NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN
Vấn đề nghiên cứu và ứng dụng gia cố nền đất yếu bằng cột đất trộn xi măng (CDM) trên thế giới và ở Việt Nam
Cột đất gia cố xi măng, được nghiên cứu thành công lần đầu tiên tại Mỹ sau Đại chiến thế giới thứ 2 vào năm 1954, được gọi là phương pháp "Mixed - In - Place Pile" (MIP), với cột có đường kính từ 0.3 – 0.4 m và chiều dài 10 - 12 m Tuy nhiên, đến năm 1996, cột đất gia cố mới được áp dụng rộng rãi với mục đích thương mại.
Sự phát triển của công nghệ trộn sâu bắt đầu từ Thụy Điển và Nhật Bản vào những năm 1960 Tại Nhật Bản, trộn khô sử dụng vôi hạt (vôi sống) làm chất gia cố đã được áp dụng từ giữa những năm 1970 Cùng thời điểm đó, Thụy Điển cũng áp dụng trộn khô với vôi bột để cải thiện tính chất lún của đất sét dẻo mềm Ngoài ra, trộn ướt với vữa xi măng làm chất gia cố cũng đã được thực hiện tại Nhật Bản từ giữa những năm 1970.
Vào tháng 5 năm 1996, Nhật Bản đã tổ chức Hội nghị Quốc tế về phương pháp trộn dưới sâu, tiếp theo là Hội nghị Quốc tế về phương pháp trộn phun khô diễn ra vào tháng 11 năm 1999 tại Stockholm, Thụy Điển.
Năm 1954, Công ty Intrusion Prepakt của Mỹ đã phát triển kỹ thuật cột trộn tại chỗ (Mix in place), và kỹ thuật này đã được ứng dụng trong xây dựng tại một số địa điểm ở Mỹ.
Năm 1967, Viện nghiên cứu hải cảng và bến tàu thuộc Bộ giao thông vận tải Nhật Bản khởi đầu các thí nghiệm xử lý đất biển bằng cách sử dụng vôi cục hoặc vôi bột thông qua phương pháp trộn vôi dưới sâu Nghiên cứu này được thực hiện bởi Okumura, Terashi và các cộng sự trong những năm đầu của thập niên 70.
Kỹ Thuật Thụy Điển, hợp tác cùng công ty Linden-Alimark, đã thực hiện các nghiên cứu cả trong phòng thí nghiệm lẫn hiện trường nhằm xử lý nền đất sét yếu bằng phương pháp cọc vôi Nghiên cứu này đã dẫn đến những phát hiện quan trọng của Paus về thi công cọc vôi lỏng.
Vào năm 1974, Viện nghiên cứu hải cảng và bến tàu đã báo cáo về việc ứng dụng phương pháp trộn vôi dưới sâu tại Nhật Bản Phương pháp này được áp dụng lần đầu tiên để cải tạo đất sét yếu tại Chiba, sử dụng thiết bị Mark IV do Fodo Construction phát triển.
Co, Ltd Các áp dụng tại những nơi khác trong vùng Đông Nam Á tiếp sau trong cùng một năm
Năm 1975, những bài báo về phương pháp trộn dưới sâu của các nhà khoa học Thụy Điển (Brom , Borman) và Nhật Bản (Okumura , Terashi) được trình bày trong hội
Vào năm 1975, Viện nghiên cứu hải cảng và bến tàu đã tiếp tục phát triển phương pháp trộn xi măng dưới sâu bằng cách sử dụng vữa xi măng lỏng, sau những nghiên cứu độc lập được thực hiện trong giai đoạn 1973-1974 Phương pháp này lần đầu tiên được áp dụng trong các dự án quy mô lớn cho đất sét yếu bờ biển tại Bangolore, Ấn Độ.
Năm 1976, Viện nghiên cứu công chánh thuộc Bộ xây dựng Nhật Bản đã hợp tác với Viện nghiên cứu máy xây dựng Nhật Bản để nghiên cứu phương pháp trộn phun khô dưới sâu bằng bột xi măng, và bước thử nghiệm đầu tiên đã hoàn thành vào cuối năm 1980.
Năm 1977, Viện địa kỹ thuật Thụy Điển đã phát hành sách hướng dẫn về thiết kế, thi công và giám sát cột vôi Cùng năm, Nhật Bản lần đầu tiên áp dụng phương pháp trộn xi măng dưới sâu vào thực tiễn.
Vào năm 1980, Nhật Bản đã áp dụng phương pháp trộn phun khô dưới sâu nhằm mục đích kinh tế, nhưng sau đó phương pháp này đã được thay thế bằng phương pháp trộn vôi.
Năm 1986, phương pháp trộn dưới sâu được ứng dụng để gia cố nền đất yếu tại một số nơi ở Mỹ
Vào năm 1990, Nhật Bản đã giới thiệu công nghệ thi công trộn dưới sâu mới mang tên phương pháp RR Phương pháp này sử dụng kỹ thuật thi công đầu trộn lên xuống, lắc ngang và quay tròn để tạo thành cột Một lần thi công có thể tạo ra cọc với đường kính lên tới 2m.
Năm 1993, Hiệp hội DJM (Deep Jet Mixing - phun trộn khô dưới sâu) của Nhật Bản đã công bố sách hướng dẫn cung cấp những thông tin mới nhất về thiết kế và thi công cột đất xi măng.
Vào tháng 11 năm 1999 một hội nghị quốc tế về phương pháp trộn khô được tổ chức tại Stokholm, Thụy Điển
Từ năm 2002, Việt Nam đã bắt đầu ứng dụng cột đất trộn xi măng (CDM) trong xây dựng, với nhiều dự án tiêu biểu như cảng Ba Ngòi (Khánh Hòa) sử dụng 4000m cột CDM đường kính 0,6m, và xử lý nền cho bồn chứa xăng dầu ở Cần Thơ Năm 2004, cột CDM được áp dụng để gia cố nền móng cho nhà máy nước huyện Vụ Bản (Hà Nam) và bồn chứa xăng dầu ở Đình Vũ (Hải Phòng) với công nghệ trộn khô, độ sâu xử lý khoảng 20m Tháng 5 năm 2004, các nhà thầu Nhật Bản đã sử dụng Jet-grouting để sửa chữa khuyết tật cho cọc nhồi cầu Thanh Trì (Hà Nội) Năm 2005, nhiều dự án như thoát nước khu đô thị Đồ Sơn - Hải Phòng, gia cố nền móng kho khí hóa lỏng Cần Thơ, sân bay Cần Thơ, và cảng Bạc Liêu cũng đã áp dụng cột CDM.
Năm 2004, Viện Khoa học Thủy lợi đã tiếp nhận công nghệ khoan phụt cao áp (Jet-grouting) từ Nhật Bản để nghiên cứu sức chịu tải của cọc đơn và nhóm cọc, khả năng chịu lực ngang, và ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến tính chất của CDM Công nghệ này đã được ứng dụng để xử lý đất yếu và chống thấm cho các công trình thủy lợi, bao gồm việc sửa chữa chống thấm cho Cống Trại (Nghệ An), cống D10 (Hà Nam), và Cống Rạch C (Long An).
Gần đây một số công trình gia cố nền bằng CDM: Dự án Đại Lộ Đông Tây tại thành phố Hồ Chí
– – , Dự án đường cao tốc Sài Gòn – Long Thành
Dầu Giây, mội số building như Saigon Times Square, khu cao ốc văn phòng và căn hộ chung cư cao cấp WASECO,….
Giới thiệu về gia cố nền đất yếu bằng cột đất trộn xi măng (CDM)
Cột đất trộn xi măng (CDM) là trụ tròn được hình thành từ hỗn hợp đất và xi măng hoặc vữa xi măng Quá trình chế tạo cột CDM diễn ra thông qua việc trộn cơ học xi măng hoặc vữa xi măng với đất tại chỗ (in-situ) Cột CDM có những đặc điểm nổi bật, góp phần quan trọng trong các công trình xây dựng.
- Đường kính cột CDM thông thường từ 0.5÷1.0m
- Chiều sâu trộn lớn nhất từ 16÷33m
- Hàm lượng xi măng sử dụng khi gia cố nền đất: 80÷240 kg/m3
- Cường độ đất sau gia cố từ 100÷10000 kPa
- Tỷ lệ giữa diện tích đất gia cố/diện tích đất không gia cố as=0,1 0,3 (tại Nhật Bản tỷ số này có thể lên đến 0,5)
Phân loại theo chất kết dính (xi măng, vôi, thạch cao, tro bay…) và phương pháp trộn (khô/ướt, quay/ phun tia, guồng xoắn hoặc lưỡi cắt)
Gia cố nền đất yếu bằng cột đất trộn xi măng nhằm cải thiện các đặc tính của đất, bao gồm tăng cường độ kháng cắt và giảm tính nén lún Phương pháp này thực hiện bằng cách trộn đất nền với xi măng, tạo ra sự tương tác giữa chúng Quá trình này mang lại sự đổi mới nhờ vào việc trao đổi ion tại bề mặt các hạt sét, giúp gắn kết các hạt đất và lấp đầy các lỗ rỗng nhờ sản phẩm của phản ứng hóa học.
2.2 Các phương pháp bố trí cột đất trộn xi măng
Tùy vào mục đích sử dụng, việc lựa chọn phương pháp bố trí cột CDM hợp lý là rất quan trọng Để giảm thiểu độ lún, cột nên được bố trí đều theo lưới tam giác hoặc ô vuông Đối với việc làm tường chắn, cột thường được tổ chức thành dãy Bạn có thể tham khảo một số cách bố trí sau đây.
Hình 1.1 - Bố trí cột trộn khô:
1: Dải; 2: Nhóm, 3: Lưới tam giác, 4: Lưới vuông
Hình 1.2 - Bố trí khối trùng nhau:
Hình 1.3 - Bố trí cột trộn ướt trên mặt đất:
2.3 Sơ lược về phương pháp thi công
Thi công cột CDM/cột vôi theo phương pháp trộn sâu được chia thành các bước như sau:
Để định vị tim cột, sử dụng cọc gỗ hoặc cọc tre với sai số cho phép tùy thuộc vào sơ đồ bố trí cột Di chuyển máy khoan phun đến vị trí đã xác định, đảm bảo mũi khoan trùng với tim cột; sau đó, điều chỉnh cân bằng máy và kiểm tra độ nghiêng của cần khoan Cuối cùng, kiểm tra và bổ sung chất gia cố vào bình chứa của máy khoan phun.
- Bước 2: Khoan phun tạo cột Vận hành máy cho mũi khoan xoay đi xuống đất
Khi mũi khoan đạt độ sâu thiết kế, quay ngược mũi khoan và rút lên, đồng thời phun chất gia cố vào đất bằng khí nén qua lỗ ở đầu mũi trộn Việc phun chất gia cố có thể thực hiện khi mũi trộn đi xuống, đi lên hoặc cả hai, tùy thuộc vào thiết bị và công nghệ Các cánh của mũi trộn sẽ trộn chất gia cố với đất đã được làm tơi trước đó Đối với cột vôi+xi măng và cột xi măng, yêu cầu trộn đồng đều cao hơn so với cột vôi Nên dừng phun chất gia cố cách mặt đất thi công từ 0,5m đến 1m để tránh ô nhiễm môi trường, điều này có thể làm giảm chất lượng các phần trên của cột trong khoảng này, cần được xem xét trong thiết kế.
Hình 1.4 - Trình tự thi công cột CDM
Hình 1.5 - Thiết bị thi công cột CDM theo phương pháp trộn ướt và trộn khô
Hình 1.6 - Cột CDM sau khi đã thi công
2.4 Các ứng dụng chính của cột CDM
Hiên nay cột CDM ngày càng được ứng dụng rộng rãi trên thế giới và tại Việt Nam trong nhiều loại công trình khác nhau:
- Gia cố nền đường, nền nhà xưởng, cầu cảng …đặc biệt là khu vực đường dẫn vào cầu
- Giữ ổn định cho mái dốc, ổn định cho đê cao, đê ngăn nước, đập…
- Sử dụng thay thế cọc BTCT trong móng cọc những công trình xây dựng dân dụng cầu cống…
- Giữ ổn định vách hố đào sâu, làm tường hào chống thấm cho đê đập
- Giảm ảnh hưởng từ các công trình lân cận
Hình 1.7 - Sử dụng cột CDM gia cố nền đường dẫn vào cầu
Hình 1.8 - Sử dụng cột CDM gia cố nền đê lấn biển
2.5 Ƣu khuyết điểm khi xử lý nền đất yếu bằng cột CDM
Quá trình trộn lẫn đồng nhất chất liệu tạo ra cột đất-ximăng với chất lượng cao, mang lại hiệu quả vượt trội Điều này giúp dễ dàng san phẳng mặt bằng công trình và làm sạch đầu cột.
- An toàn khi thi công: Ít nguy hiểm trong vận hành, giảm thiểu lao động
Cung cấp lợi ích nhanh chóng cho công trình, phương pháp này mang lại hiệu quả cao mà không gây hại cho nền đất Thời gian thi công ngắn, quy trình đơn giản giúp tiết kiệm nguyên liệu, thời gian lao động và chi phí vận chuyển.
- Ứng dụng kép: Công nghệ cột đất gia cố ximăng được sử dụng rộng rãi cho nhiều loại đất: cát, sét có độ dẻo cao, đất nhiều mùn
Quy trình này hoàn toàn không gây ô nhiễm cho các công trình xung quanh, không tạo ra chấn động nền đất hay tiếng ồn Nó cũng không phát sinh chất thải và không làm ô nhiễm nguồn nước ngầm hay các khu vực nước lân cận Hơn nữa, quy trình này không bị ảnh hưởng bởi các yếu tố như xâm thực từ nước ngầm, muối khoáng, axít hữu cơ và vô cơ, cũng như nước biển.
- Cột đất ximăng không bị phình trướng sau khi thi công
- Nền đất xung quanh cột không bị chèn, phá lệch gây ảnh hưởng xấu đến các nhà lân cận
- Kết cấu giữa đầu cột và mố, bệ đơn giản, ít tốn kém, chống sự phá vỡ khi động đất hay gió mạnh
- Không gây ô nhiễm đối với môi trường xung quanh
- Giá thành tương đối rẻ
Tuy nhiên việc áp dụng giải pháp cột đất trộn xi măng vào Việt Nam hiện nay cũng còn gặp nhiều khó khăn:
- Việc làm chủ công nghệ hầu như do nước ngoài thực hiện
- Vì là công nghệ mới nên tiêu chuẩn Việt Nam hướng dẫn chưa thực sự hoàn chỉnh
- Các công trình đã thực hiện chủ yếu được thiết kế bằng các quy trình của nước ngoài như Thụy Điển, Trung quốc và Nhật Bản
Phạm vi nghiên cứu của đề tài
3.1 Đặt vấn đề Đối với nước ta đây là một công nghệ mới nên các tiêu chuẩn ngành, cũng như tiêu chuẩn của Việt Nam hướng dẫn về công nghệ cột đất trộn ximăng vẫn chưa thực sự hoàn chỉnh TCXDVN 385: 2006 "Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng" vừa mới ban hành tháng 12/2006 chưa có hướng dẫn cụ thể về tính toán thiết kế cột đất ximăng
Các công trình sử dụng giải pháp cột đất trộn ximăng chủ yếu được thiết kế dựa trên quy trình từ các nước như Thụy Điển, Nhật Bản và Trung Quốc Phương pháp này giúp cải thiện độ ổn định của nền đất xung quanh.
Mục tiêu của nghiên cứu này là tính toán hợp lý cột đất trộn xi măng trong nền đất gia cố CDM, thông qua việc phân tích độ lún, phân bố ứng suất và đánh giá ổn định nền trong các công trình thực tế theo các tiêu chuẩn quốc tế như Thụy Điển, Nhật Bản, Trung Quốc và TCXDVN 385: 2006 Nghiên cứu sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn và so sánh kết quả tính toán từ các phương pháp khác nhau để đưa ra kết luận và đề xuất giải pháp tính toán nền gia cố bằng cột CDM phù hợp với điều kiện tại Việt Nam.
Kết quả nghiên cứu cho thấy các yếu tố ảnh hưởng đến độ lún, phân bố ứng suất và ổn định của nền đất gia cố bằng CDM Bài viết đề xuất một phương pháp tính toán hợp lý cho nền đất yếu gia cố CDM, phù hợp với điều kiện địa chất khu vực phía Nam.
Trong bài viết này, tác giả tiến hành phân tích và tính toán độ lún, sự phân bố ứng suất, cũng như ổn định của nền đất yếu được gia cố bằng cột đất trộn xi măng cho một công trình thực tế Công tác nghiên cứu được thực hiện một cách chi tiết và có hệ thống.
Thu thập số liệu công trình thực tế bao gồm thông tin về địa chất, các thông số liên quan phục vụ thiết kế, và số liệu quan trắc hiện trường trong quá trình khai thác.
Dựa trên các số liệu thu thập từ công trình thực tế, chúng tôi tiến hành tính toán để xác định độ lún, phân bố ứng suất và đánh giá sự ổn định của nền đất gia cố CDM cho công trình.
Trang -12- trình trên bằng cách sử dụng các công thức lý thuyết theo các quy trình tính toán khác nhau (Thụy Điển, Nhật Bản, Trung Quốc…)
Sử dụng phần mềm Plaxis 2D và 3D Foundation để phân tích xác định độ lún, phân bố ứng suất và ổn định của nền đất gia cố CDM cho công trình.
Bài viết tổng hợp và so sánh kết quả tính toán giữa phương pháp lý thuyết, phương pháp phần tử hữu hạn và số liệu quan trắc hiện trường Qua đó, bài viết đưa ra nhận xét và kiến nghị về phương pháp xác định hợp lý độ lún, phân bố ứng suất và ổn định của nền đất gia cố CDM, phù hợp với đặc điểm địa chất khu vực phía Nam.
3.4 Giới hạn của đề tài
Do thời gian thực hiện đề tài ngắn, tác giả tập trung phân tích xác định độ lún, phân bố ứng suất và ổn định của nền đất yếu được gia cố bằng cột đất trộn xi măng.
Số liệu về công trình thực tế, đặc biệt là số liệu quan trắc, còn hạn chế, do đó kết quả nghiên cứu chỉ đại diện cho một khu vực nhất định và chưa thể phản ánh toàn bộ khu vực phía Nam.
CÁC PHƯƠNG PHÁP LÝ THUYẾT XÁC ĐỊNH ĐỘ LÚN, SỰ PHÂN BỐ ỨNG SUẤT VÀ ỔN ĐỊNH CỦA NỀN GIA CỐ CỘT ĐẤT TRỘN XI MĂNG
Độ lún
1.1 Tính toán theo quy trình Thụy Điển:
Mô hình tính toán dưới đây xuất phát từ mô hình của Broms (1984) dành cho các cột vôi, và cũng đã được áp dụng cho cột vôi xi măng mềm nửa cứng Độ lún bên trong thể tích đất được gia cố chịu ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố khác nhau.
- Tỷ số giữa mô đun đàn hồi của các cột và đất không được gia cố;
- Tỷ diện tích thay thế của các cột trên bề mặt đất được gia cố;
- Các đặc trưng cố kết của đất nền;
- Tải trọng dão của cột CDM;
- Thời gian đặt tải trọng và quá trình thi công cột;
- Hệ số thấm trong đất không gia cố và trong cột đất trộn xi măng
Mô hình tính toán giả định đất đồng nhất theo chiều sâu và các cột CDM có chiều sâu thiết kế giống nhau Tuy nhiên, do sự biến đổi trong đặc trưng của đất không gia cố và ảnh hưởng của chất gia cố, có thể sử dụng các cột với chiều dài khác nhau một cách kinh tế Trong trường hợp này, việc tính toán cần xem xét biên độ lún cần thiết cho các cột có chiều dài khác nhau.
Các tính toán ổn định cần xem xét trường hợp xấu nhất và có thể hỗ trợ cho phân tích không thoát nước, kết hợp với phân tích thoát nước và hỗn hợp Đối với các lớp đất đồng nhất, các mặt trượt hỗn hợp có thể ảnh hưởng đến quyết định thiết kế.
Độ lún tổng cộng của công trình trên nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng được xác định bởi hai thành phần: độ lún S1 của khối gia cố (bao gồm cột đất trộn xi măng và đất xung quanh) và độ lún S2 của phần đất không gia cố dưới cột CDM Do đó, độ lún tổng S được tính bằng công thức S = S1 + S2.
Hình 2.1 - Mô hình xác định độ lún cột CDM
Cột CDM và đất không gia cố giữa các cột biến dạng như một đơn nguyên, với sự co ngắn dọc trục cột tương ứng với độ lún của đất xung quanh Khi xảy ra biến dạng tương đối, ứng suất dọc trục cột có thể được biểu thị theo công thức nhất định.
(1 ) col col col col s col soil
Độ cứng tương đối của cột CDM, khi xem xét tác động của khối đất không ổn định, sẽ xác định cách phân bố tải trọng giữa cột và đất xung quanh Do đó, nên sử dụng giá trị mô đun biến dạng của cột là E col 50 100C u col để đảm bảo tính toán chính xác.
, với C u col là sức kháng cắt không thoát nước của cột
E col và E soil là hai yếu tố quan trọng trong tính toán sơ bộ, thường được chọn với giá trị E col khoảng 15-25 MPa Ứng suất dọc trục trung bình của cột được xác định dựa trên mô đun biến dạng theo công thức E.
Độ gia tăng ứng suất q do công trình gây ra được chia thành hai phần: một phần truyền lên cột (q1) và một phần truyền lên đất xung quanh (q2) Mối quan hệ này có thể được biểu diễn với cùng một chuyển vị tương đối.
( ) col col col soil q BL q BL nA E BL nA E
Độ lún S1 của cột và phần nền gia cố được xác định dựa trên giả thiết rằng độ gia tăng ứng suất q là không đổi theo chiều sâu của khối gia cố, đồng thời tải trọng khối cũng không giảm.
(2.4) Độ lún S 2 của lớp phần đất bên dưới khối gia cố được tính toán theo phương pháp cộng lớp phân tố, quy về móng khối quy ước:
- h i : Bề dày lớp đất tính lún thứ i;
- e 0 i : Hệ số rỗng của lớp đất thứ i ở trạng thái tự nhiên ban đầu;
- C s i : Chỉ số nén lại hay chỉ số nở;
- P 0 : Ứng suất nén thẳng đứng do trọng lượng bản thân các lớp đất bên trên;
- P : Độ gia tăng ứng suất nén thẳng đứng;
- p : Ứng suất tiền cố kết của đất;
(Các giá trị này xác định tại vị trí giữa lớp đất thứ i)
, tải trọng tác dụng tượng ứng với giới hạn dão
Hình 2.2 - Mô hình xác định độ lún cột CDM trường hợp B
Tải trọng tác dụng được phân chia thành hai thành phần chính: thành phần q1 tác động lên cột và thành phần q2 tác động lên đất xung quanh Thành phần q1 được xác định bởi giới hạn dãn của cột và được tính toán theo công thức cụ thể.
Giá trị q 1 có thể xác định gần đúng như sau: 1 2 creep q Q c
- Q creep : Tải trọng tập trung tác dụng lên 1 cột có xét đến hệ số từ biến, tải trọng dão
- c : Khoảng cách giữa các cột Phần tải trọng q 2 q q 1 dùng để tính toán độ lún ΔS 1
2 đặt trên bề mặt ΔS2 1 và q2 q1 2
Chênh lệch lún sẽ giảm khi ứng suất cắt trung bình quanh khối gia cố thấp hơn độ bền cắt của đất xung quanh cột Biến đổi góc giữa hai dãy cột tỷ lệ thuận với ứng suất cắt trung bình và mô đun kháng cắt trung bình G d, thể hiện trong mối quan hệ tb.
Độ lún lệch lớn nhất thường xảy ra trong giai đoạn đầu thi công chất tải trước khi đất yếu xung quanh cột bắt đầu cố kết Kết quả thí nghiệm của Broms và Borman cho thấy độ bền chống cắt trung bình và mô đun kháng cắt giảm theo thời gian, với độ giảm của bền chống cắt lớn hơn mô đun kháng cắt Điều này dẫn đến việc độ lún lệch lớn nhất xảy ra vào thời điểm bắt đầu chất tải Ứng suất cắt và độ lệch lớn nhất thường xuất hiện dọc theo chu vi của khối gia cố chịu tải, nơi có chuyển vị tương đối nhỏ Tải trọng từ kết cấu bên trên được truyền cho nền đất xung quanh, với giả thiết rằng lực cắt tổng dọc theo chu vi khối gia cố chống đỡ khoảng 80% tải trọng và 20% còn lại truyền trực tiếp xuống đất yếu không gia cố bên ngoài.
- B : Bề rộng của khối gia cố
Với độ lún lệch lớn nhất cho phép là 1/300 và ước tính mô đun kháng cắt tức thời của khối đất không gia cố G d 100C u soil ta có:
Từ đây ta có thể rút ra biểu thức ước tính chiều dài cột CDM để độ lún lệch xảy ra trong giới hạn cho phép:
1.1.4 Tính toán độ lún theo thời gian
Trong trộn khô, cột CDM có tính thấm cao hơn đất xung quanh, hoạt động như băng thoát nước thẳng đứng Tuy nhiên, tốc độ lún không chỉ phụ thuộc vào hiệu ứng thoát nước, mà còn vào sự phân bố ứng suất trong hệ thống cột - đất theo thời gian Khi tải trọng tác động, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư được tạo ra, và cột gia cố tăng độ cứng theo thời gian, dần chịu tải trọng và giảm áp lực lên đất Hệ quả là áp lực nước lỗ rỗng dư trong đất yếu được giảm nhanh, ngay cả khi chưa có thấm hướng tâm Phân bố lại ứng suất là nguyên nhân chính làm giảm độ lún và tăng tốc độ lún, do đó, quá trình cố kết diễn ra nhanh hơn nhờ sự hiện diện của các cột CDM, mặc dù tính thấm của cột chỉ bằng của đất Cột đất xi măng đã góp phần làm tăng hệ số cố kết một chiều.
Một số giả thiết cho rằng tốc độ lún của nền đất sét có thể được tính toán khi sử dụng cột đất trộn xi măng kết hợp với các thiết bị thoát nước thẳng đứng như giếng cát hoặc bấc thấm Hệ số thấm của cấu trúc cột đất trộn xi măng (CDM) cao gấp 400 đến 1000 lần so với nền đất xét yếu bão hòa nước.
Khi đó mức độ lún của có thể tính toán dựa trên phương trình cố kết thấm của Broms (1984) và hiệu chỉnh của Ahnberg (1986):
- C h : Hệ số cố kết theo phương ngang của đất;
- R: bán kính ảnh hưởng của cột CDM;
Lưới hình vuông hoặc tam giác cân: c
- L D : Chiều dài thoát nước của cột Lấy bằng chiều dài cột nếu thoát nước một chiều, ẵ nếu thoỏt nước hai chiều
Trong quá trình trộn ướt, tính thấm của trụ không vượt quá tính thấm của nền đất xung quanh Tuy nhiên, nhờ vào việc phân bố lại ứng suất, quá trình cố kết một chiều diễn ra nhanh chóng hơn.
1.2 Tính toán theo quy trình Thƣợng Hải – Trung Quốc
(Theo quy trình xử lý móng của thành phố Thượng Hải – Trung Quốc)
Sự phân bố tải trọng trong nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng
Xác định phân bố tải trọng trong nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng là một bước quan trọng trong thiết kế Phân bố tải trọng này bị ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố, trong đó mô đun biến dạng của nền, độ cứng của cột CDM, độ cứng của đất xung quanh cột và tỷ lệ diện tích thay thế của cột CDM đóng vai trò quan trọng.
2.1 Cơ chế phân bố tải trọng
Khi chịu tác động của tải trọng từ lớp đất đắp và tải trọng bên ngoài trong quá trình khai thác công trình, tải trọng này sẽ được phân bổ một phần vào cột CDM và một phần vào đất xung quanh Do cột có độ cứng lớn hơn nhiều so với đất nền, khối đất đắp có xu hướng dịch chuyển xuống, nhưng sự dịch chuyển này bị giới hạn bởi ứng suất cắt Ứng suất cắt này không chỉ làm tăng áp lực lên đầu cột mà còn giảm áp lực lên đất nền Cơ chế truyền lực này được gọi là “hiệu ứng vòm đất” (soil arching effect) theo Terzaghi (1943).
"Sự truyền tải trọng ổn định từ vật liệu có cường độ thấp sang vật liệu có cường độ cao hơn được hình thành thông qua hệ thống ứng suất cắt trong quá trình này."
Hình 2.4 - Cơ chế phân bố ứng suất trong nền gia cố bằng cột CDM
Khi đó Sự phân bố ứng suất trong nền gia cố CDM được xác định theo các hệ số sau:
- CSR: Hệ số ứng suất trong cột;
- SRR: Hệ số giảm ứng suất;
- N : Hệ số tập trung ứng suất;
- c : Ứng suất tổng trong cột;
- s : Ứng suất tổng trong nền không gia cường giữa các cột;
- : Ứng suất tổng: fill H fill q
- fill ;H fill :dung trọng và chiều cao của lớp đất đắp;
- a s : Tỷ diện tích thay thế
2.2 Các phương pháp lý thuyết xác định hệ số phân bố tải trọng
Hiện nay, việc tính toán hệ số phân bố tải trọng lên cột đất trộn xi măng thường được thực hiện bằng các phương pháp giải tích khác nhau, dựa vào kích thước cột CDM, khoảng cách giữa các cột và chiều cao lớp đất đắp Trong bài viết này, tác giả giới thiệu một số công thức để xác định hệ số phân bố ứng suất SRR theo các phương pháp khác nhau.
Theo tiêu chuẩn Anh BS8006: 1995 thì có hai trường hợp tính toán hệ số SRR:
C a : Dùng cho cọc không uốn như cọc thép hoặc cọc bê tông nằm trong vùng địa tầng cứng
C a : Dùng cho cọc thép, cọc bê tông hoặc cọc gỗ làm việc như cọc ma sát
C a : Dùng cho đá, cọc vội xi măng và cọc cát
- H: Chiều cao lớp đất đắp
- : Dung trọng lớp đất đắp
- s: Khoảng cách giữa hai tim cột CDM
Năm 1943, với thí nghiệm cửa sập Terzaghi cho rằng khi mở sập thì hai mặt phẳng (1-2) và (3-4) sẽ xuất hiện như hình 2.5
Phương trình cân bằng lực theo phương đứng như sau:
- : Góc ma sát trong của lớp đất đắp;
- : Dung trọng của lớp đất đắp;
- K : Hệ số áp lực ngang, theo Terzaghi thì lất K=0.7
Giải phương trình vi phân (2.33) với điều kiện biên z=0 và h=0 ta có:
Khi đó ứng suất trên đầu cột:
Hình 2.5 - Mô hình vòm dạng rãnh của
- h: Chiều cao lớp đất đắp;
- s: Khoảng cách giữa 2 tim cột CDM;
- b: Bề rộng đầu cột Đến năm 1997, Russell và Pierpoint đã phát triển sự tương quan của hệ số SRR phỏng theo mô hình vòm của Terzaghi như sau:
- H: Chiều cao của lớp nền đắp;
- s: Khoảng cách giữa hai tim cột CDM;
- k: hệ số áp lực ngang của đất;
- : Góc ma sát trong của nền;
2.2.3 Phương pháp Hewlett và Randolph (1988)
Hewlett và Randolph đã phát triển lý thuyết tính toán phân chia tải trọng của nền đắp dựa trên tương tác giữa nền đất và cột thông qua hiệu ứng vòm Lý thuyết này tập trung vào trạng thái tới hạn của đất trong khu vực nửa bán cầu vòm phía trên đỉnh cột.
Hình 2.6 - Mô hình vòm dạng bán cầu Hewlett và Radonlph (1988)
Công thức tính hệ số SRR theo Hewlett và Radonlph:
- k p : Hệ số áp lực bị động của lớp đất đắp; 1 sin
- : Góc ma sát trong của nền đất đắp
Năm 1994, Low và các cộng sự đã cải tiến phương pháp của Hewlett và Randolph
(1988) nhằm tìm ra công thức diễn tả sự truyền ứng suất một cách phù hợp nhất
Mô hình của Low là mô hình vòm bán cầu được thể hiện như hình 2.7
Công thức xác định sự phân chia tải trọng trong mô hình của Low (1994) như sau:
- k p : Hệ số áp lực bị động của lớp đất đắp; 1 sin
- : Hệ số phân bố tải trọng đều trên đất, có thể lấy 0.8
Theo Guido thì sự phân bố tải trọng của nền đất đắp lên nền gia cố có dạng hình nêm với góc nghiêng đỉnh là 450
Công thức tính hệ số SRR theo Guido:
Theo nghiên cứu của Theo Carlsson, thí nghiệm trên mô hình 2D cho thấy sự phân bố tải trọng của nền đất đắp lên nền gia cường có hình dạng giống như hình nêm, với góc lệch phương ngang là 300.
Công thức tính hệ số SRR theo Carlsson:
Công thức xác định hệ số phân bố tải trọng theo phương pháp Thụy Điển như sau:
Hình 2.7 - Mô hình vòm dạng bán cầu trong nền đắp (Low 1994)
- E soil : Mô đun đàn hồi của đất
- E col : Mô đun đàn hồi của cột
Hệ số phân bố tải trọng đóng vai trò quan trọng trong phương pháp tính toán, nhưng cách tính lại có sự khác biệt đáng kể Dưới cùng một điều kiện, các công thức tính toán sẽ cho ra giá trị phân bố ứng suất khác nhau.
Các công thức hiện tại chưa phản ánh chính xác giá trị ứng suất thực trên nền gia cường, do giả thiết cho rằng độ lún của cột CDM và nền là giống nhau trong quá trình chịu lực Trong thực tế, độ lún của nền và cột CDM có sự khác biệt Do đó, độ chính xác của phương pháp này không cao và không tính đến độ cứng của cột CDM.
Trong 3 dạng mô hình hiệu ứng vòm thì dạng mô hình bán cầu là 3D hoàn chỉnh, phù hợp sử dụng khi thiết lập công thức tính toán sự phân bố ứng suất trong nền gia cường bằng cột đất trộn xi măng
Theo tiêu chuẩn BS8006-1995 và công thức của Russel & Pierpoint (1997) thì đơn giản và đã được điều chỉnh cho phù hợp với mô hình 3D
Công thức của Guido và Carlsson với mô hình 2D dạng nêm đã cải tiến so với mô hình rãnh, nhưng vẫn giữ góc đỉnh không đổi, do đó không phù hợp để tính toán phân bố ứng suất trong nền đắp lên cột đất trộn xi măng có ứng xử 3D Hơn nữa, công thức này chưa xem xét đến ảnh hưởng của dung trọng và góc ma sát của nền đắp lên sự phân bố ứng suất trong nền gia cường.
Ổn định của nền khi gia cố bằng cột đất trộn xi măng
3.1 Ổn định của nền khi gia cố bằng cột CMD
Cột xử lý được sử dụng để ổn định mái dốc, khối đắp và tường hào, giúp ngăn chặn sự phá hoại theo mặt phẳng hoặc cung tròn Chúng phát huy sức kháng cắt của trụ và đất xung quanh, đảm bảo tính ổn định cho công trình Cường độ kháng cắt của nền xử lý được tính theo công thức: tb u c.
- C u là sức kháng cắt của đất, tính theo phương pháp trọng số cho nền nhiều lớp;
- C c là sức kháng cắt của trụ CDM;
- 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;
- A c là diện tích tiết diện trụ
3.2 Phương pháp đánh giá ổn định nền của Matsuo
Tác giả Matsuo đã sử dụng dữ liệu quan trắc từ các công trình gia cố nền đất yếu tại Nhật Bản để xây dựng biểu đồ thể hiện mối quan hệ giữa chuyển vị đứng (U y), chuyển vị ngang (U x) và hệ số an toàn của nền đắp (FOS) Biểu đồ này đóng vai trò quan trọng trong việc kiểm tra ổn định của nền đắp trong quá trình thi công, dựa vào kết quả quan trắc chuyển vị ngang và đứng của nền.
Hình 2.9 - Biểu đồ về mối quan hệ giữa chuyển vị đứng U y , chuyển vị ngang U x và hệ số an toàn của nền đắp FOS
Theo biểu đồ của Matsuo, các điểm nằm phía trên đường FOS=1 được coi là không ổn định, trong khi những điểm ở dưới đường FOS=1 được xác định là ổn định.
Trong vùng điểm ồn định FOS>1, được phân chia bởi các đường FOS=1.1, FOS=1.25 và 1.67 như hình 2.9
PHÂN TÍCH, TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN CỦA NỀN GIA CỐ BẰNG CỘT ĐẤT TRỘN XI MĂNG
Tính toán độ lún của nền gia cố bằng cột đất trộn xi măng cho công trình cụ thể 34
1.1 Giới thiệu về công trình
Công trình Cảng SP-PSA được xây dựng năm 2007-2008 tại khu vực Cái Mép Thị
Vải tỉnh Bà Rịa Vũng Tàu Việc sử dụng cột CDM gia cố nền gồm 3 khu vực như hình bên dưới:
Mục đích của việc xử lý nền bằng cột CDM:
Tại khu vực 1, trước bến, cột đất trộn xi măng được sử dụng để đảm bảo ổn định mái dốc trước bờ kè Cách bố trí cột CDM được thể hiện như hình bên trên.
Khu vực bãi container (khu vực 2) sử dụng cột đất trộn xi măng và lớp phủ xi măng bề mặt nhằm giảm độ lún trong quá trình khai thác công trình Đặc tính của cột đất trộn xi măng đóng vai trò quan trọng trong việc gia cố nền, đảm bảo sự ổn định và bền vững cho khu vực này.
Hình 3.1 - Mặt cắt xử lí nền công trình cảng SP-PSA
Hình 3.2 - Sơ đồ bố trí cột CDM khu vực bãi container
- Chiều sâu xử lí cột CDM: 15-23 m;
- Khoảng cách giữa 2 cột: 2,3 – 2,5 m, ở đây ta lấy khoảng cách trung bình 2,4 m để tính toán;
- Bề dày lớp xi măng phủ bề mặt: 2m (cao độ +5,7m, hệ cao độ hải đồ)
- Bề dày lớp mặt bãi container: 1,5 m (cao độ +4.2m)
- Tải trọng khai thác tại bãi container: 65kpa
Hình 3.3 - Sơ đồ tải trọng khu bãi
1.2 Số liệu địa chất công trình
Công trình được xây dựng tại khu vực ven sông với điều kiện đất yếu và lầy lội, có nhiều con rạch nhỏ Để đảm bảo chất lượng, công tác khảo sát địa chất đã được thực hiện bằng cách khoan khảo sát và lấy mẫu từ 30 hố khoan.
- Khoan lấy mẫu để trộn xi măng thử nghiệm (06 hố khoan)
- Khoan khảo sát địa chất dưới nước (08 hố khoan)
- Khoan khảo sát địa chất trên bờ (16 hố khoan) Dựa vào kết quả khảo sát tổng hợp địa chất khu vực như sau:
Lớp 1: Lớp đất sét yếu
Lớp đất trong các hố khoan bao gồm lớp than bùn màu nâu sẫm đến đen, dày khoảng 3.5m Dưới lớp than bùn là lớp sét yếu màu xám, chứa các thành phần hữu cơ, thực vật phân hủy và mảnh vụn nhỏ Giá trị SPT của lớp sét này dao động từ 0 đến 4 búa, với bề dày trung bình đạt 28.2m.
Lớp 2: Lớp sét pha cát trạng thái cứng vừa
Lớp 2 xuất hiện ở hầu hết các hố khoan, ngoại trừ một số hố không có lớp này Nó bao gồm sét xám trắng và cát mịn, với giá trị SPT dao động từ 4 đến 12 búa Bề dày trung bình của lớp này là 6,1m.
Lớp 3: Lớp cát pha sét trang thái chặt vừa
Lớp 3 xuất hiện trong tất cả các hố khoan, bao gồm cát hạt mịn đến hạt trung và lẫn sỏi Giá trị SPT của lớp này dao động từ 10 đến 30 búa, với bề dày trung bình đáng chú ý.
Lớp này được phát hiện trong một số hố khoan, có màu sắc tương tự như lớp 3 Giá trị SPT của lớp này dao động từ 30 đến 50 búa, với bề dày trung bình khoảng 6.9m.
Lớp này được phát hiện trong một số hố khoan, có màu sắc tương tự như lớp 3 Giá trị SPT của lớp này vượt quá 50 búa, với bề dày trung bình khoảng 3.75m.
Lớp 6: Lớp cát trạng thái rất chặt
Lớp này xuất hiện ở hầu hết các hố khoan giá trị SPT của lớp này lớn hơn 50 búa
Bảng 3.1- Bảng tổng hợp thông số địa chất của đất nền
Lớp đất sét yếu (bề dày trung bình: +4.0 đến -19.3 m)
