Nghiên cứu ứng xử của đất đồng tháp trộn xi măng bằng công nghệ trộn ướt sâu ứng dụng gia cố đường giao thông nông thôn (gtnt) kết hợp đê bao chống lũ ở đồng tháp

TÊN ĐỀ TÀI: Nghiên cứu ứng xử của đất Đồng Tháp trộn xi măng bằng công nghệ trộn ướt sâu ứng dụng gia cố đường giao thông nông thôn GTNT kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp.. TÓM TẮT

LÊ KHẮC BẢO

NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA ĐẤT ĐỒNG THÁP TRỘN XI MĂNG BẰNG CÔNG NGHỆ TRỘN ƯỚT - SÂU ỨNG DỤNG GIA CỐ ĐƯỜNG GIAO THÔNG NÔNG THÔN (GTNT) KẾT

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM CỘNG HÕA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA Độc lập – Tự do – Hạnh phúc

 

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên: LÊ KHẮC BẢO MSHV: 12010325 Ngày tháng năm sinh: 04/11/1987 Nơi sinh: Quảng Trị Chuyên ngành: Xây dựng đường ôtô và đường thành phố Mã số: 60.58.30

I TÊN ĐỀ TÀI:

Nghiên cứu ứng xử của đất Đồng Tháp trộn xi măng bằng công nghệ trộn ướt sâu ứng dụng gia cố đường giao thông nông thôn (GTNT) kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp

-II NHIỆM VỤ LUẬN VĂN:

Luận văn nghiên cứu công nghệ đất trộn ximăng trộn ướt và trộn sâu (Soil Cement Deep Mixing - SCDM) và thí nghiệm để khảo sát các đặc trưng cơ học của đất Đồng Tháp trộn với vữa xi măng trong phòng nhằm đánh giá chất lượng của đất-xi măng tạo từ đất Đồng Tháp bằng công nghệ SCDM Từ kết quả thí nghiệm, tiến hành thiết kế pháp gia cố đường GTNT đê kết hợp đê bao chống lũ phù hợp với điều kiện Đồng Tháp bằng công nghệ SCDM Nhiệm vụ cụ thể:

1 Nghiên cứu tổng quan về đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp và công nghệ SCDM

2 Thí nghiệm khảo sát các tính chất cơ lý của đất Đồng Tháp nguyên dạng và đất Đồng Tháp trộn xi măng bằng phương pháp trộn ướt và trộn sâu

3 Phân tích ứng xử của đất-xi măng dựa vào kết quả thí nghiệm trong phòng

4 Thiết kế giải pháp kỹ thuật gia cố đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp bằng công nghệ SCDM

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : Ngày 07 tháng 07 năm 2014

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : Ngày 07 tháng 12 năm 2014

V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN : TS TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG

TP HCM, ngày tháng năm 2014

TS TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG TS LÊ BÁ KHÁNH

TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

LỜI CẢM ƠN

Lời cảm ơn đầu tiên và quan trọng nhất tôi xin gửi đến Thầy hướng dẫn chính

TS Trần Nguyễn Hoàng Hùng, bộ môn Cầu Đường, khoa Kỹ thuật Xây dựng trường Đại học Bách Khoa TP HCM Thầy đã dạy tôi rất nhiều điều bổ ích và cho tôi thật nhiều niềm vui trong học tập

Cảm ơn các Thầy Cô giáo ở trường Đại học Bách Khoa TP HCM, giáo sư Masaki Kitazume - Học viện Kỹ Thuật Tokyo, và giáo sư Tanaka Hitoshi - Đại học Tohoku Nếu không có những bài giảng sâu sắc và sự tư vấn nhiệt tình của Thầy Cô thì tôi khó có thể hoàn thành luận văn này

Tôi đã có được những số liệu chính để thực hiện luận văn trong quá trình tham gia dự án CRI 1301 Tôi chân thành cảm ơn AUN/SEED-NET (thuộc JICA), Tập đoàn Something Việt Nam, Trường Đại học Bách Khoa TP HCM, các Sở Ban Ngành và người dân địa phương ở Đồng Tháp đã hỗ trợ kinh phí và kỹ thuật cho dự

án CRI 1301

Cảm ơn tất cả các bạn trong nhóm nghiên cứu cùng các anh chị ở phòng thí nghiệm LAS–XD 475 đã chia sẻ kinh nghiệm và hỗ trợ tôi trong suốt quá trình nghiên cứu

Cảm ơn gia đình, nơi tôi luôn nhận được tình yêu và lòng tin tưởng

TP HCM, ngày 07 tháng 12 năm 2014

LÊ KHẮC BẢO

TÓM TẮT LUẬN VĂN

Đề tài NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA ĐẤT ĐỒNG THÁP TRỘN XI MĂNG BẰNG CÔNG NGHỆ TRỘN ƯỚT - SÂU ỨNG DỤNG GIA CỐ ĐƯỜNG GIAO THÔNG NÔNG THÔN KẾT HỢP ĐÊ BAO CHỐNG LŨ Ở ĐỒNG THÁP

Phá hoại đường GTNT kết hợp đê bao thường xảy ra vào mùa lũ hàng năm ở Đồng bằng sông Cửu Long (ĐBSCL) nói chung và Đồng Tháp nói riêng Hiện nay, nhiều giải pháp được áp dụng để gia cố đường GTNT trên đê như thảm bao tải cát hay gia

cố cừ gỗ nhưng các giải pháp này vẫn chưa mang lại hiệu quả và bền vững để bảo

vệ đường GTNT trên đê Công nghệ đất trộn xi măng, trộn ướt và trộn sâu (SCDM)

có tiềm năng ứng dụng để gia cố đê bao nhưng chưa từng được áp dụng Luận văn nghiên cứu ứng xử của đất ở Đồng Tháp trộn với vữa xi măng trong phòng để khảo sát các đặc trưng cơ học của các mẫu đất-xi măng (hay soilcrete) Khoảng 100 mẫu soilcrete được chế tạo trong phòng với các hàm lượng xi măng và được bảo dưỡng

ở nhiều độ tuổi khác nhau nhằm đánh giá tiềm năng ứng dụng gia cố đường GTNT trên đê ở Đồng Tháp Kết quả cho thấy: (1) cường độ nén nở hông tự do ở 28 ngày tuổi tăng từ 7 đến 14 lần so với đất tự nhiên; (2) tỷ số cường độ nén nở hông tự do ở

7, 60, và 90 ngày so với 28 ngày tuổi lần lượt khoảng 0,6, 1,4, và 1,7 tương ứng; (3) mô-đun biến dạng khoảng từ 50 đến 350 lần cường độ nén nở hông tự do; và (4) biến dạng ở trạng thái phá hoại từ 0,7 đến 2% Dựa trên kết quả thí nghiệm đất trộn

xi măng trong phòng, hai phương án thiết kế gia cố ứng dụng công nghệ SCDM để gia cố đường GTNT trên đê đã được đề xuất Phần mềm SEEP/W kết hợp với SLOPE/W được sử dụng để phân tích dòng thấm và hệ số an toàn ứng với các tổ hợp tải trọng, điều kiện khí tượng, thuỷ văn, v.v., khác nhau Kết quả phân tích cho thấy tường soilcrete có hiệu quả cao trong việc ngăn dòng thấm và gia tăng ổn định của đường GTNT trên đê Giải pháp gia cố tường soilcrete dày 0,5 m, dài 8,0 m có thể được ứng dụng hiệu quả để gia cố ở các khu vực có khả năng sạt lở thấp hoặc/và chức năng chính của gia cố là làm tường chống thấm Trong khi đó, giải pháp tường soilcrete dày 1,0 m, dài 8,0 m có thể được ứng dụng ở các đoạn đường tiềm ẩn nguy

cơ sạt lở cao hoặc yêu cầu độ bền và ổn định cao trong suốt thời gian khai thác

SUMMARY OF THESIS

Topic LABORATORY INVESTIGATION OF SOILCRETE BEHAVIORS APPLYING TO REINFORCE EARTH LEVEES UTILIZED AS RURAL

ROADS IN DONG THAP PROVINCE

Rural roads on earth levees have been broken due to annual floods in the Mekong Delta, particularly in Dong Thap province Currently, some temporary solutions such as sandbags and timber piles widely applied in Dong Thap province are still less effective and unsustainable Soil cement deep mixing method (SCDM) is a potential solution to reinforce earth levees employed as rural roads but still has limit aplication This thesis investigated behaviors of soilcrete created in laboratory using Dong Thap’s soils mixed with cement slurry to analyze mechanical characteristics

of soilcrete specimens About 100 soilcrete specimens were prepared in the laboratory using Dong Thap’s soils mixed with cement slurry at several cement contents and cured at various durations to evaluate potential application to reinforce earth levees employed as rural roads in Dong Thap province Unconfined compressive strength (UCS) test results indicate that: (1) UCS at a curing time of 28 days (UCS 28) increases 7 and 14 times to those of the in-situ soils, respectively; (2) ratios of UCS 28 to UCS 7, UCS 60, UCS 90 are 0.6, 1.4, and 1.7, respectively; (3) secant modulus of elasticity is about 50 to 350 times higher than UCS; and (4) strain of soilcrete specimens at failure is from 0.7 to 2% Due to the experimental UCS results, this investigation proposed two design options applied SCDM to reinforce rural roads on earth levees Software SEEP/W and SLOPE/W are used to analyze seepage and safety factor respectively with various load combinations, geological conditions, geohydrology, etc The results indicate that soilcrete walls cut seepage off and increase slope stability of earth levees effectively A 0.5-m soilcrete wall with 8 m depth can reinforce successfully rural road on earth levees, and a 1-m soilcrete wall can provide a sustainable and effective solution to reinforce earth levees in Dong Thap Province

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan luận văn thạc sĩ: “NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA ĐẤT ĐỒNG THÁP TRỘN XI MĂNG BẰNG CÔNG NGHỆ TRỘN ƯỚT-SÂU ỨNG DỤNG GIA CỐ ĐƯỜNG GIAO THÔNG NÔNG THÔN (GTNT) KẾT HỢP ĐÊ BAO CHỐNG LŨ Ở ĐỒNG THÁP” là đề tài do chính cá nhân tôi thực hiện Đề tài được thực hiện theo đúng nhiệm vụ luận văn thạc sĩ, không phải sao chép của cá nhân nào, các số liệu trong luận văn là số liệu trung thực

Tôi xin chịu hoàn toàn trách nhiệm về nội dung của luận văn này

TP HCM, ngày 07 tháng 12 năm 2014

DANH MỤC HÌNH ẢNH xi

DANH MỤC BẢNG BIỂU xvii

MỞ ĐẦU 1

1 ĐẶT VẤN ĐỀ 1

2 TÓM TẮT NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN 5

2.1 Tổng quan về công nghệ đất trộn xi măng 5

2.2 Tổng quan về đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp 9

3 ĐỘNG LỰC NGHIÊN CỨU 11

4 MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU 11

5 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU 12

6 GIỚI HẠN CỦA ĐỀ TÀI 12

7 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU 13

8 Ý NGHĨA CỦA ĐỀ TÀI 13

9 TỔ CHỨC LUẬN VĂN 14

CHƯƠNG 1: CƠ SỞ LÝ THUYẾT 15

1.1 THÍ NGHIỆM MẪU ĐẤT-XI MĂNG TRONG PHÕNG 15

1.1.1 Định nghĩa các thông số liên quan 15

1.1.2 Thí nghiệm xác định độ ẩm 17

1.1.3 Thí nghiệm xác định khối lượng riêng 17

1.1.4 Chế tạo mẫu trong phòng 18

1.1.5 Thí nghiệm nén một trục nở hông tự do (UCS) 19

1.2 LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN DÕNG THẤM TRONG ĐẤT VÀ PHÂN TÍCH HỆ SỐ AN TOÀN 22

1.2.1 Lý thuyết tính toán dòng thấm trong đất 22

1.2.2 Phân tích hệ số an toàn 24

CHƯƠNG 2: NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA ĐẤT ĐỒNG THÁP TRỘN XI MĂNG BẰNG PHƯƠNG PHÁP TRỘN ƯỚT TRONG PHÕNG THÍ NGHIỆM 28

2.1 VỊ TRÍ NGHIÊN CỨU 28

2.2 VẬT LIỆU THÍ NGHIỆM 28

2.2.1 Đất 28

2.2.2 Xi măng 29

2.2.3 Nước 29

2.3 THIẾT BỊ THÍ NGHIỆM 33

2.3.1 Thiết bị thí nghiệm đất và chế tạo mẫu trong phòng 33

2.3.2 Máy nén trong thí nghiệm UCS 33

2.4 TRÌNH TỰ THÍ NGHIỆM 35

2.4.1 Lựa chọn tỷ lệ nước:xi măng trộn vữa, w:c, và hàm lượng xi măng thí nghiệm, a w 35

2.4.2 Chế tạo mẫu soilcrete 35

2.4.3 Nén mẫu bằng thí nghiệm UCS 36

2.5 KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM VÀ THẢO LUẬN 42

2.5.1 Ảnh hưởng của thời gian bảo dưỡng, t, đến cường độ nén nở hông tự do, q u 42

2.5.2 Ảnh hưởng của loại đất đến cường độ nén nở hông tự do, q u 45

2.5.3 Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng, Ac, đến cường độ nén nở hông tự do, q u 45

2.5.4 Quan hệ giữa biến dạng lúc phá hoại, ε f , và cường độ nén nở hông tự do, q u 48

2.5.5 Quan hệ giữa mô-đun đàn hồi cát tuyến, E 50 , và cường độ nén nở hông tự do, q u 48

2.6 TÓM TẮT KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM 50

CHƯƠNG 3: NGHIÊN CỨU THIẾT KẾ GIA CỐ ĐƯỜNG GTNT KẾT HỢP ĐÊ BAO Ở ĐỒNG THÁP BẰNG CÔNG NGHỆ SCDM 51

3.1 ĐẶC ĐIỂM ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN 51

3.2 GIẢI PHÁP THIẾT KẾ VÀ PHƯƠNG PHÁP LUẬN MÔ PHỎNG 53

3.2.1 Giải pháp thiết kế 53

3.2.2 Phương pháp luận mô phỏng 56

3.3 KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN 58

nước sông cao nhất 58

3.3.2 Ảnh hưởng của tường soilcrete đến dòng thấm và ổn định khi mưa ứng với mực nước sông cao nhất 62

3.3.3 Ảnh hưởng của tường soilcrete đến dòng thấm và hệ số an toàn khi nước sông rút với vận tốc 0.2 m/ngày 65

3.3.4 Ảnh hưởng của tường soilcrete đến hệ số an toàn khi mực nước sông thấp nhất 69

3.4 TÓM TẮT KẾT QUẢ 72

KẾT LUẬN 73

1 TÓM TẮT VÀ KẾT LUẬN 73

2 KIẾN NGHỊ 74

3 HƯỚNG NGHIÊN CỨU TIẾP THEO 75

TÀI LIỆU THAM KHẢO 76

PHỤ LỤC A: NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN 80

CHƯƠNG A1: TỔNG QUAN VỀ CÔNG NGHỆ ĐẤT TRỘN XI MĂNG 81 A1.1 LỊCH SỬ PHÁT TRIỂN 81

A1.1.1 Thế giới 81

A1.1.2 Việt Nam 85

A1.2 PHẠM VI ỨNG DỤNG 87

A1.3 ƯU NHƯỢC ĐIỂM 88

A1.4 CƠ CHẾ HÌNH THÀNH CƯỜNG ĐỘ SOILCRETE 89

A1.4.1 Các thành phần cơ bản của đất 89

A1.4.2 Các khoáng vật cơ bản trong xi măng 91

A1.4.3 Cơ chế hình thành cường độ soilcrete 92

A1.5 CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN SỰ PHÁT TRIỂN CƯỜNG ĐỘ SOILCRETE 95

A1.5.1 Ảnh hưởng của loại xi măng 96

A1.5.2 Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng 99

A1.5.3 Ảnh hưởng của loại đất 101

A1.5.4 Ảnh hưởng của thành phần cấp phối hạt 103

A1.5.5 Ảnh hưởng của hàm lượng chất hữu cơ 105

A1.5.6 Ảnh hưởng của pH 107

A1.5.7 Ảnh hưởng của độ ẩm 108

A1.5.8 Ảnh hưởng của thời gian trộn 110

A1.5.9 Ảnh hưởng của thời gian bảo dưỡng 111

A1.6 CÁC TÍNH CHẤT VẬT LÝ CỦA SOILCRETE 113

A1.6.1 Sự thay đổi độ ẩm 113

A1.6.2 Khối lượng riêng 115

A1.6.3 Giới hạn Atterberg 117

A1.7 CÁC ĐẶC TÍNH KỸ THUẬT CỦA SOILCRETE 117

A1.7.1 Mô-đun đàn hồi cát tuyến, E 50 117

A1.7.2 Biến dạng lúc phá hoại 120

A1.7.3 Tỷ số Poisson 121

A1.7.4 Cường độ kháng cắt không thoát nước 122

A1.7.5 Hệ số thấm 123

A1.8 PHÂN LOẠI VÀ QUY TRÌNH THI CÔNG ĐẤT TRỘN XI MĂNG 124

A1.8.1 Phân loại công nghệ thi công 124

A1.8.2 Quy trình công nghệ thi công 127

A1.9 KIỂU BỐ TRÍ CỌC SOILCRETE 128

A1.9.1 Bố trí kiểu nhóm 129

A1.9.2 Bố trí kiểu tường 130

A1.9.3 Bố trí kiểu lưới 131

A1.10 YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN SỰ LỰA CHỌN CÔNG NGHỆ THI

CÔNG BẰNG PHƯƠNG PHÁP TRỘN ƯỚT HOẶC TRỘN KHÔ 132

A1.11 TRÌNH TỰ THIẾT KẾ, THI CÔNG GIA CỐ ĐẤT YẾU BẰNG CỌC ĐẤT TRỘN XI MĂNG 134

A1.12 THIẾT KẾ CẤP PHỐI HỖN HỢP ĐẤT TRỘN XI MĂNG 134

A1.12.1 Cường độ thiết kế 134

A1.12.2 Thiết kế hỗn hợp đất-xi măng 136

CHƯƠNG A2: TỔNG QUAN VỀ ĐƯỜNG GTNT KẾT HỢP ĐÊ BAO Ở ĐỒNG THÁP 138

A2.1 LỊCH SỬ HÌNH THÀNH 138

A2.2 HIỆN TRẠNG 139

A2.3 CƠ CHẾ SẠT LỞ VÀ NGUYÊN NHÂN GÂY SẠT LỞ 140

A2.3.1 Cơ chế sạt lở 140

A2.3.2 Nguyên nhân gây sạt lở 142

A2.4 CÁC GIẢI PHÁP CHỐNG SẠT LỞ 144

TÀI LIỆU THAM KHẢO 159

PHỤ LỤC B: SỐ LIỆU THÍ NGHIỆM NÉN NỞ HÔNG UCS 164

PHỤ LỤC C: KẾT QUẢ PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH 173

C.1 SỐ LIỆU TÍNH TOÁN 174

C.2 KẾT QUẢ PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH 175

C.2.1 Trường hợp mực nước sông cao nhất 175

C.2.2 Trường hợp mực nước sông thấp nhất 177

C.2.3 Trường hợp mưa ứng với mực nước sông cao nhất 179

C.2.4 Trường hợp mực nước sông rút từ 4,5 m đến 0,3 m với vận tốc 0,2 m/ngày 183

DANH MỤC HÌNH ẢNH

Hình 1: Đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ bị phá hoại trong mùa lũ ở Đồng

Tháp 4

Hình 1-1: Mô hình các thành phần (pha) cơ bản của đất, vữa xi măng, và đất-xi măng (Bruce et al 2013) 15

Hình 1-2: Biểu đồ quan hệ ứng suất (q u ) và biến dạng (ε) 21

Hình 1-3: Các lực tác dụng lên khối trượt (Fredlund & Krahn 1976) 25

Hình 2-1: Bản đồ vị trí nghiên cứu thử nghiệm (Google Map) 30

Hình 2-2: Hình ảnh đê kết hợp đường GTNT Kênh 2/9 30

Hình 2-3: Hình ảnh khoan lấy mẫu đất thí nghiệm 31

Hình 2-4: Hình ảnh bảo quản mẫu đất tại hiện trường 31

Hình 2-5: Hình ảnh khuôn đúc mẫu 34

Hình 2-6: Máy nén TSZ30-2.0 34

Hình 2-7: Đất thí nghiệm 38

Hình 2-8: Xác định độ ẩm của đất tự nhiên và soilcrete 38

Hình 2-9: Trộn vữa bằng máy trộn 38

Hình 2-10: Trộn đất và vữa xi măng 39

Hình 2-11: Đưa hỗn hợp đất-xi măng vào khuôn 39

Hình 2-12: Khuôn-mẫu sau khi đúc 39

Hình 2-13: Bảo dưỡng mẫu trong nước 40

Hình 2-14: Xác định thông số mẫu trước khi nén 40

Hình 2-15: Điều chỉnh vị trí mẫu nén 40

Hình 2-16: Thí nghiệm nén mẫu 41

Hình 2-17: Một hình dạng phá hoại mẫu soilcrete 41

Hình 2-18: Cường độ nén nở hông tự do, q u của các mẫu soilcrete theo thời gian bảo dưỡng, t với hàm lượng xi măng, A c khác nhau 44

Hình 2-19: Cường độ nén nở hông tự do, q u của các mẫu soilcrete ở 7, 60, và 90 ngày tuổi so với 28 ngày tuổi 44

Hình 2-20: Ảnh hưởng của loại đất đến cường độ nén nở hông tự do, q u tại 28 ngày tuổi của các mẫu soilcrete 46

(A c) của các mẫu soilcrete ở các ngày tuổi khác nhau 47

Hình 2-22: Quan hệ giữa cường độ nén nở hông tự do, q u, và biến dạng lúc phá

hoại, ε f, của toàn bộ mẫu soilcrete 49

Hình 2-23: Quan hệ giữa mô-đun đàn hồi, E 50 , và cường độ nén nở hông tự do, q u,

của toàn bộ mẫu soilcrete 49 Hình 3-1: Hai phương án thiết kế gia cố đê Kênh 2/9 bằng tường soilcrete 55 Hình 3-2: Quy đổi hàng cọc soilcrete thành tường soilcrete tương đương 57 Hình 3-3: Hình ảnh lưới thấm, đường bão hoà, và vector dòng thấm trong thân đê

ứng với mực nước sông lớn nhất 60 Hình 3-4: Đường bão hòa nước trong thân đê theo thời gian mưa 63 Hình 3-5: Hệ số an toàn theo thời gian mưa khi mực nước sông lớn nhất ứng với hệ

số thấm lớp 1 bằng 10-6

, 10-5, và 10-4 m/s 64 Hình 3-6: Hình ảnh đường bão hòa nước trong thân đê ứng với mực nước sông rút

đến các vị trí khác nhau với vận tốc 0,2 m/ngày 67 Hình 3-7: Hệ số an toàn phía sông và phía ruộng tại các vị trí mực nước sông rút

khác nhau 68 Hình A-1: Công nghệ thi công đất trộn xi măng trên biển ở Nhật Bản (CDMM

Association 2014a) 82 Hình A-2: Máy thi công đất trộn xi măng trên đất liền ở Nhật Bản (CDMM

Association 2014b): (a) Mega; (b) Column 21; (c) Land 4 82 Hình A-3: Máy thi công đất trộn vôi và/hoặc xi măng, trộn khô ở Bắc Âu

CDM-(Massarsch & Topolnicki 2005): (a) Cánh trộn sâu- khô của Thuỵ Điển; (b) Máy trộn khô - sâu bao gồm cần trộn và bồn cấp chất kết dính của Na

Uy 84 Hình A- 4: Công nghệ Colmix: (a) các kiểu bố trí cánh trộn; (b) máy thi công với 4

cánh trộn bố trí liên tục, gối lên nhau, và mỗi cánh trộn có đường kính 0,5 m (Bachy-Soletanche nguồn từ Topolnicki 2004) 84

Hình A- 5: Thi công gia cố nền đất yếu bằng Jet Grouting ở quận 9, thành phố Hồ

Chí Minh (Lê Thọ Thanh 2013): (a) thi công thử nghiệm Jet Grouting; (b) đầu cọc soilcrete sau gia cố 86 Hình A-6: Ứng dụng CDM làm tường ngăn nước (Topolnicki 2004) 87 Hình A-7: Ứng dụng CDM để gia cố nền móng đường đắp cao (Topolnicki 2004)

88 Hình A-8: Ứng dụng CDM chống hóa lỏng nền đất (Topolnicki 2004) 88 Hình A- 9: Mô hình cấu trúc các thành phần cơ bản của đất, S: hạt rắn (hay hạt đất),

W: nước, và A: khí (Holtz & Kovacs 1981) 90 Hình A-10: Cấu trúc đơn vị cơ bản của khoáng sét: (a) đơn vị bốn mặt, (b) đơn vị

tám mặt (Whitlow 2001) 91 Hình A-11: Quá trình phản ứng và hóa cứng của xi măng Portland khi trộn với đất

(Ashby & Jones 1986 nguồn từ Bruce 2001) 93 Hình A-12: Hình ảnh keo xi măng bao gồm tinh thể C-S-H chụp bằng ESEM (Janz

& Johansson 2002) 94 Hình A-13: Ảnh hưởng của quá trình trao đổi ion đến khoáng Illite và Kaolinite

(Muller-Vonmoos 1983 nguồn từ Janz & Johansson 2002) 95

Hình A-14: Ảnh hưởng của loại xi măng đến cường độ soilcrete (Kawasaki et al.,

1981 nguồn từ Porbaha 2000) 97 Hình A-15: Ảnh hưởng của loại xi măng đến cường độ của đất gia cố (Saitoh 1988

nguồn từ Kitazume & Terashi 2012) 98 Hình A-16: Cường độ của soilcrete khi sử dụng các loại xi măng khác nhau

(Kuwahara et al., 2000 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 99

Hình A-17: Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến cường độ của soilcrete tạo từ

đất sét và đất hữu cơ 100 Hình A-18: Quan hệ giữa cường độ nén và hàm lượng xi măng 100 Hình A-19: Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến cường độ nén nở hông tự do

của soilcrete (Bushra and Robinson, 2010) 101 Hình A-20: Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến cường độ nén nở hông tự do

của soilcrete được tạo từ các loại đất khác nhau (Huat et al 2005) 102

nhau (Kawasaki et al., 1981 nguồn từ Porbaha et al 2000) 102

Hình A-22: Ảnh hưởng của thành phần cấp phối hạt đến cường độ soilcrete (Kwon

et al., 2010) 104 Hình A-23: Ảnh hưởng của cấp phối hạt đến đất gia cố xi măng (Niina et al., 1977

nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 104 Hình A-24: Ảnh hưởng của hàm lượng hữu cơ đến cường độ nén của soilcrete (Huat

et al 2005) 106

Hình A-25: Ảnh hưởng của hàm lượng và loại axit hữu cơ đến cường độ nén của

soilcrete (Okada et al 1983 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 106 Hình A-26: Quan hệ giữa cường độ nén và IOL (Babasaki et al 1996 nguồn từ

Kitazume & Terashi 2013) 107

Hình A-27: Quan hệ giữa cường độ nén và pH (Babasaki et al., 1996 nguồn từ

Kitazume & Terashi 2013) 108 Hình A-28: Ảnh hưởng của độ ẩm ban đầu đến cường độ soilcrete (Coastal

Development Institute of Technology 2008 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 109 Hình A-29: Ảnh hưởng của độ ẩm ban đầu đến cường độ soilcrete (Endo 1976

nguồn từ Porbaha et al 2000) 110

Hình A-30: Ảnh hưởng của thời gian trộn đến cường độ đất gia cố xi măng

(Nakamura et al 1982 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 111 Hình A-31: Cường độ soilcrete theo thời gian bảo dưỡng (Kawasaki et al., 1982

nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 112 Hình A-32: Cường độ soilcrete theo thời gian bảo dưỡng (Bushra & Robinson

2010) 112 Hình A-33: Mối quan hệ giữa độ ẩm của soilcrete và hàm lượng xi măng gia cố

(Kawasaki et al., 1978 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 114

Hình A-34: Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng và thời gian bảo dưởng đến độ ẩm

của soilcrete (Kawasaki et al., 1978 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013).

114

Hình A-35: Sự thay đổi khối lượng thể tích của đất trộn xi măng (Kawasaki et al.,

1978 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 116 Hình A-36: Sự thay đổi khối lượng thể tích của đất trộn xi măng trộn tại chổ (Japan

Cement Association 2007 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 116

Hình A-37: Quan hệ giữa E 50 và q u trong phòng thí nghiệm (CDM Association 1994

nguồn từ Bruce 2001) 119

Hình A-38: Quan hệ giữa E 50 và q u trong phòng thí nghiệm (O'rourke et al 1997

nguồn từ Bruce 2001) 119 Hình A-39: Quan hệ giữa biến dạng lúc phá hoại và cường độ nén nở hông tự do

(Porbaha et al 2000) 120

Hình A-40: Biến dạng lúc phá hoại của đất gia cố trong phòng thí nghiệm (Terashi

et al., 1980 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 121 Hình A-41: Tỷ số Poisson của đất gia cố vôi và xi măng tại chỗ (Niina et al 1977

nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 122 Hình A-42: Quan hệ giữa áp lực cố kết và sức chống cắt không thoát nước (Terashi

et al 1980 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 123

Hình A-43: Thiết bị trộn sâu, trộn bằng: (a) cánh trộn cơ học (Bauer Co 2014); (b)

tia vữa/nước cao áp – Jet Grouting (Keller Group 2014); (c) cánh trộn cơ học kết hợp tia vữa/nước cao áp - Hybrid (SWING Association nguồn từ Topolnicki 2004) 125 Hình A-44: Thiết bị trộn sâu, kiểu: (a) trộn khô (Keller Group 2014); (b) trộn ướt

(Trevi Group 2014) 126 Hình A-45: Sơ đồ phân loại công nghệ thi công trộn sâu (Topolnicki 2004), theo:

(a) vật liệu trộn, (b) phương pháp trộn, và (c) vị trí trộn 126 Hình A- 46: Trình tự thi công cọc xi măng đất bằng phương pháp trộn sâu (Lương

Thị Bích 2013) 127 Hình A-47: Sơ đồ bố trí thi công bằng phương pháp trộn ướt (TCVN 9403:2012)

127 Hình A-48: Sơ đồ bố trí thi công bằng phương pháp trộn khô (TCVN 9403:2012)

128

9403:2012, Massarsch & Topolnicki 2005) 128

Hình A-50: Bố trí cọc soilcrete theo kiểu nhóm – dạng nhóm cọc độc lập (Kitazume & Terashi 2013) 129

Hình A-51: Bố trí cọc soilcrete theo kiểu nhóm – dạng tường tiếp xúc (Kitazume & Terashi 2013) 130

Hình A-52: Bố trí cọc soilcrete theo kiểu nhóm – dạng khối tiếp xúc (Kitazume & Terashi 2013) 130

Hình A-53: Bố trí cọc soilcrete theo kiểu tường (Kitazume & Terashi 2013) 131

Hình A-54: Bố trí cọc soilcrete theo kiểu lưới (Kitazume & Terashi 2013) 131

Hình A-55: Bố trí cọc soilcrete theo kiểu khối (Kitazume & Terashi 2013) 132

Hình A-56: Quan hệ giữa cường độ nén trong phòng và hiện trường (gia cố ở đất liền) (Public Works Reseach Center 2004 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 136

Hình A-57: Quan hệ giữa cường độ nén trong phòng và hiện trường (gia cố dưới nước) (Coastal Development Institute of Technology 2008 nguồn từ Kitazume & Terashi 2013) 135

Hình A-58 Một số kiểu phá hoại mái dốc: (1) Rơi, (2) Đổ, (3) Trượt cung tròn, (4) Trượt tịnh tiến, (5) Trượt dòng (Cruden & Varnes 1992 nguồn từ Abramson et al 2002) 141

Hình A-59: Hệ thống các giải pháp chống sạt lở đường ven sông khu vực ĐBSCL (Lê Xuân Việt 2011) 158

Hình C-1: Hệ số an toàn phía ruộng ứng với mực nước sông lớn nhất (+4,5 m) 175

Hình C-2: Hệ số an toàn phía sông ứng với mực nước sông lớn nhất (+4,5 m) 176

Hình C-3: Hệ số an toàn phía ruộng ứng với mực nước sông thấp nhất (+0,3 m) 177 Hình C-4: Hệ số an toàn phía sông ứng với mực nước sông thấp nhất (+0,3 m) 178

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 2-1: Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất (LAS - XD475) 32

Bảng 2-2: Chỉ tiêu cơ lý của xi măng PCB40 (TCVN 6260:2009) 32

Bảng 3-1: Lượng mưa trung bình tháng (mm) (QCVN 02:2009/BXD) 52

Bảng 3-2: Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất (LAS - XD475) 52

Bảng 3-3: Chỉ tiêu cơ lý của tường soilcrete thiết kế 55

Bảng 3-4: Các trường hợp phân tích thấm và ổn định 57

Bảng 3-5: Lưu lượng thấm và hệ số an toàn trong trường hợp mực nước sông cao nhất ứng với các hệ số thấm khác nhau của lớp 1 61

Bảng 3-6: Hệ số an toàn khi mực nước sông thấp nhất ứng với các hệ số thấm khác nhau của lớp 1 71

Bảng A-1: Yếu tố ảnh hưởng đến sự phát triển cường độ soilcrete (Terashi 1997) 96 Bảng A-2: Mối quan hệ giữa E 50 và q u (Bruce 2001) 118

Bảng A-3: Hệ số thấm của các loại đất khác nhau gia cố xi măng với các hàm lượng khác nhau (Geo-Con, Inc 1998 nguồn từ Bruce 2001) 124

Bảng A-4: Một số yếu tố ảnh hưởng đến việc lựa chọn công nghệ thi công bằng phương pháp trộn ướt hoặc trộn khô (Topolnicki 2004) 133

Bảng A-5: Tổng hợp những phương pháp phòng chống sạt lở (Abramson et al 2002 nguồn từ Lê Xuân Việt 2011 ) 145

Bảng B-1: Kích thước các mẫu soilcrete chế tạo từ đất sét pha (lớp 1) 165

Bảng B-2: Kết quả thí nghiệm UCS trên các mẫu soilcrete chế tạo từ đất sét pha (lớp 1) 167

Bảng B-3: Kích thước các mẫu soilcrete chế tạo từ đất bùn sét (lớp 2) 169

Bảng B-4: Kết quả thí nghiệm UCS trên các mẫu soilcrete tạo từ đất sét pha (lớp 2) 170

Bảng B-5: Kích thước các mẫu soilcrete chế tạo từ đất sét pha (lớp 3) 171

Bảng B-6: Kết quả thí nghiệm UCS trên các mẫu soilcrete tạo từ đất sét pha (lớp 3) 172

Bảng C-1: Số liệu phân tích thấm và ổn định 174

sông cao nhất (+4,5 m) 179

Bảng C-3: Kết quả phân tích FS phía sông theo thời gian mưa ứng với mực nước

sông cao nhất (+4,5 m) 181

Bảng C-4: Hệ số an toàn phía ruộng khi nước sông rút với V = 0,2 m/ngày ứng với

vị trí mực nước sông khác nhau 183

Bảng C-5: Hệ số an toàn phía sông khi nước sông rút với V = 0,2 m/ngày ứng với vị

trí mực nước sông khác nhau 184

MỞ ĐẦU

Đồng bằng sông Cửu Long (ĐBSCL) thuộc hạ lưu sông Mê Kông, có địa hình thấp, bằng phẳng, và phần lớn diện tích có cao độ nhỏ hơn +2 m so với mực nước biển (Lương Quang Xô 2012, Trần Như Hối 2005a) Chế độ thủy văn hàng năm của sông Mê Kông chia thành 2 mùa rõ rệt, mùa lũ từ tháng 9 đến tháng 12 với lượng dòng chảy chiếm 90% tổng lượng dòng chảy năm và mùa khô từ tháng

1 đến tháng 5 (Ủy ban sông Mê Kông Việt Nam 2014) ĐBSCL có diện tích khoảng 40.000 km2, chỉ chiếm hơn 5% tổng diện tích toàn lưu vực sông Mê Kông nhưng là nơi tập trung toàn bộ lưu lượng nước còn lại của nó trước khi thoát ra biển Do đó, lũ lụt trong mùa mưa hàng năm là hiện tượng tự nhiên gắn liền với lịch sử hình thành và phát triển ĐBSCL

Đồng Tháp là tỉnh đầu nguồn ĐBSCL, chịu ảnh hưởng trực tiếp bởi chế độ thủy văn sông Mê Kông, vào mùa lũ phần lớn diện tích đất ở Đồng Tháp bị ngập trong nước gây khó khăn và chia cắt sự lưu thông giữa các khu vực trong tỉnh, ảnh hưởng đến đời sống sản xuất và sinh hoạt của người dân trong vùng Hệ thống đường giao thông nông thôn (GTNT) ở Đồng Tháp không những có vai trò quan trọng trong việc phục vụ vận tải hàng nông sản, vật tư nông nghiệp, và giao thông xe cơ giới sản xuất nông nghiệp (máy cày, máy gặt, v.v.) mà còn giúp giải quyết ách tắc trong việc đi lại giữa các vùng và kết hợp làm đê bao bảo vệ hoa màu trong mùa lũ (Trần Như Hối 2005a, UBND tỉnh Đồng Tháp 2009, UBND tỉnh Đồng Tháp 2012)

Đến năm 2009, tỉnh Đồng Tháp đã xây dựng được khoảng 2.188 km đường GTNT - bề rộng mặt đường từ 4 đến 7 m (UBND tỉnh Đồng Tháp 2009) Trong

đó, các tuyến đường GTNT chủ yếu được xây dựng kết hợp làm đường giao thông và đê bao chống lũ bảo vệ hoa màu (UBND tỉnh Đồng Tháp 2009, UBND tỉnh Đồng Tháp 2012) Tuy nhiên, hầu hết các tuyến đường có chất lượng còn thấp, được xây dựng trong thời gian ngắn, phương pháp thi công đơn giản, và kết cấu nền đường chủ yếu là đất đắp tại chỗ (UBND tỉnh Đồng Tháp 2012) - thường

tuyến đường nên chưa đáp ứng được yêu cầu đi lại của xe cơ giới phục vụ sản xuất nông nghiệp và thường xuyên bị sạt lở vào mùa lũ hàng năm (UBND tỉnh Đồng Tháp 2009, UBND tỉnh Đồng Tháp 2012, Trần Như Hối 2005b) (Hình 1) Theo thống kê của Uỷ ban Nhân dân tỉnh Đồng Tháp (2014), từ năm 2000 đến 2013 toàn tỉnh có khoảng 84 điểm sạt lở, tổng chiều dài đường giao thông và

đê bao bị sạt lở khoảng 163 km Tổng thiệt hại về tài sản hơn 2.700 tỷ đồng Như vậy, nghiên cứu các giải pháp xây dựng đảm bảo yêu cầu kinh tế và kỹ thuật để phòng tránh thiệt hại do sạt lở đường GTNT kết hợp đê bao (hay đường GTNT trên đê) ở Đồng Tháp là yêu cầu cấp thiết để bảo vệ tài sản trong mùa lũ và phục

vụ người dân phát triển sản xuất

Hiện tại, đã có nhiều phương pháp chống sạt lở đường GTNT trên đê được

đề xuất như (Trịnh Công Vấn 2007, Lê Xuân Việt 2011, Tran-Nguyen & Nguyen

2012, Tran-Nguyen & Nguyen 2013):

(1) Đóng cừ tràm, trải bạt nhựa, và kết hợp trải bao tải cát

(2) Sử dụng kè đứng để tăng ổn tổng thể nền đường như cọc bê-tông cốt thép

dự ứng lực và tường cừ larsen

(3) Bảo vệ bề mặt bằng tấm đan bê-tông xi-măng đúc sẵn, thảm rọ đá, đá hộc xây, hay đá hộc đổ rối

(4) Sử dụng các loại vật liệu địa kỹ thuật (Geo-synthetics)

Giải pháp đóng cừ tràm, trải bạt nhựa, và kết hợp trải bao tải cát có ưu điểm giá thành rẻ, thi công đơn giản, thời gian thi công nhanh, và các đơn vị tại địa phương có thể thực hiện nên được ứng dụng để gia cố cho hầu hết các tuyến GTNT trên đê ở Đồng Tháp Tuy nhiên, đây là giải pháp chỉ mang tính tạm thời, chất lượng nền đường sau gia cố còn thấp nên chi phí duy tu, bảo dưỡng hàng năm lớn, và chưa đáp ứng được yêu cầu đi lại của xe cơ giới phục vụ sản xuất nông nghiệp

Khu vực Đồng Tháp là nơi khan hiếm đá xây dựng, khả năng cung cấp vật liệu khó khăn (UBND tỉnh Đồng Tháp 2009) nên giải pháp bảo vệ mái taluy bằng thảm rọ đá, đá hộc xây, hay đá hộc đổ rối khó mang lại hiệu quả kinh tế Việc ứng dụng kè đứng bằng cọc bê-tông cốt thép dự ứng lực, hay tường cừ larsen để chống sạt lở đường GTNT trên đê có ưu điểm là khả năng chịu lực lớn, không chiếm dụng diện tích lòng sông, chống được xói lở và trượt sâu, và đảm bảo mỹ quan công trình Tuy nhiên, ứng dụng phương án này trong điều kiện đường GTNT trên đê ở Đồng Tháp là khó khả thi vì nền đất trong khu vực là đất yếu, bề mặt đê chỉ từ 2-5 m, cấu trúc thân đê chủ yếu là đất đắp có hệ số rỗng và

độ nén lún cao nên không phù hợp với các thiết bị thi công cồng kềnh hoặc/và tải trọng lớn Ngoài ra, theo nghiên cứu của Trịnh Công Vấn (2007) khả năng chế tạo các cọc bản bê-tông cốt thép ứng suất trước và cừ thép trong nước còn hạn chế nên giá thành cao và vận chuyển khó khăn đối với cấu kiện lớn; hơn nữa, việc neo giữ các hàng cừ cọc bản khó khăn vì các điểm neo là đất yếu, phạm vi khối trượt lớn nên khó xác định điểm neo ngoài cung trượt

Trong khi đó, công nghệ đất trộn xi măng bằng phương pháp trộn ướt - trộn sâu (SCDM - Soil Cement Deep Mixing) có nhiều ưu điểm vượt trội so với các phương án gia cố nền hiện có như khả năng xử lý sâu (đến 40 m), thích hợp gia

cố cho nhiều loại đất từ bùn sét đến sỏi cuội, thiết bị thi công nhỏ gọn nên thích hợp thi công trong điều kiện hiện trường chật hẹp hay xử lý gia cố các công trình trên nền đất yếu ở khu vực ĐBSCL lại chưa được phân tích đánh giá một cách toàn diện về hiệu quả ứng dụng trong điều kiện gia cố đường GTNT trên đê khu vực ĐBSCL nói chung và Đồng Tháp nói riêng

Vì vậy, nghiên cứu này tập trung phân tích và đánh giá ứng xử của đất Đồng Tháp trộn xi măng bằng phương pháp trộn ướt-trộn sâu trong phòng thí nghiệm từ đó đề xuất các thông số kỹ thuật cần thiết (hàm lượng xi măng, cường

độ soilcrete, mô đun đàn hồi, v.v.), và mối quan hệ giữa chúng để làm cơ sở cho việc thiết kế và nghiên cứu thi công thử nghiệm hiện trường công nghệ SCDM

(a) Đường trên đê Bắc Viện (Thanh Niên Online 2014)

(b) Đường trên đê Sa Rài, huyện Tân Hồng (Tiền Phong Online 2011) Hình 1: Đường GTNT kết hợp đê bao bị phá hoại trong mùa lũ ở Đồng

Tháp

2 TÓM TẮT NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN

Nghiên cứu tổng quan đưa ra bức tranh khái quát các cơ sở lý thuyết và các kết quả nghiên cứu đã được công bố liên quan đến đề tài đang thực hiện Kết quả ban đầu của nghiên cứu tổng quan là cơ sở cần thiết để xác định mục tiêu, xây dựng cơ sở lý thuyết, và lựa chọn phương pháp nghiên cứu Nội dung nghiên cứu

tổng quan của luận văn được trình bày chi tiết ở Phụ lục A bao gồm hai phần: (1)

tổng quan về công nghệ đất trộn xi măng, và (2) tổng quan về đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp Một số kết quả nổi bật rút ra từ các nghiên cứu tổng quan được trình bày tóm tắt trong mục này

2.1 Tổng quan về công nghệ đất trộn xi măng

Công nghệ trộn sâu tạo cọc đất xi măng (CDM - Cement Deep Mixing) là

kỹ thuật sử dụng xi măng làm chất kết dính có hoặc không có chất phụ gia trộn với đất tại chỗ dưới sâu để tạo ra vật liệu đất-xi măng (hay soilcrete) có các tính chất kỹ thuật được cải thiện đáng kể so với đất nguyên dạng Hiện nay, công nghệ CDM đang được ứng dụng phổ biến khắp các nước Châu Âu, Châu Á, và

Mỹ

2.1.1 Phân loại công nghệ CDM

(1) Phân loại theo vật liệu trộn có hai phương pháp chính là trộn ướt (Wet Mixing) và trộn khô (Dry Mixing)

(2) Phân loại theo phương pháp trộn có phương pháp trộn bằng cánh trộn cơ khí (Mechanical Mixing), trộn bằng tia vữa hoặc nước áp lực cao (Jet Grouting), và phương pháp trộn kết hợp cánh trộn cơ khí và tia áp lực cao được gọi là công nghệ Hybrid

(3) Phân loại theo vị trí trộn có hai phương pháp cơ bản là trộn đất với xi măng

ở vị trí cuối và dọc trục trộn

2.1.2 Phạm vi ứng dụng

(1) Tường ngăn nước (chống nước thấm vào hố đào, chống nước thấm qua thân

đê, ngăn dòng thấm ô nhiễm, v.v.)

(2) Tường chắn ổn định vách hố đào, tăng ổn định mái dốc do trượt sâu, v.v

(4) Gia cố nền đất yếu dưới móng công trình

(5) Xử lý dòng nước thấm lan truyền trong đất

2.1.3 Ưu điểm của công nghệ CDM

(1) Thích hợp gia cố cho nhiều loại đất khác nhau

(2) Có thể thi công xử lý với năng suất cao nên giá thành thấp hơn so với các phương án xử lý nền khác, đặc biệt trong trường hợp thi công gia cố cho các công trình lớn

(3) Có thể thi công xử lý trên đất liền, ven bờ sông, hoặc khu vực ngập sâu dưới nước

(4) Quá trình thi công ít gây chấn động, ít tiếng ồn, và ít ảnh hưởng đến kết cấu các công trình xung quanh

(5) Các đặc tính kỹ thuật của soilcrete có thể được thay đổi dễ dàng trong quá trình thi công

(6) Khoảng cách cọc và kiểu bố khối gia cố có thể được thay đổi để phù hợp với các phương án gia cố đa dạng

(7) Ít gây ô nhiễm môi trường

2.1.4 Nhược điểm của công nghệ CDM

(1) Chiều sâu xử lý bị hạn chế (nhỏ hơn hoặc bằng 40 m)

(2) Không có khả năng ứng dụng gia cố các loại đất có độ cứng, độ chặt cao, hoặc đất có lẫn đá lớn

(3) Khó thi công gia cố phần đất nền gần kề với các kết cấu công trình hiện hữu (trừ công nghệ Jet Grouting và Hybrid)

(4) Đối với phương pháp trộn ướt cần có biện pháp xử lý phần đất trồi dư sau khi xử lý

2.1.5 Nguyên lý hình thành cường độ soilcrete

Khi trộn xi măng với đất thì các phản ứng hóa học giữa đất và xi măng sẽ xảy ra ngay lập tức làm thay đổi các tính chất cơ-lý-hóa của đất Các phản ứng

hóa học và quá trình hình thành cường độ của đất-xi măng có thể tóm tắt bằng 3 loại/giai đoạn phản ứng sau:

(1) Phản ứng thủy hóa xi măng giải phóng Ca(OH)2 làm tăng độ điện phân, tăng độ pH của nước trong đất, và cung cấp cation Ca2+

cho quá trình trao đổi ion Ngoài ra, phản ứng thủy hóa còn tạo ra keo C-S-H bao phủ và liên kết các hạt đất gần kề lại với nhau, theo thời gian keo C-S-H hóa cứng, hình thành nên cường độ và cấu trúc của soilcrete

(2) Phản ứng trao đổi ion diễn ra do sự hấp thu và trao đổi cation Ca2+ với các ion khác của bề mặt hạt sét tích điện âm làm cho các hạt đất kết đám và vón cục thành những hạt có kích thước lớn hơn, đồng thời làm giảm chỉ số dẻo của đất và gia tăng cường độ soilcrete

(3) Phản ứng pozzolanic tạo ra các sản phẩm ở dạng keo liên kết các hạt đất lại với nhau là C-S-H và C-A-H Theo thời gian keo C-S-H và C-A-H hóa cứng làm tăng cường độ và độ ổn định của soilcrete

(2) Hàm lượng xi măng gia cố tăng thì cường độ của soilcrete tăng Cường độ soilcrete tăng nhanh và đạt hiệu quả gia cố cao khi hàm lượng xi măng khoảng từ 5 ÷ 25%

và sỏi cao hơn so với soilcrete tạo từ đất sét, và soilcrete tạo từ đất hữu cơ

có cường độ thấp nhất

(4) Hàm lượng chất hữu cơ trong đất làm giảm cường độ của soilcrete

(5) Độ pH của đất gia cố càng cao thì soilcrete có cường độ càng lớn Cường

độ soilcrete phát triển hiệu quả khi đất gia cố có pH ≥ 5

(6) Độ ẩm trong đất nhỏ hơn giới hạn dẻo thì lượng nước không đủ cho phản ứng thủy hóa xảy ra hoàn toàn làm hạn chế sự cường độ soilcrete nhưng cường độ soilcrete giảm khi độ ẩm vượt quá giá trị tối ưu Khi độ ẩm của đất lớn hơn 200% thì cường độ soilcrete không tăng dù hàm lượng xi măng gia cố tăng

(7) Thời gian trộn xi măng với đất tăng thì cường độ soilcrete tăng và mẫu soilcrete càng đồng nhất

(8) Cường độ của soilcrete tăng theo thời gian bảo dưỡng

2.1.7 Các đặc tính kỹ thuật của soilcrete

(1) Mô-đun đàn hồi cát tuyến (E 50 ) của soilcrete tăng tuyến tính với độ tăng cường độ nén nở hô tự do (q u ) Tỷ số E 50 /q u bằng khoảng từ 50 đến 1.000

(2) Biến dạng lúc phá hoại của soilcrete là khá nhỏ so với đất nguyên dạng và bằng khoảng 1,0 đến 3,0%

(3) Tỷ số Poisson của soilcrete không phụ thuộc nhiều vào loại đất thí nghiệm và có giá trị hầu như không đổi khi đất được trộn xi măng trong phòng thí nghiệm hay trộn tại chỗ

(4) Cường độ kháng cắt không thoát nước của soilcrete (S u) cao hơn so với đất

không gia cố (S u-soil ) và S u = (10÷50).S u-soil Tuy nhiên, vẫn có nhiều quan

điểm khác nhau trong việc xác định S u của soilcrete

(5) Hệ số thấm của soilcrete giảm so với đất chưa xử lý và hệ số thấm giảm khi hàm lượng xi măng và/hoặc thời gian bảo dưỡng tăng Hệ số thấm của soilcrete từ đất sét bằng hoặc nhỏ hơn hệ số thấm của đất sét chưa gia cố và

có giá trị khoảng từ 10-11

÷ 10-8 m/s

(6) Cường độ nén nở hông tự do của soilcrete chế tạo trong phòng (q ul) thường

lớn hơn so với soilcrete hiện trường (q uf) Một số nghiên cứu (Kitazume &

Terashi 2013, EuroSoilStab 2002) cho thấy đối với gia cố trên đất liền q uf /

q ul = 1/2 ÷ 1/5, nhưng thực tế thi công ở Mỹ thường cho kết quả q uf / q ul ≥

1/2 (Bruce et al 2013)

2.2 Tổng quan về đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp

Đê bao kiểm soát lũ được người dân ĐBSCL bắt đầu xây dựng từ thập niên

60 và 70 của thế kỷ XX để bảo vệ an toàn cuộc sống và phát triển sản xuất trong mùa lũ Đầu thập niên 80, đê bao chống lũ tháng 8 được người dân xây dựng ở nhiều nơi trong vùng ngập sâu để bảo vệ lúa Hè-Thu, Đông-Xuân, và kết hợp làm đường GTNT đã mang lại hiệu quả cao nên được các địa phương và nhà nước chỉ đạo phát triển Sang thập niên 90 hệ thống đê bao được xây dựng thống nhất theo quy hoạch kiểm soát lũ ĐBSCL dưới sự hướng dẫn của ngành thủy lợi, giao thông, và cơ quan địa phương để bảo vệ cây ăn trái, sản xuất 3 vụ lúa/năm, và làm đường GTNT phục vụ nhu cầu đi lại và phát triển sản xuất

(1) Các tuyến đường GTNT trên đê được xây dựng trong thời gian ngắn, phương pháp thi công đơn giản, và kết cấu nền đường chủ yếu là đất đắp tại chỗ (thường là đất bùn sét cố kết tự nhiên) được lấy từ quá trình nạo vét các kênh dọc theo tuyến đường nên chưa đáp ứng được yêu cầu đi lại của xe cơ giới phục vụ sản xuất nông nghiệp và thường xuyên bị sạt lở vào mùa lũ hàng năm

(2) Chi phí duy tu, bảo dưỡng hệ thống đường GTNT trên đê hàng năm là rất lớn Tại Đồng Tháp Mười, ở vùng kiểm soát lũ theo thời gian hàng năm có

2011, toàn tỉnh Đồng Tháp bị thiệt hại 237 tỷ đồng để sửa chữa 10.591 km đường GTNT trên đê và đê bao sản xuất

2.2.2 Nguyên nhân sạt lở

Nguyên nhân gây mất cân bằng mái dốc có thể do ứng suất cắt chống cắt của đất giảm, ứng suất cắt tăng, hoặc do cả hai yếu tố trên cùng xảy ra Các yếu

tố có thể làm tăng ứng suất gây trượt và/hoặc làm giảm sức chống cắt của kết cấu đường GTNT kết hợp đê bao ở Đồng Tháp bao gồm:

(1) Sạt lở do tác động của dòng chảy ở đoạn khúc sông uốn cong, chỗ hợp lưu của hai nhánh sông, hay khu vực lòng sông bị thu hẹp dẫn đến thuỷ lực sông thay đổi gây xói mái taluy nền đường

(2) Sự thay đổi mực nước sông và nước ngầm ảnh hưởng lớn đến sức chống cắt của mái đất

(3) Sự gia tăng tải trọng từ các hoạt động của con người góp phần tăng ứng suất cắt trong mái dốc dẫn đến gia tăng nguy cơ sạt lở

(4) Kết cấu nền đường chủ yếu là đất đắp tại chỗ, không được đầm chặt nên nền đất có sức kháng cắt nhỏ và không ngăn được dòng thấm chảy qua thân đường gây xói lở vào mùa lũ hàng năm

2.2.3 Các giải pháp chống sạt lở

Sạt lở mái dốc xảy ra khi ứng suất chống cắt nhỏ hơn ứng suất cắt Do đó, các giải pháp chống sạt lở đều dựa trên nguyên lý: (i) tăng lực chống trượt, (ii) giảm lực gây trượt, hoặc (iii) kết hợp cả hai nguyên lý trên trong cùng một giải pháp Dựa vào nguyên lý này Lê Xuân Việt (2011) và Lê Xuân Việt & Trần Nguyễn Hoàng Hùng (2011) đã đề xuất các giải pháp chống sạt lở phù hợp với điều kiện vùng ĐBSCL như sau:

(1) Nhóm giải pháp tăng lực chống trượt:

- Thoát nước giúp tăng sức kháng cắt của đất,

- Xây dựng kết cấu tường chắn hoặc các kết cấu chống đỡ,

- Gia cường đất bằng các vật liệu địa kỹ thuật hoặc làm cứng đất bằng chất trộn hóa học

(2) Nhóm giải pháp giảm lực gây trượt:

- Làm thoải mái dốc,

Công nghệ SCDM có nhiều ưu điểm vượt trội so với các phương pháp gia

cố hiện có và đã được ứng dụng thành công cho nhiều công trình tương tự trên thế giới nhưng công nghệ này lại chưa từng được nghiên cứu khả năng ứng dụng trong điều kiện gia cố đường GTNT trên đê ở Đồng Tháp Vì vậy, cần có các nghiên cứu một cách hệ thống để thử nghiệm khả năng ứng dụng của công nghệ SCDM, mà trong đó bước nghiên cứu ứng xử của đất Đồng Tháp trộn xi măng bằng phương pháp trộn ướt và trộn sâu trong phòng thí nghiệm để làm định hướng ban đầu cho việc thiết kế và thi công gia cố ở hiện trường bằng công nghệ SCDM là rất quan trọng

4 MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU

Mục tiêu tổng quát: Nghiên cứu ứng xử của đất Đồng Tháp trộn xi măng

bằng phương pháp trộn ướt-sâu trong phòng thí nghiệm và đánh giá khả năng

hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp

Để đạt được mục tiêu chính thì đề tài thực hiện các mục tiêu cụ thể như

sau:

(1) Nghiên cứu tổng quan về công nghệ đất trộn xi măng và đường GTNT kết hợp đê bao ở Đồng Tháp

(2) Phân tích ứng xử của đất Đồng Tháp trộn xi măng trong phòng thí nghiệm

như cường độ nén (q u ), mô-đun đàn hồi (E 50), biến dạng lúc phá hoại (εf), v.v

(3) Đề xuất các thông số cần thiết để định hướng cho việc thiết kế và thi công thực tế phù hợp với điều kiện tự nhiên tỉnh Đồng Tháp

(4) Thiết kế kỹ thuật phương án gia cố đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ bằng đất trộn xi măng trộn ướt-sâu

5 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

Phương pháp nghiên cứu của đề tài là nghiên cứu thí nghiệm trong phòng, phân tích, và xử lý kết quả thí nghiệm Đất nguyên dạng ở Đồng Tháp sẽ được trộn với vữa xi măng bằng công nghệ trộn ướt-sâu trong phòng dưới các điều kiện thí nghiệm khác nhau để khảo sát các đặc trưng cơ học của các mẫu soilcrete Từ các kết quả thí nghiệm trong phòng, tiến hành đánh giá tiềm năng ứng dụng công nghệ SCDM cho gia cố đường GTNT trên đê ở Đồng Tháp và đề xuất các thông số kỹ thuật cần thiết như hàm lượng xi măng, cường độ soilcrete,

mô đun biến dạng, v.v., để ứng dụng cho việc thiết kế và thi công thực tế tại hiện trường bằng công nghệ SCDM

6 GIỚI HẠN CỦA ĐỀ TÀI

Đề tài chỉ tập trung nghiên cứu ứng xử của đất nguyên dạng Đồng Tháp trộn xi măng trong phòng thí nghiệm, từ đó đề xuất các thông số cần thiết để ứng dụng thiết kế và thi công gia cố đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ bằng công

nghệ đất trộn xi măng, trộn ướt, và trộn sâu phù hợp với điều kiện Đồng Tháp mà không thực hiện thí nghiệm hiện trường để kiểm tra kết quả

7 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU

Kết quả dự kiến của đề tài nghiên cứu là phân tích ứng xử và đánh giá chất lượng của đất Đồng Tháp trộn xi măng trong phòng, trên cở sở đó đưa ra các

thông số (hàm lượng xi măng (A c ), cường độ nén nở hông tự do (q u), mô-đun đàn

hồi (E 50 ), biến dạng tại lúc phá hoại (ε f), v.v.) thích hợp để ứng dụng hiệu quả và bền vững trong gia cố đường GTNT trên đê khu vực Đồng Tháp Thiết kế giải pháp kỹ thuật chống sạt lở đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp bằng công nghệ SCDM dựa trên các số liệu được đề nghị ở trên Ngoài ra, đề tài còn báo cáo tổng quan về kết quả nghiên cứu và phát triển công nghệ đất trộn xi măng ở Việt Nam và thế giới

8 Ý NGHĨA CỦA ĐỀ TÀI

Kết quả đề tài sẽ cho thấy khả năng ứng dụng công nghệ SCDM để gia cố đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp, nếu có tính khả thi thì kết quả sẽ được dùng làm định hướng ban đầu cho các nghiên cứu thiết kế và thi công thử nghiệm thực tế ở hiện trường bằng công nghệ SCDM

Kết quả nghiên cứu và phân tích ứng xử của soilcrete được tạo từ đất nguyên dạng Đồng Tháp bằng công nghệ SCDM trong phòng thí nghiệm còn góp phần cung cấp một tài liệu khoa học cho việc nghiên cứu, phát triển, và ứng dụng công nghệ đất trộn xi măng để gia cố nền cho các công trình xây dựng thuộc các lĩnh vực khác nhau (giao thông, thủy lợi, dân dụng, v.v.) ở Đồng Tháp và vùng ĐBSCL Ngoài ra, nếu thành công thì vùng ĐBSCL nói chung và tỉnh Đồng Tháp nói riêng sẽ có thêm một phương pháp gia cố đất nền hiệu quả và phù hợp với điều kiện địa phương giúp tiết kiệm chi phí xây dựng và thúc đẩy phát triển kinh tế - xã hội trong vùng

Nội dung luận văn được trình bày trong bốn chương và ba phụ lục Chương

Mở đầu giới thiệu các vấn đề liên quan đến đề tài, mục tiêu, và phương pháp nghiên cứu Chương 1 trình bày các cơ sở lý thuyết được ứng dụng trong quá trình nghiên cứu Quá trình thí nghiệm đất trộn xi măng trong phòng và phân tích ứng xử của đất-xi măng về hàm lượng xi măng, độ ẩm, thời gian bảo dưỡng và loại đất được trình bày ở Chương 2 Giải pháp thiết kế kỹ thuật gia cố đường GTNT kết hợp đê bao chống lũ ở Đồng Tháp bằng công nghệ đất trộn xi măng, trộn ướt-sâu được phân tích trong Chương 3 Phần Kết Luận đưa ra những kết luận chính từ quá trình nghiên cứu, một số kiến nghị, và hướng nghiên cứu tiếp theo

Phụ lục trình bày kết quả tìm hiểu tổng quan về công nghệ đất trộn xi măng và tổng quan về đường GTNT kết hợp đê bao ở Đồng Tháp (Phụ lục A), số liệu thí nghiệm nén nở hông tự do của các mẫu đất-xi măng trong phòng (Phụ lục B), và số liệu tính toán phân tích thiết kế gia cố đường GTNT kết hợp đê bao (Phụ lục C)

CHƯƠNG 1:

CƠ SỞ LÝ THUYẾT 1.1 THÍ NGHIỆM MẪU ĐẤT-XI MĂNG TRONG PHÒNG

1.1.1 Định nghĩa các thông số liên quan

Đất tự nhiên gồm hai thành phần: hạt rắn và phần rỗng, phần rỗng chứa nước và khí Khi trộn đất với vữa xi măng thì phần thể tích khí trong đất sẽ bị lấp đầy toàn bộ (hoặc gần như toàn bộ) bởi vữa xi măng trong quá trình trộn Do đó, đất tự nhiên bão hoà hoặc không bão hoà nước trộn với vữa xi măng thì phần thể tích khí trong hỗ hợp đất-xi măng tạo thành có thể xem như bằng 0 và các pha tạo nên vật liệu đất-xi măng (hay soilcrete) có thể biểu diễn như Hình 1-1 (Bruce

et al 2013) Hàm lượng của từng pha thành phần (hạt rắn, nước, và xi măng) ảnh

hưởng rất lớn đến ứng xử của soilcrete Vì vậy, việc chuẩn hoá các thông số đặc trưng và chỉ tiêu cơ bản của thí nghiệm để đánh giá chất lượng và tìm hiểu các quy luật ứng xử cơ bản của soilcrete là cần thiết Hình 1-1 thể hiện mối quan hệ giữa các pha tạo nên vật liệu đất, vữa, và hỗn hợp đất-xi măng được tạo từ phương pháp trộn ướt

Hình 1-1: Mô hình các thành phần (pha) cơ bản của đất, vữa xi măng, và

đất-xi măng (Bruce et al 2013)

nhiên; V w-slurry và V c - thể tích nước và xi măng tạo vữa; V w-mix - thể tích nước trong hỗn hợp đất-xi măng; V soil , V slurry ,và V mix - thể tích đất nguyên dạng, vữa, và hỗn hợp đất-xi măng; M w-soil và M s - khối lượng nước và khối lượng hạt rắn trong đất tự nhiên; M w-slurry và M c - khối lượng nước và khối lượng xi măng tạo vữa; M w-mix - khối lượng nước trong hỗn hợp đất-xi măng; M soil , M slurry ,và M mix -

khối lượng đất nguyên dạng, vữa, và hỗn hợp đất-xi măng

a) Định nghĩa các thông số quan trọng trong phương pháp trộn sâu - ướt:

+ Hàm lượng xi măng gia cố, ký hiệu α, là tỷ số giữa khối lượng xi măng gia cố và khối lượng đất tự nhiên khô, được xác định theo công thức (1.1)

100

c

S

M M

+ Hàm lượng xi măng gia cố, ký hiệu A c, là khối lượng xi măng dùng để gia cố một đơn vị thể tích đất tự nhiên, được xác định theo công thức (1.2)

c c soil

M A V

+ Tỷ lệ tổng lượng nước:xi măng, ký hiệu w T :c, là tỷ số khối lượng nước trong hỗn hợp đất-xi măng và khối lượng xi măng gia cố, được xác định theo công thức (1.3)

   

w-soil c

trong đó: d soil - trọng lượng riêng khô của đất tự nhiên (d soil M s/V soil ); w -

độ ẩm của đất nguyên dạng (w Mwsoil /V s)

1.1.2 Thí nghiệm xác định độ ẩm

Độ ẩm của đất (w) là lượng nước chứa trong đất, được tính bằng phần trăm

so với khối lượng đất khô Giá trị độ ẩm thể hiện lượng nước chứa trong đất, giúp cho việc đánh giá trạng thái của đất và quan hệ giữa các pha rắn-lỏng-khí trong thể tích khối đất cho trước

Thí nghiệm xác định độ ẩm được tiến hành theo tiêu chuẩn ASTM D2216 và TCVN 4196:2012 Đất tự nhiên được sấy khô ở nhiệt độ 110  5oC cho đến khi khối lượng không đổi, quá trình sấy khô được thực hiện cho đến khi nhận được sự chênh lệch khối lượng ít nhất giữa hai lần cân sau cùng – yêu cầu độ chênh lệch không được lớn hơn 0,02 g Độ ẩm của đất bằng tỷ số % của khối lượng tổn thất do nước thoát ra khỏi mẫu đất khi sấy và khối lượng hạt đất trong mẫu đất, và được tính theo công thức (1.7)

100

w

s

M w M

trong đó: w - độ ẩm của đất (%); M w - khối lượng nước thoát ra khi sấy; M s - khối lượng đất khô

1.1.3 Thí nghiệm xác định khối lượng riêng

Thí nghiệm xác định khối lượng riêng được tiến hành theo tiêu chuẩn TCVN 4202:2012

- Khối lượng riêng ướt xác định theo công thức (1.8)

M V

trong đó: - khối lượng riêng ướt của mẫu đất (g/cm3); M- khối lượng của mẫu

đất thí nghiệm (g); V - thể tích mẫu thí nghiệm (cm3

)

- Khối lượng thể tích khô xác định theo công thức (1.9)

1.1.4 Chế tạo mẫu trong phòng

Cường độ của soilcrete chịu ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố như loại đất, hàm lượng xi măng, mức độ trộn, thời gian bão dưỡng, v.v Vì vậy, việc chế tạo và thí nghiệm mẫu soilcrete trong phòng ở điều kiện tương tự quá trình làm việc thực tế

sẽ giúp dự tính được các đặc trưng của sản phẩm soilcrete hiện trường, từ đó có thể xác định tỷ lệ cấp phối tối ưu trong thiết kế và đề xuất giải pháp gia cố thích hợp

Phương pháp chế tạo mẫu trong phòng được thực hiện dựa trên các chỉ dẫn của tiêu chuẩn TCVN 9403:2012, ASTM D2166, và ASTM D1633 Mẫu thí

nghiệm sau khi chế tạo phải đảm bảo chiều dài mẫu (L) bằng 2,0 đến 2,5 lần

đường kính (d) mẫu (ASTM 1633-96, ASTM D2166) Tỷ lệ cấp phối cho một

mẻ trộn được tính toán theo trình tự sau:

soil mol soil

(3) Khối lượng nước trộn vữa, M w-slurry (g):

Trong đó: M c - khối lượng xi măng (g); (w:c) – tỷ lệ khối lượng nước trộn

vữa và khối lượng xi măng

1.1.5 Thí nghiệm nén một trục nở hông tự do (UCS)

Mục đích của thí nghiệm nén một trục nở hông tự do (UCS) là xác định

cường độ nén nở hông tự do (q u), biến dạng tại lúc phá hoại (f ), và mô-đun đàn

hồi cát tuyến (E 50) của mẫu soilcrete

Thí nghiệm UCS được thực hiện tuân theo tiêu chuẩn ASTM D2166, ASTM D1633, và TCVN 9403:2012 Mẫu được thí nghiệm ngay sau khi được lấy ra từ thùng bảo dưỡng để tránh nhiệt độ và độ ẩm thay đổi Đặt mẫu vào giữa tâm bàn nén dưới của máy nén, điều chỉnh bệ hình cầu để bàn nén trên của máy nén tiếp xúc đều với mẫu Sau đó, gia tải với tốc độ không quá 1 mm/phút và ghi lại số đọc giá trị lực và biến dạng dọc trục cho đến khi mẫu bị phá hoại

Tính toán số liệu từ thí nghiệm UCS theo trình tự như sau sau (ASTM

trong đó: ε1 - biến dạng dọc trục ứng với tải trọng nén; ∆L - chiều dài thay đổi của mẫu hay biến dạng đọc từ thiết bị đo (mm); L o - chiều dài mẫu ban đầu (mm)

- Diện tích mặt cắt ngang hiệu chỉnh của mẫu bị phá hoại:

1

1-o c

A A





(1.15)

trong đó: A c - diện tích mặt cắt ngang hiệu chỉnh của mẫu lúc phá hoại (mm2), A o

- diện tích mặt cắt ngang của mẫu lúc ban đầu, A0   D2/ 4 (mm2)

- Lực nén dọc trục:

- Ứng suất nén:

c

P A

trong đó: c - Ứng suất nén (kN/m2); P - lực nén dọc trục (kN)

- Vẽ đường quan hệ ứng suất - biến dạng như Hình 1-2 Xác định biến dạng

tại lúc phá hoại (ε f ) ứng với cường nén lớn nhất (q u) và mô-đun đàn hồi cát tuyến

(E 50 ) tại ứng suất bằng 50% cường độ q u theo công thức (1.17)

50 50 50

u q E



trong đó: q u50 = 0,5q u; 50 - biến dạng dọc trục ứng với giá trị ứng suất nén là q u50

Hình 1-2: Biểu đồ quan hệ ứng suất (q u ) và biến dạng (ε)