Mô phỏng và phân tích ứng xử của hệ cọc cdm dưới nền đất đắp trên cơ sở so sánh với thí nghiệm quay ly tâm

Luận văn này tập trung vào phân tích kết quả nghiên cứu của các tác giả Nhật Bản, những người đã tiến hành hàng loạt các thí nghiệm quy ly tâm để nghiên cứu ổn định nội và ngoại của nền

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

NGUY ỄN NGỌC ANH

CDM DƯỚI NỀN ĐẤT ĐẮP TRÊN CƠ SỞ SO SÁNH VỚI

LU ẬN VĂN THẠC SỸ

CÔNG TRÌNH NÀY ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA – ĐHQG TP.HCM

Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS Trần Tuấn Anh

Cán bộ chấm nhận xét 1:

Cán bộ chấm nhận xét 2:

Luận văn thạc sỹ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách khoa, ĐHQG TP HCM ngày …… tháng …… năm 2015 Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm: 1

2

3

4

5

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV và Trưởng Khoa quản lý chuyên ngành

sau khi luận văn đã được sửa chữa (nếu có)

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM

Họ tên học viên: Nguyễn Ngọc Anh MSHV: 13090070

Ngày, tháng, năm sinh: 06/9/1986 Nơi sinh: Đà Nẵng

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình ngầm Mã số: 60580204

Email: ngocanh869gl@gmail.com Điện thoại: 0908.203.245

- Nghiên cứu cơ chế làm việc của cọc đất trộn sâu

- Nghiên cứu sự làm việc của hệ cọc DM dưới nền đất đắp thông qua các kết quả nghiên cứu rút ra từ thí nghiệm mô hình quay ly tâm (centrifuge test model)

- Mô phỏng và phân tích sự làm việc và ứng xử của nhóm cọc bằng phương pháp phần

tử hữu hạn theo những mô hình thí nghiệm đã nêu trên và so sánh kết quả Rút ra kết

- Tài liệu tham khảo

L ỜI CẢM ƠN Trước tiên xin gửi lời cảm ơn chân thành tới quý thầy cô trong Bộ môn Địa cơ

báu, tạo mọi điều kiện giúp đỡ học viên trong thời gian vừa qua

Học viên xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc tới thầy Tiến sĩ Trần Tuấn Anh,

người đã giúp đ ỡ, chỉ dẫn tận tình và luôn quan tâm, đ ộng viên tinh thần trong thời gian học viên được thầy giảng dạy môn học và hướng dẫn thực hiện Luận văn Thầy

đã định hướng đề tài, chỉ dẫn những tài liệu, kiến thức quý báu cho học viên Đồng

thời, thầy đã truyền đạt cho học viên hiểu được phương thức tiếp cận và giải quyết một

vấn đề khoa học, đây chính là hành trang quí giá mà học viên sẽ gìn giữ cho quá trình

học tập và làm việc tiếp theo của mình

Xin chân thành cám ơn Ban giám hiệu nhà trường, trường Đại học Bách Khoa, Phòng Đào tạo Sau Đại học đã giúp đ ỡ và tạo mọi điều kiện thuận lợi cho học viên trong suốt quá trình học tập

Cuối cùng, xin cảm ơn gia đình, cơ quan và bạn bè thân hữu đã động viên, giúp

đỡ học viên trong thời gian học tập vừa qua

TÓM T ẮT LUẬN VĂN THẠC SỸ

Phương pháp trộn sâu (DMM), một kỹ thuật xử lý đất sâu ở hiện trường sử dụng chất

kết dính xi-măng hoặc vôi thường được áp dụng để cải tạo đất mềm Kiểu cải tạo bằng nhóm cọc được áp dụng rộng rãi cho nền đất đắp hoặc kết cấu nhẹ Quy trình tính toán cho cải tạo nền được thiết lập chủ yếu áp dụng cho đập (nền đất đắp) có 2 việc phân tích ổn định được tính toán: ổn định ngoại và ổn định nội Ở ổn định ngoại là dạng phá

hoại sụp đổ, khi các cọc trộn sâu nghiêng theo hiệu ứng Domino, có thể xảy ra thay vì

dạng phá hoại trượt khi cường độ cọc còn khá cao Phương pháp thi ết kế hiện hành không tính đến dạng phá hoại này Ở ổn định nội, các cọc DM cho thấy nhiều kiểu phá

hoại khác nhau: cắt, uốn và kéo Tuy nhiên, phương pháp thiết kế hiện hành không kết

hợp ảnh hưởng của những dạng phá hoại này, mà chỉ có dạng phá hoại cắt Luận văn này tập trung vào phân tích kết quả nghiên cứu của các tác giả Nhật Bản, những người

đã tiến hành hàng loạt các thí nghiệm quy ly tâm để nghiên cứu ổn định nội và ngoại

của nền đất được cải tạo kiểu nhóm cọc dưới tải trọng đập (nền đất đắp) Đồng thời

học viên tiến hành mô phỏng lại một số trường hợp thí nghiệm bằng phương pháp

phần tử hữu hạn để kiểm tra và phân tích ứng xử (phần mềm Plaxis) của hệ cọc CDM

Kết quả cho thấy nền cải tạo không phá hoại theo kiểu phá hoại trượt mà theo dạng phá hoại sụp đổ ở ổn định ngoại, không phá hoại theo dạng phá hoại cắt mà theo dạng phá hoại uốn ở ổn định nội

ABSTRACT

The Deep Mixing Method (DMM), a deep in-situ soil stabilization technique using cement and/or lime as a binder, has been often applied to improve soft soils Group column type improvement has been extensively applied to foundations of embankment

or lightweight structures A design procedure for the improved ground has been established mainly for application of embankment, in which two stability analyses are evaluated: external stability and internal stability For the external stability, it is known that a collapse failure pattern, in which the DM columns tilt like dominos, could take place instead of a sliding failure when the column strength is relatively high The current design method, which does not take into account this failure pattern For the internal stability, it is found that the DM column shows various failure modes: shear, bending and tensile failure However, the current design does not incorporate the effect

of these failure modes, but only the shear failure mode This thesis focuses on analyzing the research results of the Japanese author, who conducted a series of centrifuge model tests to investigate the external and internal stabilities of group column type improved ground under embankment loading I also conduct to simulate some model test cases by Finite Element Method (FEM) (Plaxis Software) to check and analyze the behavior of piles CDM system The study revealed that the improved ground does not fail with a sliding failure pattern but rather with a collapse failure pattern in the external stability, and does not fail with a shear failure pattern but rather with a bending failure pattern in the internal stability

L ỜI CAM ĐOAN

Học viên cam đoan luận văn này là trung thực, không phải là sản phẩm ăn cắp của

Luận văn nào khác

M ỤC LỤC

M Ở ĐẦU .9

1 Đặt vấn đề .9

2 Mục tiêu nghiên cứu .9

3 Phương pháp nghiên cứu .9

4 Ý ngh ĩa khoa học của đề tài 10

5 Giá tr ị thực tiễn của đề tài 10

6 Phạm vi nghiên cứu của đề tài 10

Chương 1 MÔ HÌNH THÍ NGHIỆM QUAY LY TÂM CỦA HỆ CỌC CDM DƯỚI NỀN ĐẤT ĐẮP 11

1.1 Giới thiệu 11

NGUYÊN LÝ C ỦA THÍ NGHIỆM QUAY LY TÂM .14

1.2 NH ỮNG THÍ NGHIỆM MÔ HÌNH QUAY LY TÂM 17

1.2.1 D ụng cụ thí nghiệm .17

1.2.2 Chuẩn bị nền mô hình .17

1.2.3 Các c ọc DM mô hình .19

1.2.4 Tiến trính áp tải trọng đập .23

Chương 2 ỔN ĐỊNH CỦA HỆ CỌC CDM 24

2.1 ỔN ĐỊNH NGOẠI (EXTERNAL STABILITY) 24

2.1.1 K ết quả thí nghiệm .24

2.1.1.1 Áp l ực và chuyển vị của đập 24

2.1.1.2 Áp lực đập lúc phá hoại nền và bề rộng cải tạo 24

2.1.1.3 Bi ến dạng nền 25

2.1.1.4 Chuy ển vị cọc DM 26

2.1.1.5 S ự phân bố chuyển vị ngang 27

2.1.2 Th ảo luận .28

2.1.2.1 Đánh giá ổn định của nền không cải tạo 28

2.1.2.2 Sự đánh giá phá hoại trượt cho nền cải tạo 28

2.1.2.3 S ự đánh giá của phá hoại sụp đổ cho nền cải tạo 31

2.1.2.4 Ảnh hưởng của tỷ số diện tích cải tạo 35

2.1.2.5 Ảnh hưởng của đường kính cọc DM 38

2.1.3 T ổng hợp .38

2.2 ỔN ĐỊNH NỘI (INTERNAL STABILITY) 39

2.2.1 Các k ết quả thí nghiệm .39

2.2.1.1 Áp l ực và chuyển vị của đập 39

2.2.1.2 Áp l ực đập lúc phá hoại nền và bề rộng cải tạo 42

2.2.1.3 S ự phá hoại cọc 43

2.2.1.4 Bi ến dạng nền 44

2.2.1.5 S ự phân bố chuyển vị ngang 45

2.2.1.6 Ứng suất đứng trên đỉnh các cọc 46

2.2.1.7 T ỷ số tập trung ứng suất 48

2.2.1.8 S ự phân bố moment uốn của cọc 48

2.2.1.9 Quan h ệ ứng suất dọc/moment uốn 50

2.2.2 Th ảo luận .51

2.2.2.1 Sự phá hoại cung trượt tròn cho nền cải tạo 51

2.2.2.2 D ạng phá hoại cắt của nền cải tạo 52

2.2.2.3 Phá ho ại uốn cho nền cải tạo 56

2.2.2.4 Ảnh hưởng của tỷ lệ diện tích cải tạo 61

2.2.2.5 Ảnh hưởng của tỷ số tập trung ứng suất 61

2.2.2.6 Ảnh hưởng của đường kính cọc 62

2.2.3 Tổng hợp .63

Chương 3 ĐÁNH GIÁ ỔN ĐỊNH 64

3.1 Các dạng phá hoại giả định trong phương pháp thiết kế hiện hành .64

3.1.1 D ạng phá hoại trượt 64

3.1.2 Dạng phá hoại cung trượt tròn 64

3.2 Các d ạng phá hoại được giả định trong phương pháp thiết kế đề xuất .65

3.2.1 Dạng phá hoại sụp đổ (collapse failure mode) 65

3.2.2 D ạng phá hoại cắt (shear failure mode) 66

3.2.3 D ạng phá hoại uốn 66

3.3 Các đặc trưng của các phương pháp thiết kế hiện hành .66

3.3.1 Điều kiện nền được nghiên cứu 66

3.3.2 Các đặc trưng của phân tích cung trượt tròn 67

3.4 Các đặc trưng của các dạng phá hoại trượt, sụp đổ, cắt và uốn và so sánh với phân tích cung trượt tròn 69

3.4.1 Ảnh hưởng của cường độ cọc 69

3.4.2 Ảnh hưởng của tỷ lệ vùng cải tạo 73

3.4.3 Ảnh hưởng của đường kính cọc 77

3.4.4 Ảnh hưởng của tỷ số tập trung ứng suất 81

3.5 Khả năng của biên độ an toàn .84

3.5.1 Ảnh hưởng của sự cố kết nền 85

3.5.2 Ảnh hưởng của điều kiện đất nền 86

3.5.3 Ảnh hưởng của lớp bề mặt cứng (surface crust) 87

3.6 T ổng hợp .89

Chương 4 MÔ PHỎNG SỰ LÀM VIỆC CỦA HỆ CỌC CDM BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ H ỮU HẠN 91

4.1 Mô hình mô ph ỏng 91

4.2 Các thông s ố đầu vào 92

DỰ KIẾN KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 95

TÀI LI ỆU THAM KHẢO 96

M Ở ĐẦU

1 Đặt vấn đề

Các lớp đất yếu thường bắt gặp ở các dự án xây dựng Do vậy, một số lượng lớn các

kỹ thuật cải tạo đất đã được phát triển để gia cố các lớp địa chất yếu này Phương pháp

trộn sâu – Deep Mixing Method (DMM) – một kỹ thuật cải tạo đất hiện trường sử

dụng chất kết dính xi măng/hoặc vôi, được phát triển ở Nhật Bản và các nước Bắc Âu, thường được áp dụng để cải tạo đất yếu

So với các phương pháp cải tạo nền khác, kỹ thuật trộn sâu hiện trường có ưu điểm như cường độ lớn trong vòng một tháng, ít tác động có hại đến môi trường và có khả năng áp dụng cao nhiều loại đất nào nếu loại và hàm lượng chất kết dính được lựa

chọn thích hợp Sự ứng dụng của nó bao trùm cả ở trên cạn và dưới nước, từ gia cường

nền của công trình, chống đỡ đập, làm kết cấu tường chắn và trang bị và nâng cấp cơ

sở hạ tầng, giảm nhẹ mối nguy hiểm của sự hóa lỏng, các công trình đ ảo nhân tạo và

kiểm soát thấm Do tính ứng dụng lớn như trên, ở Nhật Bản, từ năm 1975 đến 2010 có đến tổng số khoảng 104.4 triệu m3 đất được gia cố bằng phương pháp trộn sâu hiện trường

Nhiều nỗ lực nghiên cứu được thực hiện để nghiên cứu các khía cạnh khác nhau của phương pháp trộn sâu ở các nước này Nhiều tác giả đã tiến hành những những nghiên

cứu lớn về các đặc tính cơ học của đất được xử lý bằng xi măng hoặc vôi và phát hiện cường độ nén của đất xử lý xi măng lớn hơn nhiều so với đất mềm; module đàn hồi cao, thường ở mức vài nghìn MN/m2

, biến dạng khi phá hoại cũng ở mức rất nhỏ Trái

với cường độ nén, cường độ uốn và kéo ở giá trị tương đối nhỏ

Phương pháp thiết kế hiện hành cho các công trình có sử dụng các cọc đất trộn sâu gia

cố bằng xi măng/vôi hiện này chủ yếu dựa trên sự phân tích ổn định trượt ngang của cả

hệ cọc (ổn định ngoại) và phân tích sự phá hoại cọc theo phương pháp cung trượt tròn (ổn định nội) Tuy nhiên, thực tế, sự ổn định và phá hoại của hệ cọc CDM gia cố nền công trình lại rất đa dạng và phức tạp, phụ thuộc nhiều yếu tố như: điều kiện nền đất, hàm lượng xi măng/nước, tỷ lệ diện tích cải tạo, bề rộng cải tạo, cường độ cọc, đường kính cọc, … Những vấn đề trên cần được nghiên cứu cụ thể để đánh giá

Mô phỏng và phân tích sự làm việc của hệ cọc CDM dưới nền đất đắp bằng phương phương pháp phần tử hữu hạn trên cơ sở so sánh với các thí nghiệm mô hình quay ly tâm Qua đó đề xuất phương pháp đánh giá sự làm việc của hệ cọc CDM phù hợp với

thực tế hơn so với phương pháp thiết kế hiện hành

3 Phương pháp nghiên cứu

Để nghiên cứu những nội dung trên, học viên đã lựa chọn phương pháp sau:

- Nghiên cứu công nghệ thi công phương pháp trộn sâu tạo các cọc gia cố vôi/xi măng

- Nghiên cứu sự hình thành cường độ và làm việc của cọc CDM

- Phân tích, đánh giá sự là việc của hệ cọc CDM dưới nền đất đắp bằng cách mô phỏng các mô hình thí nghiệm quay ly tâm (mô hình thu nhỏ của hệ cọc CDM + công trình) theo phương pháp Phần tử hữu hạn (phần mềm Plaxis 3D Foundation) và so sánh với các kết quả thí nghiệm đã được tổng hợp

4 Ý ngh ĩa khoa học của đề tài

Đề tài này vận dụng các kết quả nghiên cứu dựa trên thực nghiệm bằng mô hình thí nghiệm quay ly tâm Việc vận dụng những ưu điểm lớn của thí nghiệm mô hình quay

ly tâm cùng những giải pháp thông minh của các tác giả để có thể quan sát, đo đạc, đánh giá sự làm việc, ổn định, trạng thái ứng suất – biến dạng của hệ cọc CDM cải tạo

nền của lớp đất đắp từ những giai đoạn đầu tiên của quá trình chịu tải cho đến khi phá

hoại và sau phá hoại cho cái nhìn vừa tổng quan, vừa chi tiết và hết sức giá trị về sự làm việc thực tế của hệ cọc Từ đó, đề xuất những giải pháp tính toán mới phù hợp với

thực tế hơn và gợi mở những hướng nghiên cứu về nhiều ứng dụng thực tế khác của

cọc CDM

5 Giá tr ị thực tiễn của đề tài

Phương pháp trộn sâu (tạo ra các hệ cọc đất gia cố bằng các chất liên kết vô cơ) đã có

những ứng dụng to lớn ở các nước tiên tiến như Bắc Âu và Nhật Bản Nó cũng đã được nhiều áp dụng ở Việt Nam từ những năm đầu thế kỷ 21

Năm 2001, tập đoàn Hercules của Thụy Điển hợp tác với Công ty CP Phát triển kỹ thuật xây dựng (TDC) thuộc Tổng công ty xây dựng Hà nội đã thi công x ử lý nền móng cho 08 bể chứa xăng dầu có đường kính 21m, cao 9m (dung tích 3000m3

/bể)

của công trình Tổng kho xăng dầu Cần thơ bằng cọc đất xi măng Từ năm 2002 đến

2005 đã có một số dự án bắt đầu ứng dụng cọc CDM vào xây dựng các công trình trên

nền đất, như: Dự án cảng Ba Ngòi (Khánh Hòa) đã s ử dụng 4000m cọc CDM có đường kính 0,6m, gia cố nền móng cho nhà máy nước huyện Vụ Bản (Hà Nam), xử lý móng cho bồn chứa xăng dầu ở Đình Vũ (Hải Phòng), dự án thoát nước khu đô thị Đồ Sơn - Hải Phòng, dự án sân bay Cần Thơ, dự án cảng Bạc Liêu, các dự án trên đều sử

dụng công nghệ trộn khô, độ sâu xử lý trong khoảng 20m

Tại Tp Hồ Chí Minh, cọc CDM được sử dụng trong dự án Đại lộ Đông Tây, building Saigon Times Square Hiện nay, các kỹ sư hãng Orbitec đang đề xuất sử dụng cọc CDM để chống mất ổn định công trình hồ bán nguyệt – khu đô thị Phú Mỹ Hưng, dự

án đường trục Bắc – Nam (giai đoạn 3) cũng kiến nghị chọn cọc CDM xử lý đất yếu

Với những ứng dụng to lớn trên, việc hiểu sâu hơn về sự làm việc của hệ cọc CDM là

cần thiết, góp phần có đánh giá và tính toán ngày càng hợp lý hơn

Do tính rộng rãi và phức tạp trong các ứng dụng của phương pháp cọc CDM, đề tài chỉ

tập trung vào nội dung phân tích sự làm việc của hệ cọc CDM cải tạo nền sét mềm dưới thân đập (lớp đất đắp) trên cơ sở so sánh với các kết quả thí nghiệm mô hình quay ly tâm đã được các tác giả Nhật Bản thực hiện

Chương 1 MÔ HÌNH THÍ NGHIỆM QUAY LY TÂM CỦA HỆ CỌC

CDM DƯỚI NỀN ĐẤT ĐẮP 1.1 Gi ới thiệu

Các lớp đất mềm thường bắt gặp ở các dự án xây dựng Do vậy, một số lượng lớn các

kỹ thuật cải tạo đất đã được phát triển để gia cố các lớp địa chất yếu này Phương pháp

trộn sâu – Deep Mixing Method (DMM) – một kỹ thuật cải tạo đất hiện trường sử

dụng chất kết dính xi măng/hoặc vôi, được phát triển ở Nhật Bản và các nước Bắc Âu, thường được áp dụng để cải tạo đất mềm Nhiều nỗ lực nghiên cứu được thực hiện để nghiên cứu các khía cạnh khác nhau của DMM ở các nước này Nhiều tác giả đã tiến hành những những nghiên cứu lớn về các đặc tính cơ học của đất được xử lý bằng xi măng hoặc vôi và phát hiện cường độ nén của đất xử lý xi măng lớn hơn nhiều so với đất mềm; module đàn hồi cao, thường ở mức vài nghìn MN/m2

, biến dạng khi phá hoại

cũng ở mức rất nhỏ Trái với cường độ nén, cường độ uốn và kéo ở giá trị tương đối

nhỏ

Một máy trộn sâu đặc biệt sử dụng để xử lý đất hiện trường cơ bản gồm vài lưỡi xoắn

và 1 hệ thống cung cấp chất kết dính Hết một quá trình, đất được xử lý dạng cọc được

tạo ra trong nền Nền cải tạo theo kiểu cọc, nhiều cọc được bố trí thành hàng và sắp theo dạng tam giác hoặc chữ nhật, được áp dụng rộng rãi cho nền móng của đập (kè)

hoặc những kết cấu nhẹ Quy trình thiết kế nền cải tạo theo kiểu nhóm cọc DM đã được lập ở Nhật Bản chủ yếu áp dụng cho nền của đập 2 sự phân tích ổn định được

đánh giá trong phương pháp thiết kế hiện hành như thể hiện ở Hình 1: ổn định ngoại

cọc DM và đất sét ở giữa dịch chuyển ngang trên lớp đất cứng mà không có sự sắp xếp

lại của các cọc Ở phân tích ổn định nội, phá hoại kiểu gãy đ ổ được tính toán bằng phân tích cung trượt tròn, nơi mà các cọc DM được giả định phá hoại theo dạng cắt

Hình 1 Kiểu phá hoại giả định của nền cải tạo kiểu trộn sâu trong phương pháp thiết

kế hiện hành

Với ổn định ngoại, Kitazume (1991 và 2000) đã th ực hiện một loạt các thí nghiệm quay ly tâm lên ổn định của đập nước trên nền cải tạo kiểu cọc trộn sâu đến một lớp

đất cứng, và cho thấy kiểu phá hoại sụp đổ (collapse) có thể xảy ra thay vì phá hoại

trượt Trong trường hợp này, cọc DM nghiêng như hiệu ứng Domino tại đáy, như thể

hiện ở Hình 2a Điều này nghĩa là dạng phá hoại sụp đổ ít ổn định hơn dạng phá hoại

trượt Phương pháp thiết kế hiện hành không tính đến dạng phá hoại này, có thể đã đánh giá quá cao ổn định ngoại Kitazume và Maruyama (2005 và 2006) thực hiện một

loạt các thí nghiệm quay ly tâm khác và đề xuất một phương pháp thiết kế ổn định ngoại bằng cách kết hợp kiểu phá hoại sụp đổ

Với ổn định nội, Terashi và Tanaka (1983), Miyake (1991), Karatanev (1997), Hashizume (1998) và Kitazume (1996, 1999) tiến hành những thí nghiệm mô hình cho

thấy cọc DM thể hiện nhiều dạng phá hoại khác nhau: cắt, uốn và kéo, phụ thuộc không những đất nền và điều kiện tải trọng ngoài mà còn vào vị trí của mỗi cọc, như

của những dạng phá hoại này, mà chỉ có dạng phá hoại cắt Vì cư ờng độ uốn và kéo

của đất được xử lý nhỏ hơn nhiều so với cường độ nén (Terashi, 1980), phương pháp thiết kế hiện hành chỉ dựa trên sức chống cắt có thể đánh giá quá cao ổn định nội (Kitazume và Maruyama, 2007)

Hình 2 Các dạng phá hoại

Rõ ràng, nền cải tạo phá hoại bởi một trong các kiểu phá hoại phụ thuộc vào điều kiện

nền và tải trọng Mỗi kiểu phá hoại được đặc trưng bởi một đường bao phá hoại riêng trong một mặt tải Điều hợp lý là nền nền bị phá hoại bởi một trong các kiểu phá hoại cho sức chịu tải nhỏ nhất ở một điều kiện nhất định Như đã đề cập trên, phương pháp thiết kế hiện hành không giả định được kiểu phá hoại thích hợp và dạng phá hoại có

thể cho sức chịu tải nhỏ nhất Tuy nhiên, theo các tác giả biết, có rất ít ghi nhận về sự phá hoại nghiêm trọng hoặc biến dạng lớn trong nền cải tạo kiểu nhóm cọc DM dưới thân đập Đây là sự khác biệt trong việc đánh giá quá cao ở phương pháp thiết kế hiện hành Được biết rằng cường độ cọc hiện trường thường cao hơn so với cường độ cọc thiết kế ở Nhật Bản, có thể đem đến biên an toàn cho ổn định nội, nhưng lại không ở

ổn định ngoại Cần phải có thêm nghiên cứu về cơ chế phá hoại và đánh giá ổn định

của mỗi kiểu phá hoại dạng phá hoại để cải tiến phương pháp thiết kế hiện hành chính xác hơn

Bài nghiên cứu này tập trung vào ổn định ngoại và nội của nền cải tạo nơi mà một loạt các thí nghiệm ly tâm và tính toán số được tiến hành để nghiên cứu ảnh hưởng của bề

rộng, tỷ lệ diện tích cải tạo và cường độ cọc của nền cải tạo lên ổn định của đập Ở ổn định ngoại, biến dạng của nền cải tạo được bàn chi tiết Ở các thí nghiệm mô hình, sự phát triển của sự phân bố moment uốn trong các cọc DM liên quan đến tải trọng đập được đo đạc chi tiết Ở ổn định nội, một loạt các thí nghiệm ly tâm và tính toán số

cũng được tiến hành để nghiên cứu ảnh hưởng của cường độ cọc và bề rộng cải tạo Ngoài các thí nghiệm mô hình ly tâm và các tính toán đơn gi ản, một tính toán thông số

để đánh giá ổn định nền được cải tạo bằng cọc DM được tiến hành để nghiên cứu các đặc tính của phương pháp thiết kế hiện hành và phương pháp thiết kế đề xuất Ảnh hưởng của sự cố kết nền, do trọng lượng đập, sự đánh giá thấp cường độ nền và lớp

cứng bề mặt được bàn để xác định liệu những thông số này có thể đóng vai trò như

một biên an toàn không được viết ra và để nghiên cứu tính khả dụng của phương pháp thiết kế hiện hành trong việc đánh giá ổn định của nền cải tạo bằng cọc DM

Thí nghiệm mô hình quy ly tâm, vì khả năng tái hiện cùng mức độ ứng suất ở mô hình

tỷ lệ nhỏ giống như ở dạng nguyên mẫu, là công cụ hữu ích để nghiên cứu các vấn đề địa kỹ thuật Những điều kiện lý tưởng có thể được tạo ra trong mô hình quay ly tâm

để thuận lợi cho các lời giải giải tích hoặc lời giải số

Xét cấu trúc khối đất có kích thước LxBxH như hình vẽ Một máy quay ly tâm giảm tỷ

lệ mô hình phải chịu một gia tốc hướng tâm để hiệu chỉnh ứng suất và biến dạng trong

mô hình theo đúng tỷ lệ trong mẫu nguyên dạng

Với g là gia tốc trọng trường, N là tỷ lệ mô hình

Luật tỷ lệ mô hình, áp dụng cho:

- Ứng suất và biến dạng

- Kích thước

- Khối lượng

- Gia tốc (liên quan đến gia tốc trọng trường)

H/N

Mô hình

ly tâm

M/N3

Theo định luật 2 của Newton: Lực = khối lượng × gia tốc

Vậy chỉ cần áp dụng lực 200N cho mô hình

* Luật tỷ lệ cho năng lượng:

Năng lượng = Công = Lực × Quãng đường

Giả sử một vụ nổ từ một thiết bị tạo được dự đoán đạt ngưỡng năng lượng là 1 Tera J

= 1012 J Nếu mô hình vụ nổ ở 100g trong thí nghiệm ly tâm thì năng lư ợng cần cấp cho mô hình:

Chúng ta hy vọng đạt được cùng độ cố kết ở mô hình ly tâm như ở điều kiện

thực Tv nên là giống nhau ở mô hình và nguyên dạng

= Chia hai phương trình cho nhau:

Do sử dụng cùng loại đất tại hiện trường trong mô hình ly tâm, nên hệ số cố kết

Cv là bằng nhau ở mô hình và nguyên dạng

(Cv)model/(Cv)prototype

( ) ( )

2

2 2

1.2 NH ỮNG THÍ NGHIỆM MÔ HÌNH QUAY LY TÂM

Một loạt các thí nghiệm mô hình đư ợc thực hiện bằng máy quay ly tâm địa kỹ thuật Mark II ở Viện nghiên cứu cảng và cảng hàng không Máy quay ly tâm có bán kính 3.8m, trọng tải lớn nhất 2.7 tấn, gia tốc lớn nhất là 113g (g - gia tốc trọng trường) và

sức chịu đựng lớn nhất 300g-tons

Tất cả các thí nghiệm mô hình đư ợc đặt trong một hộp mẫu nặng dưới điều kiện biến

dạng phẳng (strain plane) mà có kích thước trong là 70cm dài, 20cm rộng, 60cm sâu

Một mặt của hộp mẫu được làm bằng thủy tính cho phép trắc ảnh (photographic

measurements) trong quá trình quay

hình, với nền sét cố kết thường dày 20cm và 5 hàng cọc DM được mô hình ở Case 7

và Case 10 Một đập đất được xây dựng trên nền mô hình bằng thiết bị phun cát dạng mưa với với gia tốc 50 gia tốc trọng trường

Nền mô hình chuẩn cho tất cả các thí nghiệm được chuẩn bị theo tiến trính sau Một

lớp thoát nước của cát Torouya được đặt tại đáy của hộp mẫu Cát này mịn, đồng đều

với hệ số đồng dạng, Uc, là 1.38 và cấp phối hạt có hiệu, D10, là 0.13mm Sét được dùng cho thí nghiệm là sét Kaolin: các đặc tính kỹ thuật chủ yếu của nó được tổng hợp

trong B ảng 1 Bột Kaolin được trộn với nước trong bình trộn chân không để tạo ra hỗn

hợp bùn đồng đều với độ ẩm khoảng 120% Bùn sét được bơm vào hộp mẫu, và được

cố kết trước một chiều bằng áp lực đứng 9.8kN/m2

B ảng 1 Các đặc tính kỹ thuật của sét Kaolin

trên nền thí nghiệm để tạo ra nền sét dày 22cm Sau khi hoàn thành cố kết sơ bộ, nền sét mô hình phải chịu một gia tốc hướng tâm bằng 50 gia tốc trọng trường để cho phép sự cố kết do trọng lượng bàn thân

Tỷ số gia tăng cường độ (cu/p) 0.314

Do sự cố kết trước trong phòng thí nghiệm và sự cố kết do trọng lượng bản thân trong máy quy ly tâm, nền mô hình có một lớp mỏng sét quá cố kết nằm dưới lớp sét cố kết thường dày Sức chống cắt không thoát nước của lớp cố kết thường được đo trực tiếp

bằng thiết bị quay trong gia tốc 50g, và c u = 1.14 ×z (kN/m2

DM mô hình được chèn vào sau khi đã tháo ống Tiến trình đư ợc lặp lại cho đến khi

tạo ra nền cải tạo ở dạng vuông với cự ly 33mm ở Case 2 đến Case 11, hoặc dạng tam giác đều với cự ly 23mm ở Case 5 Tỷ lệ diện tích cải tạo, as, được định nghĩa là tỷ lệ

tiết diện cọc DM với diện tích trụ lý thuyết (CDIT, 2002), và là lần lượt là 0.28 và 0.56 cho các Case trước và Case sau

ệ sơ lược sức chống cắt không thoát nước và độ sâu

Sau khi hoàn thành việc cải tạo đất, cửa sổ kính trước của hộp mẫu được tháo ra và

được đánh dấu các điểm đích (target) lên lớp mặt của nền sét ở dạng ô vuông có cạnh

2cm để trắc ảnh Hệ tọa độ của các điểm đánh dấu được số hóa sau khi thí nghiệm để

thu được biến dạng nền chi tiết Ở Case 2 đến 11 như đã trình bày trong Bảng 3, một

số đồng hồ đo áp lực đất được đặt trên mặt đỉnh của cọc mô hình và đ ất sét ở giữa để nghiên cứu hiện tượng tập trung ứng suất trong suốt sự chịu tải của đập

Trong các thí nghiệm mô hình trình bày, 3 loại cọc DM được sử dụng: một ống acrylic

và các cọc được xử lý xi măng, như trong Bảng 2 Tổng của 11 thí nghiệm mô hình được tiến hành như trong Bảng 3 Cọc mô hình trư ớc (A-column) được sử dụng ở

Case 2 đến Case 5 để nghiên cứu ảnh hưởng của ổn định ngoại với việc đo moment

uốn, trong khi 2 mô hình sau (cọc-Th và cọc-Tl) được sử dụng ở Case 6 đến Case 11

để nghiên cứu ảnh hưởng của ổn định nội bằng cách mô phỏng sự phá hoại dạng gãy

đổ của các cọc DM

Với cọc loại A (A-column), ống acrylic được dùng trong các thí nghiệm mô hình có

đường kính trong 1.6cm, đường kính ngoài 1.9cm và chiều dài 20cm Độ cứng chống

uốn của cọc, EI, được đo bởi kiểm tra tải như 1 dầm đơn giản và thu được là 9.3 Nm2 Điều này phù hợp với cường độ nén đơn của cọc được xử lý ở mức 2 MN/m2

, nếu

module đàn hồi của đất được giả định là 500×q u Những phân tích theo phương pháp

phần tử hữu hạn (FEM) cho thấy moment chống uống của ống acrylic đủ lớn để không ảnh hưởng đến sự ổn định của nền (Kitazume và Maruyama, 2006) 5 set của 2 đồng

hồ đo biến dạng được lắp vào mặt ngoài của một số ống để đo sự phân bố moment uốn

(Hình 5) Những cáp nhỏ nối với các đồng hồ đo biến dạng được đặt xuyên bên trong ống để không làm xáo trộn bề mặt ống Mặt ngoài của tất cả các ống được tạo nhám

bằng kỹ thuật sand blasting Những thí nghiệm thêm được thực hiện sau các thí

nghiệm quay ly tâm, nơi mà các cọc mô hình được kéo ra từ nền sét trong mô hình thí nghiệm Theo những kết quả thí nghiệm này, lực dính huy động trung bình dọc theo

cọc xử lý xi măng hầu như giống như sức chống cắt không thoát nước của nền sét, trong khi dọc theo ống acrylic là khoảng 70% của nền sét Sự khác nhau về lực dính

2006) Trọng lượng bản thân của các cọc được điều chỉnh đến 1.43g/cm 3

bằng cách bơm vào ống một lượng nhỏ sợi thép silicone hóa học, cái mà tương tự hầu hết đất xử

lý xi măng cùng loại

Các cọc Th và Tl, 2cm đường kính và 20cm chiều dài, được chế tác bằng cách sử dụng

hỗn hợp sét Kawasaki và xi măng Portland thường Hỗn hợp được đổ vào khuôn acrylic 2cm đường kính trong và 25cm chiều dài Sau khi chế tạo, cọc được kéo ra

khỏi khuôn bằng một mô-tơ điện để cài vào nền mô hình Lực dính huy động dọc theo

cọc xi măng đất được đo bằng cách kéo cọc ra khỏi nền sét trong mô hình thí nghiệm Thí nghiệm cho thấy lực dính trung bình hầu như giống với sức chống cắt không thoát nước trong nền sét, mặc dù mặt ngoài cọc không được xử lý nhám (Kitazume và Maruyama, 2006)

B ảng 2 Các đặc tính kỹ thuật của cọc mô hình

Tên Vật liệu Sợi carbon cọc mô hình

đường kính (mm)

cường

độ (kN/m2

điều kiện trộn )

σ)

Điều kiện cải tạo Kết quả thí nghiệm

Tỷ lệ diện tích cải tạo, a

Vật

liệu

s

qu(kN/m2

σ)

b

(kN/m2

áp lực đập lúc phá hoại, p

Hình 6 Cọc mô hình và lõi carbon (carbon rod)

Để phát hiện sự phá hoại cọc trong suốt quá trình chịu tải của đập, một lõi carbon được

ấn vào trong các cọc trước khi hóa cứng 2 đầu lõi carbon được kết nối với một sợi cáp

mỏng để đo điện trở trong quá trình thí nghiệm Carbon (có lẽ là than chì) có tính dẫn điện cao, điện trở của nó rất thấp; tuy nhiên, khi bị gãy liên quan đ ến sự phá hoại gãy

đổ của cọc, điện trở sẽ nhảy vọt lên vô cùng Theo đó, việc đo điện trở có thể là chỉ thị

để phát hiện thời điểm phá hoại của cọc, mặc dù vị trí điểm phá hoại sẽ không được phát hiện cho đến khi xong thí nghiệm Từ Case 6 đến 11, tất cả các cọc được nhúng vào nền mô hình có 1 lõi carbon, trong khi việc đo điện được điều khiển ở các hàng

cọc b, c và d (xem Hình 3)

Điều kiện trộn cho 2 cọc mô hình được tổng hợp ở Bảng 2 cùng với các đặc tính của

lõi carbon Cả 2 cọc có độ ẩm ban đầu, wi, là 160%, nhưng hàm lượng xi măng, aw, được định nghĩa là trọng lượng khô của xi măng trên trọng lượng khô của đất, thì khác nhau 2 loại lõi carbon đư ợc sử dụng Vì lúc đầu không tìm thấy lõi carbon thích hợp trên thị trường, buộc phải sử dụng lõi carbon cường độ cao cho cọc Th, ảnh hưởng

đáng kể đến các thuộc tính kỹ thuật của cọc đất gia cố Sau đó, carbon cường độ thấp, cái mà không ảnh hưởng nhiều đến các thuộc tính của cọc, được tìm thấy trên thị

trường và được sử dụng cho cọc Tl Tất cả các cọc cần thiết cho toàn bộ loạt thí

nghiệm mô hình, khoảng 300 cọc cho mỗi lần, được chế tạo cùng lúc và thu được cùng thuộc tính cọc trong suốt loạt thí nghiệm nhiều nhất có thể và được bảo dưỡng ở điều

kiện ẩm trong hơn 3 tháng để ngăn sự gia tăng cường độ trong suốt quá trình thí nghiệm Cường độ nén đơn, q u, và cường độ uốn, σ b

carbon đo trong thí nghiệm nén đơn, mà cọc mô hình được xén thành 2cm đường kính

và 4 cm chiều cao Đường cong rõ ràng cho thấy sự tăng nhanh của ứng suất dọc trục

và một đỉnh nhọn tại một biến dạng dọc trục rất nhỏ, tiếp theo là một sự giảm nhanh về

, của cọc Tl và Th trong Bảng 2

sau khi xử lý (curing) các mẫu tham khảo đường kính 2cm và cao 4 cm, và đường kính

2cm và cao 20cm, theo thứ tự Khi lõi carbon có cư ờng độ cao, những đặc tính của nó ảnh hưởng mạnh đến đặc tính của cọc mô hình Đư ờng kính lớn của lõi carbon gây ra cường độ cọc cao ở cọc Th so với cọc Tl ngay cả khi sử dụng hàm lượng xi măng trộn

ít hơn Các cọc ấn vào trong nền mô hình đư ợc đo cường độ sau khi đào, và kết quả

được tổng hợp trong Bảng 2

ứng suất Trong hình, dữ liệu thí nghiệm của đất xử lý xi măng có độ lớn tương tự về cường độ và điều kiện trộn không có lõi carbon đư ợc vẽ cùng với dữ liệu về cọc mô hình đơn giản để thể hiện ảnh hưởng của lõi carbon Điều này chỉ ra rằng cọc mô hình

có lõi carbon giòn hơn so với không có lõi carbon

dài 20cm Các thí nghiệm được thực hiện theo cách tương tự theo thí nghiệm bê tông (Hội kỹ sư xây dựng Nhật Bản, 2002) Tải trọng đứng tăng theo độ võng đứng, δ, bất

kể loại cọc mô hình Cọc Tl cho thể hiện giá trị đỉnh thấp hơn tại giá trị δ nhỏ hơn so

với cọc Th Trong hình, đi ện trở của lõi carbon, đư ợc chuyển về đơn vị micro, cũng được vẽ Sức kháng của mỗi cọc tăng dần dần và ít phân tán cho đến khi đạt đến tải

trọng trục đỉnh Tuy nhiên, nó nhảylên vô cùng tại đỉnh tải trọng đứng, cho thấy tính

khả dụng cao của lõi carbon trong việc phát hiện thời điểm cọc phá hoại

Hình 9 cho thấy mối quan hệ giữa qu và σb, được đo ở các cọc tham khảo xén đến chiều dài 4cm cho thí nghiệm qu và 20cm cho thí nghiệm σb

Mặc dù có nhiều sự phân tán trong số liệu đo đạc cho cọc-Th, thu được tỷ số cường độ trung bình là 0.28, cái mà

nằm trong dải của nghiên cứu trước (Terashi, 1980)

1.2.4 Ti ến trính áp tải trọng đập

Nền mô hình được xây dựng được đưa vào trường gia tốc có gia tốc gấp 50 lần gia tốc

trọng trường (50g), tương ứng với một lớp sét mềm dày 10m được gia cố bởi cọc

bởi trọng lượng bản thân để giảm thiểu hiệu ứng xáo trộn đất có thể xảy ra trong suốt quá trình chuẩn bị nền Tiếp đó, đập mô hình được xây dựng theo từng bước dưới điều

kiện hầu như không thoát nước sử dụng thiết bị phun cát bay: khoảng 1cm/30s cho đến khi nền phá hoại Suốt quá trình đập chịu tải, số gia ứng suất đứng tại lớp mặt của nền

và tại đỉnh các cọc mô hình đư ợc đo cũng giống như điện trở của các cọc mô hình, và

biến dạng của nền mô hình đư ợc chụp lại Sau thí nghiệm áp tải, hộp mẫu được tháo

và biến dạng của các cọc mô hình quan sát trực tiếp

Một tổng của 11 thí nghiệm mô hình được thực hiện sử dụng những vật liệu khác

nhau và một số thay đổi của các cọc Điều kiện thí nghiệm và kết quả thí nghiệm được

tổng hợp trong Bảng 3 Trong loạt thí nghiệm, Case 2 đến 5 liên quan đến ổn định

ngoại với việc đo moment uốn 5 thí nghiệm mô hình đư ợc thực hiện với sự thay đổi

của số hạng cọc DM cùng với nền không được cải tạo Trong loạt thí nghiệm, số lượng hàng cọc được thay đổi giữa 3, 5 và 7 hàng cọc Ở Case 2 đến Case 4, số hàng cọc thay đổi trong khi số lượng giá trị as vẫn giữ bằng 0.28 Ở Case 5, giá trị as là 0.56 với 5 hàng cọc Bề rộng cải tạo, D, được định nghĩa là khoảng cách giữa mặt ngoài của các

cọc ngoài cùng và trong cùng trong nghiên cứu này Case 6 đến 11 liên quan đến ổn định nội Bề rộng cải tạo được định nghĩa ở đây là mặt ngoài của các cọc ngoài cùng

và cọc trong cùng

Chương 2 ỔN ĐỊNH CỦA HỆ CỌC CDM

Các đường quan hệ áp lực và chuyển vị đo được của đập được thể hiện ở Hình 10a

cho nền cải tạo với as = 0.28, cùng với nền không cải tạo Trong hình, trục đứng thể

hiện áp lực đo được tại mặt nền, pe, và trung hoành thể hiện chuyển vị ngang tại chân mái dốc đập, δh, được chuyển đổi về tỷ lệ nguyên dạng bằng cách nhân với gia tốc ly tâm Trong nền không cải tạo (Case 1), một chuyển vị ngang tương đối nhỏ xảy ra

miễn là pe ở mức rất nhỏ, nhưng δh tăng nhanh với sự tăng thêm của pe Tuy nhiên, trong nền cải tạo (Case 2 đến 4), δh tăng với sự tăng thêm của pe, nhưng độ lớn của δh

lại nhỏ so với trong nền không cải tạo Độ lớn của δh

trở nên nhỏ hơn khi D tăng

s lên quan hệ giữa pe và δh Đường cong pe và δh

cho Case 3 và 5 hầu như trùng lẫn nhau, chỉ ra rằng không có sự khác biệt đáng kể

giữa as

= 0.28 và 0.56 trong trường hợp D = 7.7m ở tỷ lệ nguyên dạng

Vì không thể thấy cả đỉnh rõ ràng cũng như giá tr ị không đổi ở đường cong pe và δh, quan hệ đo được được vẽ theo tỷ lệ bán logarith để phát hiện sự phá hoại nền trong

chỉnh phần đầu và cuối của đường cong bằng 2 đường thẳng, áp lực đập lúc phá hoại,

pef, được định nghĩa như là giao điểm của 2 đường thẳng trong hình, và được tổng hợp

ở Bảng 3 Quan hệ giữa pef và D được vẽ trong Hình 12 cho tất cả các case thí

nghiệm Có thể thấy pef tăng dần dần với sự tăng của D Như đề cập ở trên, pef của nền

cải tạo với as = 0.56 hầu như giống với as = 0.28

Hình 11 Đường cong áp lực đập và chuyển vị ngang trên trục bán logarith

Biến dạng nền thu được sau khi đập chịu tải được thể hiện ở Hình 13 cho nền không

được cải tạo và có cải tạo với as = 0.28 Điều này thu được bằng cách số hóa hệ tọa độ

của của các điểm đích đặt trên mặt của nền mô hình Trư ờng hợp nền không cải tạo (Case 1), một loại biến dạng cung trượt tròn có thể thấy tại chiều sâu nông gần với mái

dốc đập Sau sự phá hoại nền, một sự chuyển vị ngang lớn của nền được quan sát đặc thù cho sự tăng thêm của tải trọng đập

Hình 13 Biến dạng nền Trường hợp nền cải tạo với D = 4.3m (Case 2), một biến dạng nền tương đối lớn có thể

thấy ở chiều sâu nông và trung của nền Vì tải trọng đập, chuyển vị nền tăng nhưng sự phá hoại cung trượt tròn không xảy ra Biến dạng nền quan sát được ở Case 3 và 4

(Hình 13c và 13d) thì tương tự như ở Case 2 Biến dạng nền sẽ được bàn chi tiết sau

Cọc DM sau khi đập chịu tải ở Case 3 được thể hiện ở Hình 14 Tất cả các cọc

nghiêng như hiệu ứng domino tại với độ lún không đáng kể Góc nghiêng hầu như

giống nhau suốt chiều dài cọc, chỉ ra rằng vùng cải tạo biến dạng đồng dạng như phá

hoại cắt đơn Hiện tường này có thể quan sát suốt các nền cải tạo bất kể D và as

2.1.1.5 S ự phân bố chuyển vị ngang

Để nghiên cứu chi tiết chuyển vị nền, sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu đo tại chân của mái dốc đập được thể hiện ở Hình 15 cho nền không cải tạo và cải tạo, nơi

chuyển vị ngang đo được tại nhiều lớp tải khác nhau (stage) được vẽ ở tỷ lệ nguyên

dạng Có thể thấy trong nền không cải tạo (Hình 15a), một chuyển vị tương đối nhỏ

xảy ra ở chiều sâu nông lúc phá hoại nền (pef = 10.8kN/m2) Sau sự phá hoại nền, một chuyển vị ngang lớn xảy ra với tải trọng chất thêm (futher filling) đặc biệt tại chiều sâu

nông của nền, trong khi chuyển vị nhỏ xảy ra ở một lớp sâu Sự khác nhau về độ lớn

của chuyển vị ngang rõ ràng chỉ ra rằng nền phá hoại theo kiểu cung trượt tròn vư ợt qua lớp nông

Trường hợp nền cải tạo (Hình 15b và 15d), tuy nhiên, chuyển vị ngang tại chân mái

dốc đập, tương ứng với cọc ngoài cùng, phát triển với sự tăng của pe, nhưng sự phân

bố của nó hầu như tuyến tính với chiều sâu xuyên suốt tải trọng đập Hiện tượng này

có thể được thấy tại đường thẳng đứng ở cọc trong cùng Chuyển vị ngang tại đáy của

tất cả các cọc có thể bỏ qua Chuyển vị ngang này có thể thấy ở khắp các nền cải tạo

Vì mặt trên của nền mà tại đó các điểm đích được đặt tương ứng với vị trí trung gian

giữa các cọc, thấy rằng đất sét không trượt xuyên qua các cọc mà chuyển vị cùng với các cọc Những quan sát này chỉ ra rằng nền cải tạo không phá hoại theo kiểu phá hoại trượt và theo kiểu phá hoại sụp đổ, như kiểu hiệu ứng domino, bất kể D và as

Có thể kết luận từ Hình 13 đến Hình 15 rằng cọc DM có hiệu ứng thay đổi kiểu phá

hoại nền từ phá hoại cung trượt tròn sang phá hoại sập đổ Về phần các điều kiện thí nghiệm mô hình, dạng phá hoại sập đổ ít ổn định hơn dạng phá hoại trượt trong nền

cải tạo bằng loại nhóm cọc DM, bất kể điều kiện tải trọng

Hiện tượng tương tự có thể được quan sát ở các nền cải tạo kiểu nhóm cọc chịu tải trọng đứng và ngang (Kitazume, 2000)

Hình 15 (c+d) Sự phân bố chuyển vị ngang theo độ sâu

2.1.2 Th ảo luận

Sự ổn định của nền không cải tạo (Case 1) được đánh giá bằng phân tích cung trượt tròn Fellenius Trong phân tích cung trượt tròn, giá trị của pefđược tính toán bằng cách

thay đổi chiều cao đập cho đến khi hệ số an toàn trở nên đồng nhất (unity) và thu được

là 15.7kN/m2 Giá trị tính được cao hơn khoảng 45% so với kết quả thí nghiệm mô hình của pef = 10.8kN/m2

Ổn định ngoại của nền cải tạo được đánh giá trước tiên bằng phương pháp thiết kế

hiện hành (PWRC, 2004), nơi dạng phá hoại trượt được giả định, như trong Hình 16

Những công thức cho phá hoại trượt trình bày như phương trình (1) (Eqs (1)) đ ến Eqs (6), dựa trên sự cân bằng lực ngang của áp lực đất chủ động và bị động tác động lên

cạnh biên của vùng cải tạo và sức chống cắt huy động tại đáy của vùng cải tạo Áp lực

đất chủ động và bị động tới hạn (ultimate) theo lý thuyết Rankin được áp dụng để tính

toán

pc rf rc s

Thế Ptr (2) đến (6) vào Ptr (1), thu được phương trình bậc 4 có tính đến chiều cao đập,

He Vì độ lớn của vế trái luôn âm khi He

cứng lớn của chúng, tỷ số tập trung ứng suất, n, được định nghĩa ứng suất tác động lên các cọc với lên đất sét giữa các cọc (CDIT, 2002) Một loạt các tính toán thông số được được tiến hành với thay đổi độ lớn φs và n để nghiên cứu ảnh hưởng của chúng lên pef, sliding Để thực hiện tính toán các thông số, áp lực đập được giả định có dạng hình thang kéo dài từ cọc ngoài cùng đến cọc trong cùng, như Hình 16 Góc nghiêng

của mái dốc đập tăng với sự tăng của chiều cao đập Giả định này không trùng với

những điều kiện thí nghiệm mô hình, nơi góc nghiêng mái d ốc của đập được điều

chỉnh hầu như không đổi ở 35o trong suốt quá trình xây dựng đập Sức chống cắt không thoát nước của nền sét và góc ma sát trong của đáy lớp cát và đập được set ở cùng độ lớn như trong phân tích phương pháp phần tư hữu hạn (FEM) (Kitazume và Maruyama, 2006) Theo Ptr (7), tỷ số tập trung ứng suất ảnh hưởng ổn định Tuy nhiên, vì giá trị của nó không thu được trong nghiên cứu này, các tính toán thông số được tiến hành trong các trường hợp n = 3.5 và 10 để nghiên cứu ảnh hưởng của nó lên pef,sliding Áp lực đập tính được được vẽ trong Hình 17 theo D pef,sliding tăng với sự tăng của D n và φs ảnh hưởng nhẹ đến pef,sliding

Hình 17 So sánh việc tính toán cho sự phá hoại trượt với kết quả thí nghiệm mô hình

Hình 12 So với những kết quả thí nghiệm mô hình, pef,slidingtính được cao hơn khoảng

2 lần bất kể sự kết hợp của n và φs Để nghiên cứu nguyên nhân của sự tính toán quá cao một cách chi tiết, các thành phần lực kháng được vẽ ở Hình 18 Thấy rằng thành

phần áp lực đất bị động của lực kháng, Ppc, thì không đổi bất kể D, nhưng thành phần

sức chống cắt tại đáy vùng cải tạo, Frf và Frc, tăng với sự tăng của D Hơn nữa, Ppc có vai trò chủ đạo trong lực kháng tổng, nghĩa là đ ộ chính xác của việc đánh giá phụ thuộc lớn vào độ chính xác của việc ước tính Ppc

Các tính toán thử được tiến hành để nghiên cứu ảnh hưởng của mức độ huy động của

áp lực đất bị động lên pef,sliding, và kết quả được thể hiện trong Hình 19 Trong việc

tính toán, độ lớn của áp lực đất bị động được giảm một cách đơn giản xuống 75%, 50% và 25% trong khi dạng phân bố của nó theo độ sâu giữ không đổi Hình vẽ rõ ràng cho thấy pef,sliding giảm hầu như song song với sự giảm của Ppc Đến tận việc

một giá trị rất thấp khoảng 25% đến 50% thì đ ủ cho việc đánh giá sự thử nghiệm với

độ chính xác cao Tuy nhiên, rõ ràng sự hiệu chỉnh này không thể luôn luôn áp dụng cho tất cả các điều kiện

Theo những tính toán các thông số này, sự đánh giá quá cao của phương pháp thiết kế

hiện hành không thể được lý giải bỏi sự chính xác của các thông số của đất, mà nên được lý giải bởi sự khác nhau của kiểu phá hoại: kiểu phá hoại trượt thay vì kiểu phá

hoại sụp đổ được giả định trong phương pháp thiết kế hiện hành

Theo kiểu phá hoại quan sát được trong các thí nghiệm mô hình (phá hoại sụp đổ),

thực hiện một tính toán ổn định đơn giản kế tiếp Trong việc tính toán, nền cải tạo

được giả định biến dạng cắt đơn như Hình 2a và 20 liên quan đến sự không cân bằng

áp lực đất chủ động và bị động lên tác động lên các mặt biên của vùng cải tạo

Trong việc tính toán, 3 kiểu nghiêng của cọc DM có thể được giả định như Hình 21:

(a) tại mũi chân cọc (toe), (b) tại giữa chân cọc, (c) tại đầu gót chân cọc (heel) Kiểu nghiêng (a) được áp dụng trong tính toán này, bởi lớp cát tựa (base) được làm chặt (densified) và được giả định có đủ sức chống đỡ như đã bàn ở Hình 14 Tuy nhiên, đối

với mô hình kiểu cải tiến nổi (the floating type improvement pattern), nơi các cọc DM

không xuyên tới lớp cát cứng mà xuyên một phần trong nền sét, kiểu nghiêng (b) hoặc (c) được giả định trong tính toán khi nền sét không có đủ sức chống đỡ Theo những

kết quả thí nghiệm mô hình, nền sét giữa các cọc DM được giả định biến dạng như cắt đơn Tuy nhiên, giả định này không khớp với kiểu phá hoại (a) của các cọc DM, vì sự

dịch chuyển đồng nhất (consitancy) là không được thỏa mãn ở các cạnh của các cọc

Sự không thống nhất này không có một ảnh hưởng đáng kể lên sự phân tích ổn định

bởi moment kháng của đất sét giữa các cọc có vai trò nhỏ trong sự ổn định như đã bàn

ở trên

Hình 21 Kiểu phá hoại sụp đổ (collapse failure)

Đối với việc tính toán cho kiểu phá hoại sụp đổ, sự cân bằng moment tại đáy vùng cải

tạo được phân tích như sau:

Moment dẫn (driving moment) trên đơn vị bề rộng bởi áp lực đất chủ động của đập,

ϕπγ

thông số Các thành phần moment kháng trên đơn vị bề rộng bởi lực dính huy động tại

mặt ngoài của cọc DM, Mrc, và trọng lượng của các cọc DM, Mrt, trọng lượng của đập trên các cọc, Mre, sức chống cắt của đất sét giữa các cọc, Msc, và áp lực đất bị động

3 1 .8

2 0

Theo lời giải của Cardano thu được 3 nghiệm, cả 3 nghiệm thực hoặc 1 thực và 2 ảo

Lời giải có nghĩa cho nghiên cứu này nên là một số thực dương Vì có nhiều biến trong phương trình, thu đư ợc 1 nghiệm, Hef,collapse có nghĩa ( numerically) cho những điều

kiện nền riêng biệt Áp lực đập lúc phá hoại, pef,collapse, được tính bởi Ptr (8)

pef,collapse tính được với nhiều giá trị n và φe được vẽ trong Hình 22 theo D pef,collapse

tăng hầu như tuyến tính với D trong tất cả các trường hợp Ảnh hưởng của n và φe lên

hình, những kết quả thí nghiệm mô hình cũng được vẽ Mặc dù pef,collapse tính được vẫn đánh giá quá cao những kết quả thí nghiệm mô hình cho bề rộng cải tạo nhỏ nhưng lại trùng hợp tốt (well concided) cho bề rộng nền cải tạo lớn Việc tính toán cho những giá

trị hợp lý hơn so với thiết kế hiện hành, như ở Hình 17

Hình 22 So sánh các tính toán cho sự phá hoại sụp đổ với những kết quả thí nghiệm

mô hình

Để nghiên cứu nguyên nhân của sự đánh giá quá cao, các thành phần moment kháng cho sự phá hoại sụp đổ được thể hiện ở Hình 23, được tính bằng cách tính toán đề xuất

cho trường hợp D = 7.7m với φc = 35o và n = 5 Moment kháng của áp lực đất bị động,

Mpc, có vai trò chủ đạo lên pef,collapse, trong khi các thành phần moment kháng khác,

Mre, Mrt và và Mrc, có vai trò tương đ ối nhỏ Điều này chỉ ra độ chính xác của

phát hiện (findings) trong kiểu phá hoại trượt Vì thành phần moment kháng liên quan

đến lực dính lên ngoại vi cọc DM, Mrc

, theo thứ tự từ 4 đến 6% trong tổng các moment kháng, có thể kết luận rằng độ huy động của lực dính lên ngoại vi ống acrylic,

cọc được xử lý khoảng 70%, có ảnh hưởng nhỏ lên sự phá hoại sập đổ

e = 25oNên biết rằng độ lớn và hình dạng phân bố của áp lực đất bị động bị ảnh hưởng lớn bởi nhiều yếu tố như lực dính và chuyển vị của tường, nhưng chưa được làm rõ mặc dù có

và n = 5

động lên pef,collapse được nghiên cứu bởi những tính toán đề xuất Hình 24 thể hiện ảnh

hưởng của độ huy động áp lực đất bị động lên pef,collapse với φe = 25o

cho kiểu phá hoại sụp đổ trong trường hợp φ

và n = 5 Trong tính toán, độ huy động thay đổi giữa 75%, 50%, 25% trong khi hình dạng phân bố của

nó được giữ không đổi như 1 tam giác

e = 25o và n = 5

Có thể thấy trong hình pef,collapse

giảm ở khoảng bằng độ lớn với sự giảm của độ huy động áp lực đất bị động Việc tính toán khớp rất tốt với những thí nghiệm mô hình khi

độ huy động khoảng 70% với một bề rộng cải tạo tương đối nhỏ và 90% với một bề

rộng cải tạo tương đối lớn

Mặc dù tính toán đề xuất được dựa trên những giả định đơn giản, nó có khả năng ứng

dụng cao cho việc đánh giá ổn định ngoại cho nền cải tạo kiểu nhóm cọc Điều này

chứng minh tầm quan trọng của các kiểu mô phỏng phá hoại tương tự với ứng xử thực trong tính toán

Theo những thí nghiệm mô hinh được thể hiện ở Hình 10b, giá trị pef,collapse hầu như

giống nhau ngay cả với as tăng từ 0.28 đến 0.56 Ở đây, ảnh hưởng của as lên pef,collapseđược thảo luận Để nghiên cứu một cách chi tiết, những tính toán thông số thêm vào

của phương pháp tính toán đề xuất và những phân tích theo phương pháp PTHH được

thực hiện với nhiều giá trị as Sau khi xác định sự phá hoại nền bằng cách hiệu chỉnh

đường cong (curve fitting) trong các phân tích theo PPPTHH, quan hệ giữa pef,collapse và

D được thể hiện ở Hình 25 với as = 0.28, 0.56 và 0.75

Hình 25 Ảnh hưởng của tỷ lệ diện tích cải tạo lên áp lực đập lúc phá hoại nền

Thấy rằng pef,collapse tính được ở tính toán đơn giản và phân tích theo PP-PTHH tăng

với sự tăng của D bất kể as Mặc dù độ lớn của pef,collapse khác trong 2 cách tính toán, ảnh hưởng của as lên pef,collapse không quá lớn ở cả 2 cách tính toán

Các thành phần moment kháng của nền cải tạo được thể hiện ở Hình 26 với D = 7.7m

và as = 0.28, 0.56 và 0.75, được tính toán bởi tính toán đề xuất cho trường hợp φe =

35o Vì D trong sự tính toán đề xuất khác nhẹ với 3 giá trị as ngay cả giống nhau về số hàng cọc, các thành phần moment kháng Mrc, Mrt, Mre và Msc được chuyển đổi để tương ứng với nhưng điều kiện nền cải tạo có as = 0.28 được vẽ ở Hình 26

Hình vẽ rõ ràng cho thấy thành phần moment kháng tạo bởi Mpc có vai trò chủ đạo và đạt đến 65% tổng moment kháng, và giữ không đổi bất kể as Các thành phần moment kháng khác, Mrt, Mre và Msc, chiếm một phần tương đối nhỏ trong moment kháng

tổng Các thành phần moment kháng Mrt, Mre và Msc tăng dần dần với sự tăng as Tuy nhiên, Msc giảm với sự giảm as, bởi thể tích đất sét giữa các cọc tăng Độ lớn tổng của moment kháng tăng thêm khoảng 13% ngay cả khi as tăng từ 0.28 lên 0.75

Hình 26 Các thành phần moment kháng tính được bởi những tính toán đơn giản cho

kiểu phá hoại sụp đổ trong trường hợp φe = 35o và n = 5 Như đã bàn ở trên, có thể kết luận rằng tỷ lệ diện tích cải tạo có một số ảnh hưởng, nhưng không đáng kể, lên ổn định ngoại của nền cải tạo Ở đây bàn đến ảnh hưởng

của as

dạng cho Case 3 và 5, các Case có giống nhau về D nhưng khác a

lên ổn định nội và sự phá hoại của các cọc DM Các cọc DM chịu lực nén và lực

uốn khi xây dựng đập, phá hoại hoặc do dạng cắt hoặc dạng uốn khi những lực này vượt quá cường độ tới hạn của cọc DM Vì cư ờng độ uốn của cọc DM thường thấp hơn nhiều cường độ nén, sự phá hoại thường xảy ra theo dạng phá hoại uốn (Kitazume, 2000) Theo đó, dạng phá hoại uốn được tập trung vào như sau

s Các moment uốn ở các cọc ngoài cùng, giữa và trong cùng đo được lúc phá hoại nền được vẽ trong hình Trong cọc ngoài cùng ở Hình 27a, sự phân bố moment uốn cho thấy một giá trị lớn

trong nền có as thấp (Case 3) nhưng hầu như bằng 0 trong nền có as cao (Case 5) Sự phân bố moment ở cọc giữa (3), như được thể hiện ở Hình 27b, có dạng phần bố hầu

như giống nhưng có độ lớn lớn hơn khi as thấp (Case 3) so với khi as cao (Case 5), trong khi moment tăng theo chiều sâu đến giá trị lớn nhất tại độ sâu 14cm Ở cọc trong

cùng (5), như được thể hiện ở Hình 27c, giá trị moment âm có thể được thấy ở độ sâu

nông, nhưng giá trị dương ở vùng sâu hơn Độ lớn của moment ở as thấp (Case 3) lớn hơn ở as

Nhưng hình vẽ này đã cho thấy rõ ràng rằng sự phân bố moment uốn ở các cọc DM có hình dạng rất tương đồng bất kể a

cao (Case 5)

s ngoại trừ ở cọc ngoài cùng Tuy nhiên, độ lớn của moment uốn nhỏ hơn trong nền cải tạo với as cao Cường độ cọc DM yêu cầu có thể

giảm khi astăng

Điều này nghĩa là theo các kết quả thí nghiệm trong nghiên cứu này, tỷ lệ diện tích cải

tạo có một ảnh hưởng nhỏ lên ổn định ngoại nhưng ảnh hưởng lớn lên ổn định nội của các cọc

2.1.2.5 Ảnh hưởng của đường kính cọc DM

Ảnh hưởng của đường kính cọc DM, B, lên ổn định ngoại được thảo luận trong đoạn

này Hình 28 thể hiện quan hệ giữa pef,collapse và D với nhiều giá trị B, cái mà được tính

bởi Ptr (7) và (17) pef,collapse tăng với sự tăng của D bất kể B Tuy nhiên, pef,collapse tăng nhanh hơn với sự tăng của B Theo các Ptr (11) đến (13), thành phần moment kháng

do lực dính, Mrc, tăng theo lũy thừa 2 và những moment kháng do trọng lượng của cọc

và đập, Mrt và Mre, tăng theo lũy th ừa 3 với sự tăng của B Những moment này tăng trong moment kháng làm cho pef,collapse

Trong hình vẽ, quan hệ cho kiểu phá hoại trượt với B = 1m cũng đư ợc vẽ cùng Nên chú ý rằng p

tăng với sự tăng của B

Vì đường kính của cọc DM phụ thuộc nhiều vào khả năng của máy trộn và thường ở 1.0 đến 1.5m ở Nhật Bản (CDIT, 2002), nhưng tính toán cho đường kính cọc 2m hoặc

lớn hơn thì không th ực tế Nhưng nó sẽ trở nên thực tế khi các cọc được thi công

chồng lên nhau để tạo nên khối đất được xử lý có diện tích tiết diện tương đối lớn Theo lý thuyết (Holm, 1999, Broms, 2004), một loại nền cải tạo kiểu tường cọc và

kiểu tổ ong được đề xuất để cải thiện độ ổn định của mái dốc đập, nơi các cọc DM được chồng nhau để tạo ra một loại panel đất được gia cố Những kết quả tính toán xác

nhận rằng loại nền cải tạo như vậy có thể đạt được đủ hiệu quả cải tạo đáng kể ở ổn

định ngoại cho đến panel đất gia cố ứng xử như một tấm đồng nhất (unity)

ef,sliding hầu như trùng với pef, collapse

2.1.3 T ổng hợp

với B = 10m Điều này chỉ ra rằng nền

cải tạo có thể phá hoại với một sự phá hoại trượt thay vì phá hoại sụp đổ khi đường kính cọc DM hay bề rộng tường (panel) đất giá cố vượt quá 10m

Nhưng kiểu phá hoại của nền cải tạo kiểu cọc DM được nghiên cứu bằng một loạt các thí nghiệm mô hình quy ly tâm, phân tích theo PP-PTHH và các tính toán đơn giản, nơi mà nền cải tạo chịu tải trọng đập Những kết luận chính thu được từ nghiên cứu này như sau: