ treo).

h’ - Chiều dày lớp đất yếu không được gia cố dưới mũi trụ (kiểu trụ treo).

cc - Chỉ số nén của lớp đất yếu dưới mũi trụ (kiểu trụ treo).

e0 - Hệ số rỗng tự nhiên của lớp đất yếu dưới mũi trụ (kiểu trụ treo).

σ’0 - Áp lực địa tầng (hữu hiệu) (kPa).

Ghi chú: Các thông số Ec, Cc, Es, Cu xác định từ kết quả thí nghiệm mẫu

hiện trường cho kết quả phù hợp thực tế hơn.

- Độ lún của đất chưa gia cố dưới mũi trụ S2:

Hình 2.11 Tính lún nền gia cố khi tải trọng tác dụng chưa vượt

quá sức chịu tải cho phép của vật liệu trụ

Độ lún S2 được tính theo nguyên lý cộng lún từng lớp. Áp lực đất phụ thêm

trong đất có thể tính theo lời giải cho bán không gian biến dạng tuyến tính (tra

bảng) hoặc phân bố giảm dần theo chiều sâu với độ dốc (2:1) như (hình 2.11). Phạm

vi vùng ảnh hưởng lún đến chiều sâu mà tại đó áp lực gây lún không vượt quá 10%

áp lực đất tự nhiên. Theo tiêu chuẩn thiết kế 22TCN 262:2000, độ lún S2 được tính

như sau:

(2.17)

Trong đó:

hi - Bề dày lớp đất tính lún thứ i dưới mũi trụ (m).

0 - Hệ số rỗng của lớp đất thứ i ở trạng thái tự nhiên ban đầu.

r - Chỉ số nén lún của lớp đất thứ i trong phạm vi σi > σi

c - Chỉ số nén lún của lớp đất thứ i trong phạm vi σi < σi

vz; σi

pz; σi

z - Áp lực do trọng lượng bản thân của các lớp đất tự nhiên

σi

nằm trên lớp i; áp lực tiền cố kết lớp i và áp lực do tải trọng đắp gây ra ở lớp thứ i

(kPa).

Ghi chú: Để thiên về an toàn, tải trọng (q) tác dụng lên đáy khối gia cố xem

như không thay đổi suốt chiều cao của khối.

- Tốc độ lún:

Trong công nghệ trộn khô, có thể tính thấm của trụ cao hơn đất xung quanh,

trụ có tác dụng như băng thoát nước thẳng đứng. Tuy nhiên, tốc độ lún không chỉ

quyết định bởi hiệu ứng thoát nước. Khi trụ gia cố và đất sét yếu xung quanh cùng

làm việc, hiện tượng nổi trội chính là sự phân bố ứng suất trong hệ thống trụ đất

theo thời gian. Ngay khi tác động, tải trọng được chịu bởi áp lực nước lỗ rỗng dư.

Trụ tăng độ cứng theo thời gian, sẽ chịu dần tải trọng, giảm bớt tải trọng lên đất. Hệ

quả là áp lực nước lỗ rỗng dư trong đất yếu sẽ được giảm nhanh, thậm chí chưa có

thấm hướng tâm. Phân bố lại ứng suất là nguyên nhân chính để giảm độ lún và tăng

tốc độ lún. Do đó, nếu xem tính thấm của trụ chỉ bằng của đất thì quá trình cố kết

vẫn nhanh hơn nhờ sự hiện diện của trụ. Trụ đất xi măng có vai trò làm tăng hệ số

cố kết một chiều.

Trong công nghệ trộn ướt, tính thấm của trụ không cao hơn nền đất xung

quanh. Nhưng nhờ phân bố lại ứng suất mà quá trình cố kết một chiều xảy ra nhanh

hơn.

2.2.3 Phương pháp tính toán theo quan điểm hỗn hợp của viện kỹ thuật Châu Á

(AIT)

2.2.3.1 Khả năng chịu tải của trụ đơn

Khả năng chịu tải giới hạn ngắn hạn của trụ đơn trong đất sét yếu được quyết

định bởi sức kháng của đất sét yếu bao quanh (đất phá hoại) hay sức kháng cắt của

vật liệu trụ (trụ phá hoại), theo tài liệu của D.T. Bergado:

(2.18) Qult.soil = (πdLcol + 2.25πd2)Cu.soil

Trong đó:

d- Đường kính trụ

Lcol - Chiều dài trụ

Cu.soil- Độ bền kháng cắt không thoát nước trung bình của đất sét bao

quanh, được xác định bằng thí nghiệm ngoài trời như thí nghiệm cắt cánh hoặc thí

nghiệm xuyên côn.

Khả năng chịu tải giới hạn ngắn ngày do trụ bị phá hoại ở độ sâu z, theo

Bergado:

Qult.col = Acol (3.5Cu.col + Kbσh) (2.19)

Trong đó:

Kb: hệ số áp lực bị động; Kb = 3 khi φult.col = 30o.

Acol: Tiết diện ngang trụ

σh: Áp lực tổng theo phương ngang tác dụng ở tiết diện nguy hiểm

2.2.3.2 Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm trụ

Khả năng chịu tải giới hạn của nhóm trụ xi măng đất được tính theo công

thức:

(2.20) Qult.group = 2Cu.soil.H (B + L) + k.Cu.soil.B.L

Trong đó:

B, L, H-chiều rộng, chiều dài và chiều cao của nhóm trụ xi măng đất.

k - Hệ số an toàn phụ thuộc vào hình dạng móng

k = 6: khi móng hình chữ nhật.

k = 9: khi móng hình vuông, tròn.

Hệ số an toàn trong tính toán thiết kế là 3 (theo D.T.Bergado).

+ Độ lún tổng cộng của một công trình đặt trên trụ đất ximăng được tính

như miêu tả trong độ lún tổng cộng lớn nhất lấy bằng tổng độ lún cục bộ của khối

gia cố S1 và độ lún cục bộ của đất không ổn định nằm ở dưới khối gia cố S2.

+ Có 2 trường hợp được nghiên cứu khi tính độ lún tổng cộng. Trường hợp

thứ nhất, tải trọng tác dụng tương đối nhỏ và trụ chưa bị rão. Trong trường hợp thứ

2, tải trọng tác dụng tương đối cao và tải trọng dọc trục của trụ tương ứng với giới

hạn rão.

- Trường hợp 1:

+ Độ lún cục bộ phần trụ đất xi măng S1 được xác định theo giả thiết độ tăng

ứng suất q1 không đổi suốt chiều cao khối và tải trọng trong khối không giảm:

(2.21)

Trong đó:

q1 - Áp lực tính lún truyền cho trụ (kPa).

Ecol - Mô đun đàn hồi của trụ (kPa).

Esoil - Mô đun đàn hồi của đất xung quanh trụ (kPa).

H - Chiều dài trụ gia cố (m).

as - Tỷ lệ gia cố

θ - Góc của đường tim đi qua 2 trụ với phương ngang

Nếu trụ bố trí theo mạng hình chữ nhật:

(2.22)

Nếu trụ bố trí theo mạng tam giác:

(2.23)

+ Độ lún tổng cộng S2 được tính toán theo cách như với nền đất yếu chưa gia

Hình 2.12 Sơ đồ bố trí trụ đất ximăng

cố. Tải trọng tác dụng lên lớp đất chưa gia cố dưới đáy mũi trụ là toàn bộ tải trọng

tính lún q2 (giả thiết tải trọng tác dụng không thay đổi trên suốt chiều sâu trụ).

(2.24)

Trong đó:

hi - Bề dày lớp đất tính lún thứ i.

i - Chỉ số nén lún hồi phục ứng với quá trình dỡ tải.

eoi - Hệ số rỗng của lớp đất i ở trạng thái tự nhiên ban đầu.

i - Chỉ số nén lún hay độ dốc của đoạn đường cong nén lún.

σ’vo - Ứng suất nén thẳng đứng do trọng lượng bản thân các lớp đất tự

nhiên nằm trên lớp i.

Δσ’v - gia tăng ứng suất thẳng đứng.

σ’p - ứng suất tiền cố kết.

Tỷ số giảm lún β là tỷ số giữa độ lún tổng cộng ở dưới đáy khối đã được gia

cố với độ lún khi không có trụ vôi - xi măng và được tính theo quan hệ sau:

(2.25) β = Esoil / [asEcol + (1 − as)Esoil]

- Trường hợp 2:

Trong trường hợp này, tải trọng tác dụng quá lớn nên tải trọng dọc trục tương

ứng với giới hạn rão. Tải trọng tác dụng được chia ra làm 2 phần, phần q1 truyền

cho trụ và q2 truyền cho đất xung quanh. Phần q1 được quyết định bởi tải trọng rão

của trụ và tính theo biểu thức sau:

(2.26) q1 = n.Acol.σcreep / (B.L)

Giá trị q1 có thể xác định gần đúng như sau:

(2.2 q1 = Acol.σcreep / c2

Với c là khoảng cách các trụ; σcreep là ứng suất giới hạn từ biến

Độ lún cục bộ phần trụ tính theo biểu thức:

(2.28)

Trong đó:

L - Chiều dài trụ gia cố (m).

Ec - Mô đun đàn hồi của trụ (kPa).

Độ lún tổng cộng S2 được tính toán theo cách thông thường như với nền đất

yếu chưa gia cố. Tải trọng q1 truyền toàn bộ xuống dưới đáy khối gia cố, tải trọng q2

tác dụng từ trên mặt đất.

2.2.4 Phương pháp tính toán theo tiêu chuẩn châu Âu

2.2.4.1 Kiểm tra điều kiện về cường độ

Cường độ chịu tải của vật liệu trụ được xác đinh theo công thức:

(2.29) Rc = 2cuc+ 3σh

Trong đó:

cuc - Sức kháng cắt không thoát nước của trụ đất ximăng, phụ thuộc vào hàm

lượng xi măng sử dụng (kPa).

σh - Giá trị ứng suất ngang tác dụng lên thành trụ (áp lực bị động) (kPa).

Tải trọng tác dụng vào trụ là tích số giữa giá trị tải trọng phân bổ trên 1m2 với

giá trị “diện tích tương đương của 1 trụ”. Với giả thiết ứng suất tác dụng không

giảm theo chiều sâu, chỉ số ứng suất tác dụng lên trụ được tính bằng tải trọng tác

dụng vào trụ chia cho diện tích của một trụ. Chỉ số “diện tích tương đương của 1

trụ” được xác định bằng diện tích khu vực gia cố chia cho tổng số trụ.

Cường độ chịu tải của vật liệu trụ Rc với giá trị của cường độ của đất gia cố

khoảng 50kg xi măng/m dài trụ. Hệ số an toàn là tỷ số của cường độ trụ và ứng suất

tác dụng lên trụ, thường > 1,2. [8] [9]

2.2.4.2 Tính toán độ lún

Độ lún được xác định bằng tổng độ lún của trụ và độ lún phần đất ở bên dưới

khu vực được gia cố.

- Độ lún của trụ đất ximăng

(2.30)

Trong đó:

S - Độ lún của trụ (m).

h - Chiều dày đất yếu trong phạm vi gia cố (m).

q - Áp lực gây lún (kPa).

a - Tỷ số quy đổi diện tích, a = A/d2.

A - Diện tích tiết diện ngang của trụ (m2).

d - Khoảng cách giữa tim các trụ (m).

Ecol và Esoil - Mô đun đàn hồi của trụ và của nền đất thiên nhiên chưa

gia cố.

- Độ lún của phần đất dưới khu vực được gia cố:

Độ lún xảy ra trong vùng ảnh hưởng đến độ sâu khi thỏa mãn điều kiện sau:

σz ≤ 0,1.γ. H

Trong đó:

H - Chiều sâu vùng ảnh hưởng lún (m).

γ - Trọng lượng thể tích của đất (kN/m3).

2.2.5 Phương pháp tính theo tiêu chuẩn Thượng Hải-Trung Quốc

2.2.5.1 Xác định tỷ số giữa diện tích tính đổi và khoảng cách trụ C

Tỷ số diện tích tính đổi là diện tích trụ xi măng trên 1m2 đất nền gia cố.

Khoảng cách các trụ cần căn cứ vào tải trọng công trình tác dụng lên đất nền và khả

năng chịu tải của nền đất thiên nhiên.

Cường độ trụ đất xi măng được xác định theo công thức:

Rsp = αqn.Rs.β.(1-α)/(KK’). (2.31)

Trong đó:

Rsp: Cường độ thiết kế đất nền, phải lớn hơn hoặc bằng trị số tải trọng

phụ

qn: Cường độ chịu nén (không giới hạn bên) của mẫu thí nghiệm ximăng

đất trong phòng thí nghiệm

K: Hệ số an toàn K=2

K’: Hệ số về sự khác biệt của độ đồng đều giữa mẫu thí nghiệm trong

phòng và thực tế hiện trường, K’=1,5

β: Hệ số chiết giảm mức độ phát huy khả năng chịu tải đất nền thường

lấy từ 0,3÷1. Trường hợp không hạn chế độ lún có thể lấy bằng 1. Độ lún khống chế

càng nghiêm ngặt, trị số trên càng nhỏ xấp xỉ 0,5÷0,6.

Rs: Sức chịu tải cho phép của đất

α: Trị số diện tích tính đổi

2.2.5.2 Xác định đường kính và chiều dài trụ

Chiều dài trụ cần căn cứ vào tình hình địa chất, tải trọng tính toán trên các

phương diện như cường độ và độ lún có kể đến các trường hợp tải trọng bất lợi

nhất.

Kiểm tra cường độ bao gồm kiểm tra sức chịu tải của đất nền theo chiều sâu

thẳng đứng, kiểm toán ổn định tổng thể. Dựa trên tính năng yêu cầu của thiết bị cho

phép với đường kính và chiều sâu khoan trụ cho phép chế tạo trụ theo công suất của

máy cho phù hợp.

2.2.5.3 Tính toán độ lún

Sử dụng phương pháp tổng hợp độ lún của các lớp địa tầng, lưu ý trong phạm

vi tầng bị nén lún đã bao gồm chiều sâu (chiều dài trụ) được gia cố bằng trụ và

phạm vi đất nền thiên nhiên được gia cố bằng trụ trên.

Độ lún trụ đất ximăng được xác định theo công thức sau:

(2.32)

Trong đó:

Ψ: Hệ số tính toán lún trên đất yếu

q: Áp lực gây lún

b: Chiếu rộng của công trình

α: Hệ số diện tích tính đổi

Ep: Module nén lún của trụ đất ximăng

Es: Module nén lún của địa tầng đất nền trong phạm vi chiều sâu gia

cố đất yếu.

Độ lún phần đất ở bên dưới khu vực được gia cố được tính cũng như ở phần

trên.

2.2.6 Phương pháp tính theo tiêu chuẩn Nhật Bản

Cách tính chung nhất của Nhật Bản là theo các bước đã nêu ở trên. Điểm đặc

biệt là cả phương pháp “cọc cứng” và “nền” đều có trong một trình tự tính toán, chi

tiết thì do tiêu chuẩn thiết kế của ngành đó (đường bộ, đường sắt, cảng biển, xây

dựng dân dụng,…) quy định.

Trường hợp trụ đất xi măng được sử dụng để ổn định mái dốc, khối đắp hoặc

tường hào thì sau khi thí nghiệm trong phòng xác định được sức kháng nén giới hạn

của trụ (qu), theo quy trình thiết kế lặp giả thiết mật độ gia cố và cường độ thiết kế

của trụ đất xi măng dự kiến (quck):

(2.33)

Tiếp đến là phân tích ổn định trượt trụ tròn và hỗn hợp (theo phương pháp của

Bishop) với hệ số ổn định chống trượt xác định theo:

(2.34)

Trong đó:

E - sức kháng cắt của đất đắp;

 - sức kháng cắt trung bình của đất được cải tạo;

0 - sức kháng cắt của đất chưa cải tạo;

l1, l2, l3 - chiều dài của các cung kháng trượt tương ứng với E, , 0;

R - bán kính cung trượt;

WE - hợp lực gây trượt;

r- khoảng cách từ hợp lực gây trượt đến tâm cung trượt;

rWE - mô men gây trượt.

Sức kháng cắt trung bình  cũng được xác định theo độ bền của trụ hoặc theo

độ bền của nền tổ hợp.

Tính theo độ bền của trụ, được lấy gần đúng theo thí nghiệm:

(2.35)

Tính theo độ bền của nền hỗn hợp:

(2.36)

Trong đó:

cc - sức kháng cắt của vật liệu trụ cc=quck/2;

k - hệ số;

c0 - lực dính đơn vị của đất chưa cải tạo.

Như vậy, Nhật Bản từ kết quả thí nghiệm trực tiếp để đánh giá độ bền cắt của

trụ, của đất. Dựa vào tiêu chuẩn bền cắt của nền đất yếu, của trụ (hoặc nền hỗn hợp)

và của nền đắp để kiểm toán điều kiện ổn định trượt tổng thể khi gia cố bằng trụ đất

xi măng. Các tiêu chuẩn đánh giá điều kiện bền cắt của trụ đơn hay nền hỗn hợp khá

tương đồng với cách tính của Trung Quốc.

2.3 Nhận xét chương:

Qua kết quả phân tích và kết quả nghiên cứu của Naughton (2007), phương

pháp của Terzaghi (được Russell & Pierpoint chỉnh sửa năm 1997) là phương pháp

giải tích thích hợp nhất để ước tính hệ số SRR, cũng như để phân tích các ứng xử

của đất nền. Như trong biểu đồ ở (hình 2.5) ta thấy khi có lớp gia cường thì SRR

giảm đáng kể, điều đó cho thấy lớp gia cường mang lại hiệu quả khá cao, tuy nhiên

ta cần phải xác định được giá trị tối ưu của bề dày cũng như độ cứng của lớp gia

cường để đạt hiệu quả về kinh tế.

Cơ sở tính toán trình bày trình tự thiết kế trụ đất xi măng tập trung vào các nội

dung gồm: Cường độ của khối nền tương đương; kiểm tra về độ lún (độ lún khối đất

đã được gia cố và độ lún phần đất nền dưới khối đất đã gia cố trụ đất xi măng) và

kiểm tra về ổn định.

Kết quả tính toán ổn định và biến dạng nền gia cố bằng trụ đất xi măng phụ

thuộc đường kính D, khoảng cách giữa các trụ S (xác định tỷ số gia cố hay là tỷ số

diện tích as), chiều dài trụ được gia cố; đặc điểm cấu tạo nền đường, tải trọng tác

dụng lên nền đường và đặc điểm các lớp đất nền bên dưới phần gia cố trụ đất xi

măng.

CHƯƠNG 3

MÔ PHỎNG TÍNH TOÁN BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ

HỮU HẠN

3.1 Giới thiệu phương pháp phần tử hữu hạn

3.1.1 Phương pháp vi phân

Gồm có phương pháp phần tử hữu hạn FEM (Finite Element Method), phương

pháp sai phân hữu hạn FDM (Finite Difference Method). Với các phương pháp này

môi trường nghiên cứu được chia cắt theo một mạng các phần tử có kích thước hữu

hạn, tiếp xúc và liên kết với nhau tại các nút. Bằng phương pháp này việc giải một

hệ các phương trình vi phân được đưa về dạng giải một hệ các phương trình đại số,

đặc trưng bởi mối liên kết giữa các lực tại các nút với các chuyển vị nút qua “ma

trận độ cứng”. Các hàm số “hình dạng” và nội suy được áp dụng để diễn tả các biểu

hiện ứng suất, biến dạng của từng phần tử.

3.1.2 Phương pháp tích phân

Được phát triển với tên gọi là phương pháp phần tử biên BEM (Boundary

Element Method). Bằng phương pháp này miền nghiên cứu chỉ phải chia theo mạng

phần tử tại biên, nhằm thỏa mãn được các điều kiện biên cho trước. Điều kiện áp

dụng của phương pháp BEM là phải tồn tại lời giải chính xác cho bài toán nêu ra

cho một trường hợp tải trọng cơ bản nhất định, trong đó các điều kiện cân bằng và

liên tục của biến dạng phải được thỏa mãn.

3.1.3 Phương pháp phần tử rời rạc

Phương pháp phần tử riêng lẻ DEM (Distinct Element Method), phương pháp

phân tích biến dạng không liên tục DDA (Discontinuos Deformation Analysis),

phương pháp dòng hạt PFC (Particle Flow Code). Các phương pháp này có điểm

khác với cơ học môi trường liên tục là phân chia đối tượng nghiên cứu thành các

khối, các hạt rời rạc, có liên kết nhất định và tác động tương hỗ lẫn nhau. Nhiều

thuật toán đã được phát triển cho các phương pháp này, nhưng nói chung đều phải

thỏa mãn các điều kiện là: phải kiểm soát hoàn toàn tự động được các điểm tiếp xúc

đang tồn tại và nảy sinh mới trong quá trình tính và phải mô phỏng đầy đủ mọi điều

kiện động học (chuyển động quay, dịch chuyển, các quá trình biến mất hay thiết lập

mới các điểm tiếp xúc). Các khối riêng lẻ cũng lại có thể được phân chia theo mạng

lưới các phần tử hữu hạn nhằm chú ý đến tính biến dạng của các khối đó. Như vậy

các quá trình xảy ra trong các khối lại được nghiên cứu bằng phương pháp FEM hay

FDM. [3]

3.1.4 Trình tự phân tích bài toán theo phương pháp Phần tử hữu hạn

- Rời rạc hóa miền khảo sát: trong bước này, miền khảo sát V được chia thành

các miền con Ve hay thành các phần tử có dạng hình học thích hợp.

- Chọn hàm xấp xỉ thích hợp: Vì đại lượng cần tìm là chưa biết, nên ta giả thiết

dạng xấp xỉ của nó sao cho đơn giản đối với tính toán bằng máy tính nhưng phải

thỏa mãn các tiêu chuẩn hội tụ và thường chọn ở dạng đa thức, rồi biểu diễn hàm

xấp xỉ theo tập hợp giá trị và có thể cả đạo hàm của nó tại các nút của phần tử.

- Xây dựng phương trình phần tử, hay thiết lập ma trận độ cứng phần tử [K]e

và vectơ tải phần tử {P}e.

- Ghép nối các phần tử và kết quả là hệ thống phương trình:

[K]{q} = {P}

Trong đó:

[K]: ma trận độ cứng tổng thể

{q}: vectơ chuyển vị nút tổng thể

{P}: vectơ tải tổng thể

- Giải hệ phương trình đại số

- Từ kết quả trên tiếp tục tìm ứng suất, chuyển vị hay biến dạng của tất cả các

Giải các phương trình vi phân phi tuyến Các phương pháp gần đúng

Trực tiếp Giải các pt vi phân độc lập

Gián tiếp Giải hệ pt vi phân liên kết

Phương pháp sai phân trung tâm

Tính lặp từng bước

FEM ví dụ ABAQUS ANSYS PHAE2 PLAXIS

FDM ví dụ FLAC

FEM ví dụ LS-DYNA3D

DEM ví dụ UDEC, PFC

phần tử.

Hình 3.1 Các phương pháp giải gần đúng các phương trình vi phân và các chương trình tính số tương ứng.

 Nhận xét:

Nhìn chung các phương pháp số đều có những ưu điểm nhất định. Các phương

pháp vi phân có ưu điểm là có thể chú ý được các đặc điểm phi tuyến, tính không

đồng nhất, không liên tục về biểu hiện của môi trường. Phương pháp tích phân

BEM có ưu điểm hơn các phương pháp vi phân ở chỗ giảm được việc phân chia

phần tử (chỉ ở trên biên), cụ thể là với bài toán phẳng chỉ cần sử dụng phần tử dạng

thanh (một chiều) và với bài toán không gian chỉ cần phần tử phẳng (hai chiều).

Thời gian tính của phương pháp BEM thường ngắn hơn so với FEM đối với các bài

toán đơn giản. Ngoài ra hiện nay trong cơ học đất, đá, BEM là phương pháp cho kết

quả phù hợp nhất đối với các bài toán bán không gian và không gian. Nhược điểm

của BEM so với các phương pháp vi phân là không hoặc ít chú ý đến các đặc điểm

không tuyến tính, không đồng nhất, không đẳng hướng của môi trường. Các phương

pháp phần tử rời rạc có ưu điểm chính trong việc giải các bài toán cho môi trường

không liên tục hay môi trường rời, như khối đá nứt nẻ, cát, sỏi, cuội. Ngoài ra bằng

phương pháp này cho phép minh họa được các điều kiện phá hủy sát với thực tế

hơn, đặc biệt là các quá trình chuyển động sau trạng thái phá hủy.

Trong việc sử dụng phương pháp Phần tử hữu hạn phục vụ cho luận văn hay

để phân tích sự phân bố ứng suất, sự lún lệch, lún ổn định, lún theo thời gian cũng

như những ứng xử khác trong nền đất gia cố trụ đất xi măng, tác giả không phân

tích trực tiếp mà gián tiếp sử dụng phần mềm Plaxis 3D để tính toán ứng suất, biến

dạng của từng vị trí trong nền

3.2 Giới thiệu phần mềm Plaxis thường dùng để giải các bài toán địa kỹ thuật

hiện nay

Plaxis là chương trình tính được xây dựng theo phương pháp phần tử hữu

hạn được ra đời lần đầu tiên vào năm 1987 bởi GS. Brinkgreve (Trường ĐH công

nghệ Delff - Hà Lan). Phần mềm Plaxis V8.2 nằm trong bộ mô đun của Plaxis được

xem là một trong những chương trình tính chuyên dùng nhất và chứa đựng đầy đủ

nhất những bài toán địa kỹ thuật thường gặp trong thực tế, chương trình tính này

được đánh giá là có giao diện đơn giản và thân thiện, nó cho phép tính toán từ các

bài toán đơn giản cho đến phức tạp với kết quả có thể xuất ra một cách chi tiết và độ

chính xác cao nên được nhiều nước trên thế giới và Việt Nam tin dùng cho các bài

toán địa kỹ thuật.

Hiện nay bộ Plaxis gồm các môđun sau:

Plaxis 2D: dùng phân tích lún của móng, phân tích quá trình thi công hố đào,

phân tích biến dạng chuyển vị của đê sông …Plaxis 2D kết hợp môđun Dynamics

dùng phân tích động của móng máy trên nền đàn hồi, phân tích đóng cọc, phân tích

bài toán địa kỹ thuật có xét ảnh hưởng của động đất …

Plaxis PlaxFlow: dùng phân tích bài toán thấm ổn định, không ổn định trong

môi trường bão hòa, không bão hòa và điều kiện biên thay đổi theo thời gian.

PlaxFlow có thể tích hợp với Plaxis 2D để phân tích bài toán về biến dạng và ổn

định có xét ảnh hưởng của áp lực nước lỗ rỗng và dòng thấm.

Plaxis 3D Tunnel: dùng phân tích quá trình thi công hầm theo công nghệ

NATM, đánh giá ổn định của đường hầm chịu áp đào trong khiên, đánh giá ổn định

của hố đào chống đỡ bằng tường cừ …

Plaxis 3D Foundation: dùng phân tích bài toán móng bè, phân tích sức chịu tải

của cọc khoan nhồi …

So với các bộ phần mềm khác như Geostudio, phần mềm Plaxis có các tính

năng ưu việt như sau:

- Xem xét sự tương tác giữa kết cấu với nền đất

- Mô phỏng bài toán theo quá trình thi công (Staged construction)

- Tính toán theo thời gian

- Tính toán dòng thấm

- Tính toán bài toán tải trọng động

- Tính toán c-phi reduction technique

- Tạo lưới dễ dàng

Trong phương pháp phần tử hữu hạn (FEM), thông qua phần mềm PLAXIS

3D FOUNDATION đã được ứng dụng để phân tích sự phân bố ứng suất, sự lún

lệch, lún ổn định, lún theo thời gian cũng như những ứng xử khác trong nền đất gia

cố trụ đất xi măng.

Ví dụ: Mô hình bố trí trụ đất xi măng

Mô hình được phân tích là một khối đất đắp trên nền đất yếu được gia cố bằng

các trụ đất-xi măng. Nền đất yếu dày 15m được gia cố bằng 50 trụ đất trộn xi măng

dài 10m và trên đầu trụ là lớp đất đắp cao 3m. Trụ có đường kính 0.6m và được bố

trí theo lưới ô vuông với khoảng cách S=2m.

Hình 3.2 Mô hình chia lưới phần tử 3-D trong PLAXIS FOUNDATION.

Các thông số và mô hình vật liệu

Bảng 3.1 Thông số và mô hình vật liệu

Vật liệu

Mô hình

Các thông số

Đất đắp

Mohr-Coulomb

E=4(Mpa),c=10(kPa), φ=25, γ=18(kN/m3),ν=0.3, H=3m, kv=kh=10-9(m/sec)

Đất yếu

Mohr-Coulomb

E=1.5(Mpa),c=10(kPa), φ=0,γ=16(kN/m3),ν=0.495, H=15m,kv=kh=10- 9(m/sec)

Trụ đất xi măng

Mohr-Coulomb

E=50(Mpa),c=80(kPa), φ=35,γ=17(kN/m3), ν=0.495,H=10m, kv=kh=10-10 (m/sec)

Kết quả tính toán bằng Plaxis FOUNDATION 0.679

Hình 3.3 Lưới biến dạng của mô hình 3-D trong PLAXIS FOUNDATION

Đánh giá các phương pháp

- Theo biểu đồ trên thì các phương pháp của Terzaghi chỉnh sửa (1997),

Hewlett (1988), Low (1994), T.S.Nguyễn Minh Tâm (2006) và phương pháp phần

tử hữu hạn (Plaxis 3D Foundation) có kết quả xấp xỉ nhau, với sai số nhỏ hơn 0.07.

Kết quả so sánh (hình 2.5).

Các thông số chính ảnh hưởng đến SRR

Ảnh hưởng của việc thêm và thay đổi diện tích các mũ trên các đầu trụ

- Hiện nay, phương pháp thêm các mũ trên các đầu trụ nhằm tăng khả năng

chịu tải của nền gia cố trụ đất xi măng được sử dụng rộng rãi trên thế giới, phổ biến

nhất là ở Nhật Bản, Thụy Điển, và ở Việt Nam trong dự án Đại Lộ Đông Tây cũng

đã sử dụng phương pháp này.

- Trong phần này để đơn giản và tiện lợi trong việc phân tích Plaxis, chỉ sử

dụng mô hình như hình 6 gồm 4 trụ đất trộn xi măng (bố trí hình vuông S = 2m)

được gia cố mũ vuông bằng bê tông mác 250, cạnh 1m, dày 10cm.

Các thông số của đất yếu, đất đắp và đất trộn xi măng được lấy theo thông số và

mô hình vật liệu như bảng 3.1.

Hình 3.4 Mô hình chia lưới phần tử và bố trí cột trong Plaxis FOUNDATION

Hình 3.5. Mô hình bố trí các cột đất xi măng và mũ cột trong Plaxis FOUNDATION

* Kết quả phân tích

Hình 3.6 Biểu đồ so sánh SRR cho 2 trường hợp có và không có mũ

Biểu đồ trên hình 3.6 ta thấy việc thêm các mũ trên đầu trụ đã làm cho SRR

giảm tương đối đáng kể. Tuy nhiên như ta đã biết SRR là hiệu quả của hiệu ứng

vòm nên SRR sẽ phụ thuộc chủ yếu vào diện tích của mũ.

Tiếp tục phân tích ảnh hưởng của diện tích của mũ đến SRR bằng cách tính tóan các

trường hợp khác nhau của bề rộng mũ d, ta thu được các kết quả như hình 9.

Hình 3.7 Quan hệ giữa bề rộng mũ d và SRR

Đồ thị trong (hình 3.7), rõ ràng ta thấy SRR giảm dần tương ứng với sự tăng dần

của diện tích mũ trên đầu trụ. Khi diện tích mũ càng lớn thì khối lượng đất mà mũ

gánh đỡ càng lớn dẫn tới SRR càng nhỏ. Do đó việc xác định diện tích tối ưu của

mũ nên dựa vào khả năng chịu tải hay cường độ của đất yếu.

Ảnh hưởng của module đàn hồi trụ và khối đắp đến SRR:

Trong phần này để phân tích sự ảnh hưởng của module đàn hồi trụ và khối đắp đến

SRR cũng sử dụng mô hình 4 trụ đất trộn xi măng Các mô hình và thông số vật liệu

vẫn được lấy theo bảng 3.1.

Tiến hành phân tích ảnh hưởng của module đàn hồi của trụ và của khối đắp đến

SRR bằng cách tính toán các trường hợp khác nhau của module đàn hồi của trụ và

của khối đắp, ta thu được các kết quả như hình 3.8 và 3.9.

* Nhận xét:

Ta thấy đồ thị trong hình 3.9 chia thành 2 đoạn rõ rệt, đoạn thứ nhất khá dốc ứng

với Ecol nằm trong khoảng [20;100MPa], đoạn thứ hai gần như nằm ngang và SRR

giảm không đáng kể. Điều đó cho thấy dù ta có tăng Ecol thêm nữa thì SRR cũng sẽ

giảm không đáng kể và giá trị tối ưu của module đàn hồi trụ trong trường hợp này là

100Mpa.

Tuy nhiên đồ thị trong hình 3.8 giảm dần từ trái qua phải với độ dốc hầu như không

đổi, điều này cho thấy module đàn hồi của khối đắp ảnh hưởng khá lớn đến SRR.

Do đó khi chọn vật liệu đất đắp ta nên chọn vật liệu có các chỉ tiêu cường độ cao

Hình 3.8 Ảnh hưởng của modul đàn hồi đất đắp đến SRR

Hình 3.9 Ảnh hưởng của modul đàn hồi cột đến SRR.

3.3 Các mô hình đất nền trong Plaxis

Có rất nhiều mô hình nền trong Plaxis, tuy nhiên trong luận văn này chỉ tập

trung nghiên cứu và phân tích trên hai mô hình nền: Morh-Coulomb Model và

Hardening Soil Model.

Các tính năng chủ yếu của phần mềm Plaxis V8.2

Mô đun Plaxis V8.2 gồm có 4 cửa sổ chính:

+ Plaxis Input: Cửa sổ này cho phép xác định được các số liệu hình học 2

chiều, tạo lưới phần tử, xác định các điều kiện biên.

+ Plaxis Calculations: Cửa sổ này sẽ tiến hành việc tính toán, và xác định các

giai đoạn tính toán.

+ Plaxis output và Plaxis Curves: Cửa sổ này hỗ trợ việc xuất các kết quả.

Plaxis V8.2 cung cấp gần như đầy đủ các mô hình quan hệ chủ yếu của các vật liệu

trong địa kỹ thuật:

* Các loại mô hình trong Plaxis:

+ Mô hình mặt Dẻo

+ Mô hình thế năng dẻo

+ Mô hình Mohr - Coulomb (Mô hình đàn dẻo)

+ Mô hình Hardening-Soil (tăng bền).

+ Mô hình HHS model.

+ Mô hình Modified Cam-lay.

+ Mô hình Soft-Soil.

+ Mô hình Soft-Soil-Creep (Ứng xử theo thời gian).

3.3.1 Mô hình Mohr-Coulomb

3.3.1.1 Tổng quát về mô hình

Mô hình Mohr-Coulomb là mô hình đàn hồi-dẻo lý tưởng. Mô hình này thích

hợp cho mọi loại đất. Vì tính đơn giản và dễ sử dụng mà mô hình này thường được

sử dụng trong giai đoạn đầu của quá trình tính toán. Trong các trường hợp trạng thái

ứng suất, thì quan hệ giữa ứng suất và biến dạng trong mô hình là tuyến tính trong

miền đàn hồi được mô tả thông qua 2 thông số độ cứng mô-đun Young E và hệ số

Poisson ν. Trong khi đó tiêu chuẩn về phá hoại của của đất nền được qui định bởi

hai thông số sức chống cắt c, φ

Trong mô hình Plaxis biến dạng được định nghĩa gồm hai thành phần: biến

dạng đàn hồi và biến dạng dẻo

(3.1)

Theo lý thuyết đàn hồi:

(3.2)

De là ma trận độ cứng trong lý thuyết đàn hồi phụ thuộc vào mô đun E và ν.

(3.3)

Biến dạng dẻo được tính toán thông qua công thức:

g là hàm dẻo tiềm năng (Plastic potential functions) được định nghĩa:

 Mohr – Coulomb plastic potential:

(3.4)

Hình 3.10 Quan hệ cơ bản giữa ứng suất và biến dạng

(3.5)

λ là hệ số dẻo (plastic multiplier). Khi đàn hồi hoàn toàn thì λ=0, khi dẻo thì λ>0.

Smith & Griffith, 1982; Vermeer & de Borst, 1984 đã đưa ra phương trình thể hiện

mối liên hệ giữa ứng suất hữu hiệu và biến dạng trong mô hình đàn dẻo.

(3.6)

Trong đó:

(3.7)

f là hàm chảy dẻo:

 Mohr – Coulomb yield function:

(3.8)

Tổng quát:

(3.9)

Hệ số α =0 trong trường hợp p đàn hồi và α=1 (đơn vị) trong trường hợp dẻo.

3.3.1.2 Xác định thông số cho mô hình:

Ngoài những thông số cơ bản của đất nền như dung trọng, hệ số thấm theo các

phương thì thông số quan trọng nhất trong mô hình Mohr-Coulomb là thông số độ

cứng E, ν và thông số sức chống cắt c, φ, ψ.

* Thông số độ cứng

Thông số mô-đun E của đất nền thay đổi theo trạng thái và lộ trình ứng suất,

mô-đun E trong giai đoạn dỡ tải và nén lại thì lớn hơn trong giai đoạn nén chính.

Phương pháp phân tích thì quyết định thông số độ cứng là thoát nước hay không

thoát nước. Tuy nhiên trong mô hình Mohr–Coulomb thì chỉ có một giá trị E do đó

tuỳ theo dạng công trình và mục đích phân tích mà chọn giá trị E cho hợp lý.

Plaxis đưa ra hai lựa chọn để nhập thông số độ cứng: Eref kết hợp với ν và Eoed

kết hợp với mô-đun chống cắt G.

+ Eref là mô-đun đàn hồi cát tuyến được xác định từ thí nghiệm ba trục cố kết

thoát nước với cấp chọn áp lực buồng σ3 phù hợp với trạng thái thực tế của lớp đất.

Hình 3.11 Xác dịnh Eref từ thí nghiệm 3 trục cố kết thoát nước

+ Hệ số Poisson ν sẽ được xác định thông qua mối liên hệ với hệ số áp lực

ngang tỉnh K0.

Theo Jaky hệ số K0= 1-sinφ.

Trong các trường hợp thông thường ν trong khoảng 0,3÷0,4. Trong trường hợp

dỡ tải thì trong khoảng 0,15 đến 0,25 và trong trường hợp không thoát nước thì ν là

0,5.

+ Eoed là mô-dun tiếp tuyến được xác định từ thí nghiệm nén cố kết ứng với áp

lực σ1 phù hợp với trạng thái thực tế của lớp đất.

Hình 3.12 Xác định Eoed từ thí nghiệm nén cố kết

+ Trong thực tế thì mô-đun của đất nền phụ thuộc vào ứng suất nhưng trong

mô hình Mohr-Coulomb thì chỉ có một giá trị E. Do đó trong phần nâng cao của mô

hình Plaxis đã cung cấp thêm tính năng gia tăng mô-đun E theo độ sâu để điều

chỉnh mô hình cho phù hợp.

(3.10)

* Thông số sức chống cắt

Thông số sức chống cắt trong mô hình cũng được phân chia thành 2 dạng

thoát nước và không thoát nước tuỳ theo mục đích và phương pháp phân tích.

Các thông số sức chống cắt thoát nước được lấy từ thí nghiệm 3 trục cố kết và

thoát nước hay lấy các giá trị sức chống cắt hữu hiệu trong thí nghiệm 3 trục cố kết

không thoát nước. Trong trường hợp lớp đất không có thí nghiệm 3 trục CU, CD có

thể lấy từ thí nghiệm cắt trực tiếp nhưng độ tin cậy không cao.

Thông số sức chống cắt không thoát nước không kể đến góc ma sát trong của

đất nền φu=0 mà chỉ kể đến lực dính của đất cu. Giá trị cu được lấy thông qua các thí

nghiệm ba trục không thoát nước, thí nghiệm cắt cánh ngoài hiện trường hay trong

phòng, thí nghiệm nén 1 trục nở hông…

Đối với những lớp cát chặt hay sét qua cố kết thì có tồn tại góc giãn nở ở ψ.

Thông thường ta chọn giá trị ψ = φ – 30o. Còn trong các trường hợp khác góc giãn

nở bằng 0.

Plaxis cũng cấp thêm tính năng gia tăng lực dính của đất theo độ sâu trong

phần nâng cao của mô hình.

(3.11)

3.3.2 Mô hình Hardening Soil

3.3.2.1. Tổng quát về mô hình.

Mô hình Hardening Soil là mô hình tiên tiến được sử dụng để mô phổng ứng

xử của cả đất cứng lẫn đất mềm. So với mô hình đàn dẻo lý tưởng (Mohr-Coulomb

Model) thì mặt dẻo của mô hình này không cố định trong không gian ứng suất chính

mà mở rộng ra theo giá trị biến dạng dẻo. Sự tái bền của đất nền trong mô hình

được thể hiện và phân loại thành hai dạng: sự tái bền chống cắt (Shear hardening)

và sự tái bền chống nén (Compression hardening). Sự tái bền chống cắt là kết quả

của việc biến dạng dẻo của đất nền dưới tác dụng của ứng suất lệch trong khi đó sự

tái bền chống nén là kết quả của việc biến dạng không phục hồi do nén chính

Đối với mô hình Hardening Soil có sự phân biệt mô-đun của đất theo trạng

thái ứng suất và lộ trình ứng suất: E50 qui định biến dạng dẻo do ứng suất lệch, Eoed

qui định biến dạng dẻo do ứng suất nén chính, Eur qui định biến dạng đàn hồi trong

quá trình dở tải và nén lại. Các giá trị E không phải là một hằng số đối với một loại

đất mà thay đổi phụ thuộc vào ứng suất. Sự thay đổi độ cứng của đất nền được thể

hiện bằng một hàm mũ (m) với biến là ứng suất tại vị trí đang xét.

(3.12)

oed từ thí nghiệm nén (3.12)

Hình 3.13 Xác định Eref

cố kết Eref là giá trị mô đun của đất nền tương ứng với giá trị ứng suất (σ1, σ3) của đất

nền là pref (thông thường chọn giá trị pref = 100 KPa). c, φ là các thông số sức chống

cắt của đất nền.

Ý tưởng cơ bản cho các phương trình của mô hình Hardening Soil đó là mối

liên hệ hyperpolic giữa ứng suất lệch và biến dạng thẳng đứng trong thí nghiệm nén

ba trục. Khi áp ứng suất lệch, độ cứng của đất sẽ giảm và biến dạng dẻo sẽ phát

triển. Đặc biệt trong thí nghiệm 3 trục thoát nước mối quan hệ giữa ứng suất lệch và

biến dạng thẳng đứng theo hàm Hyperpolic thể hiện một cách rõ ràng nhất.

(3.13)

Trong đó:

qf là ứng suất lệch phá hoại được xác định từ tiêu chuẩn phá hoại Mohr-

Coulomb được xác định thông qua thông số chống cắt c, φp.

(3.14)

E50 là Mô đun được xác định theo

Hình 3.14 Mối quan hệ Hyperpolic giữa biến dạng và ứng suất dọc trọc

trong thí nghiệm 3 trục thoát nước.

Trong không gian ứng suất chính thì vùng giới hạn đàn hồi của mô hình được

qui định bởi mặt dẻo (Yield Surface) và mặt nón dẻo (Cap yield Surface)

+ Phương trình của mặt dẻo:

(3.15)

1 - p

2 - p

3 = 2p

1 - p

 = 2p 1

p là biến dạng cắt dẻo: p = p

 không thật sự bằng 0 nhưng là rất nhỏ so với p

1 nên ta bỏ

Trong thực tế p



qua giá trị p

Eur là mô-đun đàn hồi trong quá trình nén lại và dỡ tải được xác định theo

+ Phương trình của mặt nón dẻo:

(3.16)

M là hệ số phụ thuộc vào áp lực đất ngang tĩnh K0

p = σ1 + σ2 + σ3

với

Pc - Áp lực tiền cố kết

Mặt nón dẻo

Mặt dẻo

Hình 3.15 Vùng đàn hồi của mô hình Hardening Soil trong không gian ứng suất chính

3.4 Phân tích và tính toán đối với nền dưới công trình đắp cao

3.4.1 Điều kiện địa chất huyện Cai Lậy – tỉnh Tiền Giang

Tỉnh Tiền Giang có địa hình bằng phẳng, với độ dốc < 1% và cao trình biến

thiên từ 0m đến 1,6m so với mặt nước biển, phổ biến từ 0,8m đến 1,1m. Toàn bộ

diện tích tỉnh nằm trong vùng hạ lưu châu thổ sông Cửu Long, bề mặt địa hình hiện

tại và đất đai được tạo nên bởi sự lắng đọng phù sa sông Cửu Long trong quá trình

phát triển châu thổ hiện đại trong giai đoạn biển thoái từ đại Holoxen trung, khoảng

5.000 - 4.500 năm trở lại đây còn được gọi là phù sa mới.

Nhìn chung, do đặc điểm bề mặt nền đất là phù sa mới, giàu bùn sét và hữu cơ

(trừ các giồng cát) nên về mặt địa hình cao trình tương đối thấp, về địa chất công

trình khả năng chịu lực không cao, cần phải san nền và gia cố nhiều cho các công

trình xây dựng. Các tầng đất sâu tương đối giàu cát và có đặc tính địa chất công

trình khá hơn, tuy nhiên phân bố các tầng rất phức tạp và có hiện tượng xen kẹp với

các tầng đất có đặc tính địa chất công trình kém, cần khảo sát kỹ khi xây dựng các

công trình có qui mô lớn, tải trọng cao…Toàn vùng không có hướng dốc rõ ràng,

tuy nhiên có những khu vực địa hình thấp trũng hay gò cao hơn so với địa hình

chung.

3.4.2 Cấu tạo địa chất

Để có số liệu về các tính chất của đất tự nhiên, một hố khoan HK1 sâu 26m

được khoan khảo sát tại xã Thạnh Lộc - huyện Cai Lậy - tỉnh Tiền Giang.

Căn cứ vào kết quả khoan khảo sát tại hố khoan, sau khi phân tích các chỉ tiêu

cơ lý và tổng hợp chỉnh lý thống kê, địa tầng tại vị trí khoan được phân thành các

lớp sau:

Lớp 1: Sét màu xám nâu, dẻo mềm; dày 2,8m.

Lớp 2: Bùn sét màu xám đen; dày 2,2m.

Lớp 3A: Sét màu nâu đỏ, xám vàng, xám xanh, dẻo mềm; dày 4,5m.

Thấu kính TK1: Á sét màu xám vàng, xám xanh, nửa cứng; dày 1,0m.

Lớp 3C: Sét màu xám vàng, xám xanh, nửa cứng; dày 4,5m.

Lớp 4A: Á sét màu xám vàng, xám tro, dẻo cứng; dày 3,5m.

Lớp 5: Sét màu nâu vàng, nâu tím, xám xanh, nửa cứng; dày 7,5m.

Kết quả của các thí nghiệm xác định các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất được thể

hiện trong Bảng 3.1.

Bảng 3.2 Đặc trưng chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất

STT

Chỉ tiêu cơ lý

Đơn vị

Lớp đất

Lớp 1

Lớp 2

Lớp 3A

TK1

Lớp 3C

Lớp 4A

Lớp 5

0.0

4.2

0.0

Sạn sỏi

10.3

10.7

23.2

48.2

26.0

37.8

22.9

Hạt cát

Cỡ hạt

Hạt bụi

35.3

37.4

30.4

22.2

28.7

31.1

32.6

Hạt sét

54.5

51.9

42.3

29.6

45.3

29.2

44.5

Độ ẩm tự nhiên W

42.8

77.3

30.5

20.9

22.7

24.1

25.0

Dung trọng ướt

kN/m3

17.18

15.19

19.04

20.50

20.39

19.85

20.04

w

Dung trọng khô

kN/m3

12.12

8.67

14.61

16.96

16.64

16.01

16.14

d

1.198

2.078

0.869

0.585

0.645

0.676

0.710

e

Hệ số rỗng

52.6

59.4

41.1

33.8

42.0

34.2

43.3

Giới hạn chảy WL

28.2

33.4

19.9

19.4

21.2

19.5

22.8

Giới hạn dẻo Wp

Độ sệt (chỉ số

0.6

1.68

0.50

0.10

0.07

0.32

0.11

nhão)

kN/m2

1375.0

639.4

2146.2

4159.4

2409.1

3401.3

2590.2

E1-

Mô đun tổng biến dạng

kN/m2

14.38

5.04

17.45

21.17

32.83

17.38

33.02

Lực dính

Góc ma sát

kN/m2

7o35’

2o37’

11o21’

18o16’

17o10’

14o48’

16o56’



HÌNH TRỤ HỐ KHOAN Công trình:

Địa điểm: XÃ THẠNH LỘC – HUYỆN CAI LẬY – TỈNH TIỀN GIANG

Hố khoan: HK1 Tổ khoan: Mực nước ngầm: 1,45m

Cao độ hố khoan: -0,62 Phan Hồng Anh, Mai Đức Thường

Độ sâu: 26m Máy Khoan: XY - 1

Hình 3.16 Hình trụ hố khoan

3.4.3 Mô hình tính toán trong Plaxis

Mô hình là một con đường đắp cao với các lớp đất yếu: Nền đất có 7 lớp đất

gồm: 2,8m đất sét yếu; 2,2m bùn sét; 4,5m sét dẻo mềm; 1,0m á sét nửa cứng; 4,5m

sét nửa cứng; 3,5m sét pha dẻo cứng và 7,5m sét nửa cứng, phía trên các lớp đất là

một đường giao thông với chiều cao đất đắp là 5,0m (Hình 3.9).

Hình 3.17 Mặt cắt ngang của nền đường đắp trên đất yếu

Khi phân tích phần tử hữu hạn theo 2 phương có thể sử dụng đồng thời mô

hình biến dạng phẳng và mô hình đối xứng trục. Trong bài toán nền đường đắp trên

đất yếu có thể coi nền đường là móng bảng để tính toán, như vậy trong Plaxis nền

đường sẽ được mô hình theo mô hình biến dạng phẳng.

Để mô hình hóa cho các lớp đất có thể dùng phần tử tam giác 6 nút hoặc 15

nút đưa về bài toán phẳng để tính toán. Phần tử hình tam giác 6 nút là phần tử mặc

định cho một sự phân tích 2 chiều. Nó cung cấp một phép nội suy là hai cho những

sự dịch chuyển. Ma trận độ cứng phần tử được ước lượng bởi phép lấy tích phân số

sử dụng tổng của ba điểm ứng suất Gauss. Trong khi phần tử hình tam giác 15 nút

có phép nội suy lần lượt và lấy tích phân gồm mười hai điểm ứng suất.

3.4.4 Trường hợp nền đất chưa có giải pháp gia cố

Hình 3.18 Sơ đồ tính toán nền đất yếu chưa được gia cố

Hình 3.19 Mô hình PTHH nền đất yếu chưa được gia cố

Các thông số đầu vào được lấy từ hồ sơ địa chất và kết quả thí nghiệm địa chất

của các lớp đất, các thông số chính phục vụ tính toán được trình bày ở bảng 3.1.

Bảng 3.3 Thông số các lớp đất trong mô hình Plaxis

STT

Tham số

Ký hiệu

Lớp

Lớp 1

Lớp 2

Lớp 3A

Lớp 3C Lớp 4A

Nền

đường

Lớp thấu kính

1 Mô hình

Model

Mohr - Coulomb

Mohr – Coulomb

Ứng xử vật liệu

Type

Drained

17,30

15,34

19,07

20,50

20,41

19,87

18,00

unsat

Dung trọng tự nhiên (kN/m3)

17,57

15,39

19,26

20,65

20,55

20,04

20,00

sat

Dung trọng bão hòa (kN/m3)

10-5

10-6

10-5

10-4

10-5

10-3

Hệ số thấm phương x (m/day)

10-6

10-5

10-6

10-7

10-6

10-7

10-3

Hệ số thấm phương y (m/day)

7 Mô đun Young, E

1375

639

2146

4159

2409

3401

20000

(kN/m2)

Hệ số Poisson (-)

0,340

0,342

0,333

0,315

0,332

0,316

0,330



cref

14,38

5,04

17,45

21,17

32,83

17,38

Cường độ kháng cắt (kN/m2)

10 Góc ma sát trong

7o35’

2o37’

11o21’

18o16’

17o10’

14o48’

25o



(0)

11 Góc dãn nở (0)



Bảng 3.4 Thông số trụ đất xi măng trong mô hình Plaxis

STT

Tham số

Ký hiệu Trụ đất xi măng

Mô hình

Model

Mohr - Coulomb

Ứng xử vật liệu

Drained

Type

Dung trọng tự nhiên (kN/m3)

11,15

unsat

Dung trọng bão hòa (kN/m3)

18,40

sat

Hệ số thấm phương x (m/day)

10-6

Hệ số thấm phương y (m/day)

10-7

Mô đun Young, E (kN/m2)

100000

Hệ số Poisson (-)

0,333



Cường độ kháng cắt (kN/m2)

175

cref

Góc ma sát trong (0)

300



Góc dãn nở (0)



Để đánh giá ổn định tổng thể công trình, tác giả thực hiện phân tích mô phỏng

bằng phuơng pháp phần tử hữu hạn. Ở đây, việc qui đổi sơ đồ bố trí trụ ba chiều

thành sơ đồ bài toán phẳng được thực hiện theo nguyên tắc tương đương diện tích.

Quá trình phân tích độ lún và chuyển vị xét đến tải trọng tĩnh bao gồm tải trọng của

khối đất và nền đường. Khi phân tích ổn định và đánh giá hệ số an toàn, tải trọng

động được xét bổ sung.

3.4.4.1 Chia lưới tính toán

Trên thanh công cụ, vào mục Mesh\Global coarseness hoặc chọn biểu tượng

để tự sinh các phần tử tính toán.

Trong mô hình, có nhiều dạng chia lưới khác nhau. Để thuận tiện cho việc tính

toán, ta chia mô hình ở chế độ Midium, riêng không gian xung quanh trụ ta chọn

chế độ chia lưới mịn Refine Line để cho kết quả chính xác.

3.4.4.2 Khai báo điều kiện ban đầu của mực nước

Mực nước ngầm tính toán (Phreatic level) tại độ sâu -1,45m. Khai báo biên

đóng vùng cố kết (Closed consodilation boundary) cho 2 biên đứng bên trái và bên

phải của bài toán. Tự sinh áp lực nước (Generate water pressures) bằng lựa chọn tự

sinh áp lực dựa trên mực nước nằm ngang (Phreatic level).

3.4.4.3 Tính toán

Mỗi mô hình được phân tích theo các giai đoạn: thi công trụ đất xi măng, thi

công Vải ĐKT, đắp nền đường và chất tải.

* Tính toán dẻo (Plastic Calculate): Tính toán dẻo là để tính toán biến dạng

đàn hồi - dẻo. Nó được sử dụng khi mà phân tích sự phá hoại và ổn định của một

đối tượng được phân tích. Tính toán dẻo không có kể đến sự phụ thuộc vào thời

gian khi áp lực nước lỗ rỗng thoát ra, và do đó không thích hợp khi phân tích lún

trong nền đất có tính thấm yếu. Mặt khác, kiểu tính toán này có thể được sử dụng

khi mà tính toán lún trong nền đất có tính thấm lớn hay dùng để tính toán độ lún

cuối cùng của kết cấu.

* Phân tích cố kết (Consolidation Analysis): Đất bão hòa nước phải thoát nước

khi độ lún gia tăng (do nước không có khả năng chịu nén). Trong đất có tính thấm

yếu, chẳng hạn như đất sét, thì quá trình này mất nhiều thời gian và rất quan trọng

để kể đến quá trình này khi phân tích lún. Đó là hiện tượng chính trong tính toán cố

kết. Vì vậy, cách tính này là phù hợp cho việc phân tích lún theo thời gian đối với

đất bão hòa nước và đất có tính thấm yếu.

* Phân tích an toàn (Giảm φC) (Safety Analysis): Đối với phân tích an toàn (ví

dụ tính toán hệ số an toàn), Plaxis đã đưa vào kiểu tính toán được gọi là giảm PHI-

C. Đây là một tính toán dẻo, trong đó những thông số cường độ của đất và giao diện

được giảm dần cho đến khi bị phá hoại. Hệ số an toàn đối với một đối tượng được

tính toán là bằng cách lấy giá trị cường độ tức thời chia cho cường độ tại thời điểm

phá hoại.

Bảng 3.5 Các giai đoạn tính toán

Phase

Công tác

Cal. type

Loading input

Thời gian

Ban đầu

N/A

0 ngày

Phase 1

Conso

Staged construction

5 ngày

Thi công nền đường lớp 1, dày 1,0m

Phase 2 Cho nền đường cố kết

Conso

Staged construction

15 ngày

Conso

Staged construction

5 ngày

Phase 3

Thi công nền đường lớp 2, dày 1,0m

Phase 4 Cho nền đường cố kết

Conso

Staged construction

15 ngày

Conso

Staged construction

5 ngày

Phase 5

Thi công nền đường lớp 3, dày 1,0m

Phase 6 Cho nền đường cố kết

Conso

Staged construction

15 ngày

Conso

Staged construction

5 ngày

Phase 7

Thi công nền đường lớp 4, dày 1,0m

Phase 8 Cho nền đường cố kết

Conso

Staged construction

15 ngày

Phase 9

Conso

Staged construction

5 ngày

Thi công nền đường lớp 5, dày 1,0m

Staged construction

15 ngày

Conso

Phase 10 Cho nền đường cố kết Phase 11 Chất tải 20kN/m2

Staged construction

5 ngày

Plastic

Phase 12 Tính ổn định FS

Incremental multipliers

0 ngày

Phi/c reduction

Tổng cộng

105 ngày

Hình 3.20 Lưới phần tử hữu hạn

Hình 3.21 Áp lực nước lỗ rỗng ban đầu

Hình 3.22 Ứng suất hữu hiệu ban đầu trong nền đất

Hình 3.23 Quá trình tính toán

Hình 3.24 Chuyển vị của nền đất yếu sau khi đắp lớp 3

+ Kết quả tính toán cho thấy khi nền đất chưa được gia cố sẽ bị phá hoại khi

đắp đến lớp thứ 3 với độ lún là 0,234m.

3.4.5 Trường hợp nền đất được gia cố bằng hệ trụ đất xi măng kết hợp với vải địa kỹ thuật Hình 3.25 Sơ đồ tính toán nền đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp với

vải địa kỹ thuật

Hình 3.26 Mô hình PTHH nền đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp

với vải địa kỹ thuật

Nền đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng có đường kính trụ chọn D =

0,6m, khoảng cách của trụ là 1,2 (tim đến tim). Chiều dài trụ 15m. Tính toán chiều

cao đất đắp 5.0m, chiều sâu đất yếu là 15m. Căn cứ hồ sơ khảo sát địa chất công

trình và kết quả thí nghiệm, đặc trưng cơ lý các vật liệu được tổng hợp thể hiện

trong (bảng 3.2). Thông số các lớp đất và trụ đất xi măng trong mô hình Plaxis được

thể hiện ở (bảng 3.3, bảng 3.4) để phân tích sự phân bố ứng suất trong nền đất.

Trọng lượng riêng theo Kamata & Akutsu, 1976 cho rằng trọng lượng riêng của đất

trộn xi măng tăng từ 3% đến 15%. Từ các thí nghiệm nén mẫu, module đàn hồi E50

= (50 ÷ 63)qu. Hệ số Poission theo Niina et al., 1977 đề nghị lấy từ 0,15 ÷ 0,35.

Vải địa kỹ thuật được mô phỏng bởi phần tử Geogrid có EA = 2500 kN/m và

được bố trí 05 lớp phía trên đầu trụ mỗi lớp cách nhau 1,0 m.

Hình 3.27 Mô hình PTHH nền đất yếu được gia cố - Phương án 1

Hình 3.28 Mô hình PTHH nền đất yếu được gia cố - Phương án 2

Hình 3.29 Mô hình PTHH nền đất yếu được gia cố - Phương án 3

Bảng 3.6 Các giai đoạn tính toán

Công tác

Cal. type

Loading input

Phase

Thời gian

Ban đầu

N/A

0 ngày

N/A

Phase 1 Thi công trụ đất xi măng

10 ngày

Plastic

Staged construction

Phase 2 Thi công trải lớp vải ĐKT thứ 1

5 ngày

Plastic

Staged construction

Phase 3

Conso

Staged construction

5 ngày

Thi công nền đường lớp 1, dày 1,0m

Phase 4 Cho nền đường cố kết

Conso

Staged construction

15 ngày

Phase 5 Thi công trải lớp vải ĐKT thứ 2

Plastic

Staged construction

5 ngày

Phase 6

Conso

Staged construction

5 ngày

Thi công nền đường lớp 2, dày 1,0m

Phase 7 Cho nền đường cố kết

Conso

Staged construction

15 ngày

Phase 8 Thi công trải lớp vải ĐKT thứ 3

Plastic

Staged construction

5 ngày

Phase 9

Conso

Staged construction

5 ngày

Thi công nền đường lớp 3, dày 1,0m

Phase 10 Cho nền đường cố kết

Conso

Staged construction

15 ngày

Phase 11 Thi công trải lớp vải ĐKT thứ 4

Plastic

Staged construction

5 ngày

Phase 12

Conso

Staged construction

5 ngày

Thi công nền đường lớp 4, dày 1,0m

Phase 13 Cho nền đường cố kết

Conso

Staged construction

15 ngày

Phase 14 Thi công trải lớp vải ĐKT thứ 5

Plastic

Staged construction

5 ngày

Phase 15

Conso

Staged construction

5 ngày

Thi công nền đường lớp 5, dày 1,0m

Staged construction

15 ngày

Conso

Phase 16 Cho nền đường cố kết Phase 17 Chất tải 20kN/m2

Staged construction

5 ngày

Plastic

Phase 18 Tính ổn định FS

Incremental multipliers

0 ngày

Phi/c reduction

Tổng cộng

140 ngày

Hình 3.30 Lưới phần tử hữu hạn

Hình 1.31 Áp lực nước lỗ rỗng ban đầu

Hình 3.32 Ứng suất hữu hiệu ban đầu trong nền đất khi chưa sử dụng trụ đất xi

măng

Hình 3.33 Phase 1 - Thi công trụ đất xi măng

Hình 3.34 Phase 3 - Thi công nền đường lớp 1

Hình 3.35 Phase 6 - Thi công nền đường lớp 2

Hình 3.36 Phase 9 - Thi công nền đường lớp 3

Hình 3.37 Phase 12 - Thi công nền đường lớp 4

Hình 3.38 Phase 15 - Thi công nền đường lớp 5

Hình 3.39 Phase 17 – Chất tải phân bố 20kN/m2

Hình 3.40 Quá trình tính toán

Hình 3.41 Chuyển vị của nền đất yếu được gia cố sau 140 ngày

+ Kết quả tính toán nền đất được gia cố bằng trụ đất xi măng đường kính 0,6m

chiều dài 15m và khoảng cách các trụ là 1,2m (tim đến tim) có độ lún chỉ 0,054m.

Hình 3.42 Chuyển vị theo phương ngang của nền đất yếu được gia cố

Hình 3.43 Chuyển vị theo phương đứng của nền đất yếu được gia cố

Hình 3.44 Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư

Hình 3.45 Sự phân bố ứng suất hữu hiệu trong nền đất yếu được gia cố

Hình 3.46 Sự phân bố ứng suất tổng trong nền đất yếu được gia cố

Hình 3.47 Hệ số ổn định của nền đất yếu được gia cố

3.5 Nhận xét chương:

Khi nền đất chưa được gia cố sẽ bị phá hoại khi đắp đến lớp thứ 3 với độ lún

là 0,234m. Khi nền đất được gia cố bằng trụ đất xi măng đường kính 0,6m chiều dài

15m và khoảng cách các trụ là 1,2m (tim đến tim) có độ lún chỉ 0,054m và có hệ số

ổn định là 2,925.

Phương pháp phần tử hữu hạn có thể mô phỏng bài toán gia cố nền đất yếu

bằng trụ đất xi măng. Phương pháp này có thể tính được ứng suất và áp lực lỗ rỗng

dư tại một điểm bất kỳ trong nền đất.

PHẦN KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. Kết luận

Căn cứ vào kết quả khảo sát trên mô hình số là cơ sở để tác giả rút ra được các

kết luận khoa học và đóng góp vào thực tiễn:

1. Để phân tích sự phân bố ứng suất trong nền đất được gia cố trụ đất xi măng,

ngoài phương pháp quan trắc hiện trường thì phương pháp giải tích của Terzaghi

(Russell & Pierpoint chỉnh sửa năm 1997) và phương pháp phần tử hữu hạn (Plaxis

3D) là những phương pháp đáng tin cậy, có thể ước lượng khá chính xác sự phân bố

ứng suất. Xây dựng được mô hình bài toán xác định sự phân bố ứng suất trong nền

đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng kết hợp với vải địa kỹ thuật dưới công

2. Việc thêm lớp gia cường trên đầu trụ mang lại hiệu quả đáng kể trong mong

trình đắp cao ở huyện Cai Lậy, tỉnh Tiền Giang.

muốn giảm ứng suất tác dụng lên đất yếu, theo kết quả thu được từ mô hình phân

tích trên của các tác giả thì SRR giảm khi thêm lớp gia cường trên đầu trụ. Khảo sát

đánh giá được tỷ lệ giảm độ lún của bề mặt nền đất trước và sau khi gia cố theo các

thông số đàn hồi của đất, của trụ và theo kích thước trụ đất xi măng.

3. Kết quả mô phỏng cho nền đường đất yếu được gia cố bằng trụ đất xi măng

kết hợp với vải địa kỹ thuật dưới công trình đắp cao ở huyện Cai Lậy, tỉnh Tiền

Giang là hệ trụ đất xi măng đường kính 0,6m, chiều dài 15m và khoảng cách các trụ

là 1,2m, có độ lún chỉ 0,054m và có hệ số ổn định là 2,925. Nên công trình ổn định

trong thời gian sử dụng.

2. Kiến nghị

1. Trong việc phân tích sự phân bố ứng suất, sự lún, biến dạng theo độ sâu của

trụ đất xi măng trong nền đất gia cố trụ đất xi măng ta nên tiến hành thí nghiệm hiện

trường để có thể thu được kết quả chính xác hơn, đồng thời có thể kiểm chứng mức

độ chính xác của các phương pháp.

- Áp dụng mô hình bài toán để nghiên cứu tính toán xử lý nền đất yếu bằng trụ

đất xi măng, xác định trạng thái ứng suất, ứng suất giới hạn và tính độ lún tức thời

của bề mặt nền gia cố. Từ kết quả mô phỏng của luận văn, để nâng cao tính thực

tiễn có thể bổ sung nghiên cứu ảnh hưởng của lớp đệm, của lớp đất đắp trên đầu trụ,

ảnh hưởng của độ cứng của trụ đến sự thay đổi ứng suất trong hệ nền - trụ.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tiếng Việt:

[1] Bộ GTVT (2000), Quy trình khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp trên đất

yếu, 22TCN262 - 2000, Hà Nội.

[2] Bộ Khoa học và Công nghệ (2012), Gia cố nền đất yếu – Phương pháp trụ

đất xi măng, TCVN9403 - 2012, Hà Nội.

[3] Chu Quốc Thắng (1997), Phương pháp Phần tử hữu hạn, Nhà xuất bản Khoa

học và kỹ thuật, Hà Nội.

[4] Đậu Văn Ngọ. Giải pháp xử lý đất yếu bằng đất trộn xi măng. Tạp chí phát

triển khoa học công nghệ tập 11 số 11- năm 2008.

[5] Nguyễn Ngọc Thắng. Gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng. Nhà xuất bản

khoa học và kỹ thuật.

[6] Nguyễn Minh Tâm (2006). “The Behavior of DCM columns under Highway

Embankments by Finite Element Analysis

[7] Nguyễn Viết Trung - Trụ đất – xi măng phương pháp gia cố nền đất yếu,

NXB Xây dựng năm 2014.

[8] Quy trình thí nghiệm đất gia cố chất kết dính bằng xi măng 22 TCN 59 - 84.

[9] TCVN 4200: 2012 Đất xây dựng - Phương pháp xác định tính nén lún trong

phòng thí nghiệm.

[10] TCVN 9354: 2012: Đất cho xây dựng – Phương pháp xác định module biến

dạng hiện trường bằng tấm ép phẳng.

[11] TCVN 9403:2012, “Gia cố nền đất yếu – Phương pháp trụ đất xi măng”.

Viện Khoa học Công nghệ Xây dựng, Vụ Khoa học Công nghệ, 2012.

[12] Tiêu chuẩn cơ sở TCCS 05:2010/VKHTLVN Hướng dẫn sử dụng phương

pháp Jet-grouting tạo trụ đất xi măng để gia cố đất yếu, chống thấm nền và công

trình đất.

[13] Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9403:2012 Gia cố nền đất yếu-Phương pháp trụ

đất xi măng.

[14] Trần Nguyễn Hoàng Hùng – Công nghệ xói trộn vữa cao áp (Jet-Grouting),

Đại học Quốc Gia Thành phố HCM năm 2016.

[15] Võ Phán – Cơ học đất, Đại học Bách khoa TP HCM 2010.

Tiếng Anh

[16] A.A Balkema Publishers. “The Deep Mixing Method, Principle, Design and

Construction”.

[17] Braja Das - Principles of Geotechnical Engineering – Third edition.

[18] Bummhima Indraratna and Jian Chu - Ground Improvement – Case

Histories.

[19] CDIT (2002). Deep Mixing Method, Principle, Design and Construction.

[20] D.T. Bergado, J.C Chai, M.C. Alfaro, (1994). “Những biện pháp kĩ thuật mới

cải tạo đất yếu”.

[21] Hakan Bredenberg, Goran Holm, Bengt B.Broms. “Dry Mix Methods for

DeepSoilStabilization”.

[22] Hans-Georg Kempfert, Berhane Gebreselassie, (2006). “Excavations and

Foundations in soft soil”.

[23] Alamgir (1996). “Stress – Strain distribution in embankment reinforced by

columnar inclusion”.

[24] Braja M.Das (1984). “ Principles of Geotechnical engineering”