Phân tích ứng xử cột xi măng đất ở khu vực bãi cảng chế tạo kết cấu kim loại và thiết bị dầu khí sao mai bến đình

Với những ưu điểm riêng trong công tác xử lý nền đất yếu, công nghệ cột đất xi măng được xem là giải pháp tối ưu cần được nghiên cứu và ứng dụng rộng rãi.. măng khác nhau: Silicat trical

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

-

NGUYỄN TRUNG KHOA

PHÂN TÍCH ỨNG XỬ CỘT XI MĂNG ĐẤT Ở KHU VỰC BÃI CẢNG CHẾ TẠO KẾT CẤU KIM LOẠI VÀ

THIẾT BỊ DẦU KHÍ SAO MAI BẾN ĐÌNH

Chuyên ngành: ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

Mã số: 605860

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP HỒ CHÍ MINH, tháng 11 năm 2013

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA –ĐHQG -HCM Cán bộ hướng dẫn khoa học : TS LÊ TRỌNG NGHĨA

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

- -

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Khóa (năm trúng tuyển): K2011 đợt 2

Chương 1: Tổng quan đề tài nghiên cứu

Chương 2: Cơ sở lý thuyết

Chương 3: Phân tích tính toán ổn định lún của nền khu vực điễn hình của Dự

Án Bãi Cảng Chế Tạo Kết Cấu Kim Loại Và Thiết Bị Dầu Khí Sao Mai Bến Đình Đề xuất thay đổi chiều dài cột xi măng đất cho khu vực mở rộng (giai đoạn 2 của dự án)

Kết luận và kiến nghị

III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 24/06/2013

IV NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 22/11/2013

V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: TS LÊ TRỌNG NGHĨA

Tp.HCM, ngày 22 tháng 11 năm 2013

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN CHỦ NHIỆM BỘ MÔN TRƯỞNG KHOA

(Họ tên và chữ ký) (Họ tên và chữ ký) (Họ tên và chữ ký)

TS LÊ TRỌNG NGHĨA PGS.TS VÕ PHÁN TS NGUYỄN MINH TÂM

TÓM TẮT LUẬN VĂN

Trong những năm gần đây ở nước ta, cùng với sự phát triển kinh tế đất nước Tỉnh Bà Rịa – Vũng Tàu đã trở thành một trong những trung tâm công nghiệp, đặc biệt là công nghiệp dầu khí, là tỉnh nằm trên thềm bờ biển của một khu vực giàu dầu khí và khí đốt, Vũng Tàu hay cả tỉnh Bà Rịa-Vũng Tàu là tỉnh xuất khẩu dầu khí lớn nhất Việt Nam Vì thế nhu cầu xây dựng mới các nhà máy, trạm bơm, bến cảng… ở khu vưc ven sông để phục vụ cho sự phát triễn cho ngành dầu khí rất cần thiết Điều này đặt ra không ít khó khăn vì khu vực ven sông là nơi có điều kiện địa chất phức tạp, bề mặt thường là lớp đất yếu bùn sét có chiều dày lớn Vì vậy cần phải xử lý nền cho khu vực này Với những ưu điểm riêng trong công tác xử lý nền đất yếu, công nghệ cột đất xi măng được xem là giải pháp tối ưu cần được nghiên cứu và ứng dụng rộng rãi

Công trình Bãi Cảng Chế Tạo Kết Cấu Kim Loại và Thiết Bị Dầu Khí sao Mai Bến Đình nằm ở khu vực ven vịnh Gành Rái được xử lý nền bằng phương pháp cột đất xi măng Từ các số liệu thu thập của sự án tác giả tính toán lại độ lún của nền theo phương pháp giải tích và tính bằng Plaxis 3D foundation sau đó so sánh với kết quả quan trắc hiện trường Từ đó tác giả đề xuất thay đổi chiều dài cột đất xi măng cho xử lý nền ở khu vực mở rộng ( giai đoạn 2 của dự án)

ABSTRACT

In recent years in our country, along with economic development Ba Ria - Vung Tau province have become one of the industrial center , especially as Oil and Gas Industry, Province is located on the coast shelf of a region rich in oil and gas ,

Ba Ria - Vung Tau province where export the largest oil and gas in Việt Nam Therefore Exigency build new plants, pumping stations, ports at region near to servers for Development for Oil and Gas Industry This problem is very difficult because this place where has complex geological conditions Surface of this geological area is usually clay mud with the large thickness Therefore ground at this region has to improvement With these advantages in the soft soil treatment, soil cement column technology is considered as an optimal solution should be studied and applied widely

Sao Mai Ben Dinh Metal Structure and Oil and Gas Equipment Manufacturing Port located at Ganh Rai bay is ground improvement by soil cement column technology From data collected in site port, the author calculated and analyzed following the VietNamese Standard 385 – 2006 and by Plaxis 3D Foundation Then the author compared with result of field observations Even after the author propose to change the length of soil cement column for ground improvement at stage 2 of this project

1 ĐẶT VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU 1

2 NỘI DUNG NGHIÊN CỨU 1

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN 3

1.1 CÔNG NGHỆ THI CÔNG CỘT ĐẤT XI MĂNG 3

1.1.1 Nguyên lý gia cố xi măng đất 3

1.1.2 Công nghệ thi công cột đất xi măng 4

1.2 TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU, ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG CỘT ĐẤT XI MĂNG TRÊN THẾ GIỚI 7

1.2.1 Dự án đường sắt West Coast - Thụy Điển 7

1.2.2 Gia cố nền nhà máy giấy vùng bờ biển phía nam đảo Vancouver 8

1.3 TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU, ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU BẰNG CỘT ĐẤT XI MĂNG Ở VIỆT NAM 9

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN 12

2.1 PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN CHO GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG PHƯƠNG PHÁP CỘT ĐẤT XI MĂNG 12

2.1.1 Các thông số diễn tả sự phân bố ứng suất lên cột đất xi măng và đất 12

2.1.2 Xác định khoảng cách giữa các cột đất xi măng 14

2.1.3 Khả năng chịu tải của cột đất xi măng đơn: 15

2.1.3.1 Khả năng chịu tải theo vật liệu cột 15

2.1.3.2 Khả năng chịu tải theo đất nền 19

2.1.4 Xác định độ lún Theo phương pháp giải tích (TCXD 385 – 2006) 21

2.2 MÔ HÌNH MORH-COULOMB TRONG PLAXIS 22

2.2.1 Tính đàn hồi của đất 22

2.2.4 Phần tử tiếp xúc 23

2.2.5 Mô hình Morh-Coulomb cho tính toán PTHH sử dụng plaxis 24

2.2.5.1 Thông số E, v 24

2.2.5.2 Hệ số thấm k 26

2.2.5.3 Thông số cọc xi măng đất sử dụng công nghệ Jet Grouting 26

2.3 NHỮNG THÍ NGHIỆM CỘT ĐẤT XI MĂNG TRONG PHÒNG VÀ HIỆN TRƯỜNG 28

2.3.1 Thí nghiệm trong phòng và hiện trường 28

2.3.1.1 Sơ đồ tiến hành thí nghiệm 29

2.3.1.2 Lấy mẫu đất 29

2.3.1.3 Thí nghiệm xác định hàm lượng hữu cơ 30

2.3.1.4 Trộn đúc mẫu và bảo dưỡng 31

2.3.1.5 Thí nghiệm nén một trục nở hông tự do mẫu đất gia cố 32

2.3.2 Kết quả thí nghiệm cột đất xi măng của công trình Bãi Cảng Chế Tạo Kết Cấu Kim Loại và Thiết Bị Dầu Khí Sao Mai Bến Đình 33

2.3.2.1 Thí nghiệm nén một trục không nở hông với cột thử: 33

2.3.2.2 Thi công đại trà trụ đất xi măng 36

2.3.2.3 Nhận xét kết quả 38

CHƯƠNG 3 ỨNG XỬ CỦA CỘT XI MĂNG ĐẤT Ở KHU VỰC BÃI CẢNG CHẾ TẠO KẾT CẤU KIM LOẠI & THIẾT BỊ DẦU KHÍ SAO MAI BẾN ĐÌNH 40

3.1.1 Tổng quan công trình 40

3.1.1.1 Điều kiện địa chất 44

3.1.1.2 Đặc điểm công trình: 52

3.1.1.3 Phương pháp thi công: 52

3.1.2 Tính toán ổn định lún tổng thể của nền được gia cố 55

3.1.2.1 Tính theo phương pháp giải tích (TCXD 385-2006): 55

3.1.2.2 Tính toán bằng phần mềm Plaxis: 62

3.1.2.3 Kết quả quan trắc hiện trường 67

3.1.2.4 Nhận xét: 72

3.1.3 Tính toán ổn định lún khi nền chịu tải cục bộ 73

3.1.3.1Tính ổn định lún cục bộ của nền trong Plaxis 3D Foundation 75

3.1.3.2 Kết quả từ thí nghiệm bàn nén hiện trường 78

3.1.3.3 Nhận xét và kết quả 84

3.2 ĐỀ XUẤT THAY ĐỔI CHIỀU DÀI CỘT ĐẤT XI MĂNG CHO KHU VỰC MỞ RỘNG ( GIAI ĐOẠN 2 CỦA DỰ ÁN ) 86

3.2.1 Tính toán ổn định lún tổng thể của nền trong Plaxis 3D Foundation 87

3.2.2 Tính ổn định lún cục bộ của nền trong Plaxis 3D Foundation 89

3.2.3 Nhận xét: 90

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 91

I KẾT LUẬN 91

II KIẾN NGHỊ 93

TÀI LIỆU THAM KHẢO 94

khô (Dry Mixing) 5

Hình 1-2: Hình ảnh thi công cột đất xi măng bằng phương pháp trộn ướt (Wet Mixing) 7

Hình 1-3: Bản đồ tuyến đường sắt West Coast và vị trí tuyến đường sắt này đi qua 8

Hình 1-4: Nhà máy giấy ở phía nam đảoVancouver 9

Hình 1-5: Hình ảnh thi công cột đất xi măng ở khu giải trí Tuyên Sơn Đà nẵng 10

Hình 1-6: Hình ảnh thi công cột đất xi măng ở Estela Quận 2, TPHCM 10

Hình 2-1: Sự phân bố ứng suất lên cột đất xi măng và đất 12

Hình 2-2: Sự phân bố trí cột đất xi măng theo dạng lưới 14

Hình 2-3: Các mặt trượt giả định 15

Hình 2-4: Các dạng phá hoại của cột theo Kivelo (1998) 16

Hình 2-5: Lực tác dụng theo mặt trượt 19

Hình 2-6: Biểu đồ phát triển cường độ của cọc xi măng-đất Jet-grouting trong nền cát với lượng dùng xi măng khác nhau 27

Hình 2-7: Mô đun biến dạng theo cường độ nén 1 trục của hỗn hợp xi măng-đất Jet-grouting trong nền cát 27

Hình 2-8: Biểu đồ quan hệ áp lực dọc trục và biến dạng 32

Hình 2-9: Biểu đồ thể hiện cường độ kháng nén của mẫu đất trộn xi măng theo 3 loại xi măng khác nhau (Hàm lượng 260 kg/ m3) 34

Hình 2-10: Biểu đồ thể hiện cường độ kháng nén của mẫu đất trộn xi măng theo 3 loại xi măng khác nhau (Hàm lượng 280 (kg/ m3) 35

Hình 2-11: Biểu đồ thể hiện cường độ kháng nén của mẫu đất trộn xi măng theo 3 loại xi măng khác nhau (Hàm lượng 300 (kg/ m3) 35

Hình 3-1: Họa đồ vị trí bãi cảng chế tạo kết cấu kim loại & thiết bị dầu khí Sao Mai

Bến Đình 41

Hình 3-2: Bảng vẽ quy hoạch bãi cảng chế tạo kết cấu kim loại & thiết bị dầu khí Sao Mai Bến Đình 41

Hình 3-3: Mặt bằng phân chia khu vực tải trọng theo thiết kế của bãi cảng chế tạo kết cấu kim loại & thiết bị dầu khí Sao Mai Bến Đình 43

Hình 3-4: Mặt cắt địa chất tại hố khoan BH-12 part 1 50

Hình 3-5: Mặt cắt địa chất tại hố khoan BH-12 part 2 51

Hình 3-6: Một số hình ảnh thi công tại công trường 54

Hình 3-7: Kết quả TN nén một trục có nở hông của cột đất xi măng 63

Hình 3-8: Mô hình tính toán trong plaxis 3D Foundation 65

Hình 3-9: Kết quả tính toán độ lún bằng phần mềm plaxis 3D Foundation 66

Hình 3-10: Chi tiết bàn đo lún 67

Hình 3-11: Một bằng bố trí điểm quan trắc lún tại hiện trường 68

Hình 3-12: Hình thể hiện kết quả quan trắc lún hiện trường và độ lún theo tính toán 72

Hình 3-13: Hình ảnh các chân đỡ tại công trình khi công trình đưa vào hoạt động 74

Hình 3-14: Hình thể hiện vị trí đặt trụ đỡ ở 3 vị trí khác nhau 75

Hình 3-15: Hình ảnh mô phỏng quy trình đặt tải trong Plaxis 3D Foundation 76

Hình 3-16: Kết quả tính toán độ lún của nền khi chịu tải cục bộ ở 3 vị trí khác nhau 77

Hình 3-17: Hình ảnh thể hiện áp lực lớn nhất đặt lên 3 vị trí như hình 4-16 ( 3 vị trí tương ứng với chứa cột đất xi măng phía dưới) 77

Hình 3-18: Hình bố trí hệ dầm gia tải, đối tải, kích của thí nghiệm Bàn nén hiện trường 78

trường ở vị trí Bàn Nén NT6 80 Hình 3-21: : Biểu đồ thể hiện chuyển vị và áp lực nén của thí nghiệm bàn nén hiện trường ở vị trí Bàn Nén NT3 81 Hình 3-22: Biểu đồ thể hiện chuyển vị và áp lực nén của thí nghiệm bàn nén hiện trường ở vị trí Bàn Nén NT5 82 Hình 3-23: Biểu đồ thể hiện chuyển vị và áp lực nén của thí nghiệm bàn nén hiện trường ở vị trí Bàn Nén NT7 83 Hình 3-24: Biểu đồ thể hiện chuyển vị và áp lực nén của thí nghiệm bàn nén hiện trường và tính toán trong Plaxis 3D Foundation 84 Hình 3-25: Mô hình tính toán trong plaxis 3D Foundation ở khu vực mở rộng 87 Hình 3-26: Kết quả tính toán độ lún bằng phần mềm plaxis 3D Foundation 88 Hình 3-27: Kết quả tính toán độ lún của nền khi chịu tải cục bộ ở 3 vị trí khác nhau (L =10.5m) 89

Bảng 2 1 Quan hệ giữa Es và Su 24

Bảng 2 2 Khoảng giá trị giới hạn của từng loại đất: 25

Bảng 2 3 Giá trị hệ số vs theo Das, B.M [3]: 25

Bảng 2 4 Hệ số thấm k của một số loại đất theo Das, B M [3] 26

Bảng 2 5 Hệ số thấm điển hình của đất theo NAVFAC (1983) [16] 26

Bảng 2 6 Sức kháng nén một trục mẫu đất trộn xi măng ở giai đoạn TK cột thử: 34

Bảng 2 7 Giá trị sức kháng nén một trục mẫu đất trộn xi măng ở giai đoạn TC đại 38

Bảng 3 1 Tọa độ ranh giới của bãi cảng chế tạo kết cấu kim loại và thiết bị dầu khí Sao Mai Bến Đình: 42

Bảng 3 2 Tọa độ và cao độ các hố khoang theo hệ tọa độ quốc gia VN2000: 44

Bảng 3 3 Các chỉ tiêu cơ lý của lớp đất 1: 46

Bảng 3 4 Các chỉ tiêu cơ lý của lớp đất 2: 47

Bảng 3 5 Các chỉ tiêu cơ lý của lớp đất 3: 48

Bảng 3 6 Các chỉ tiêu cơ lý của lớp đất 4: 49

Bảng 3 7 Bảng số liệu đầu vào tính toán độ lún của nền bằng phần mềm Plaxis 3D Foundation: 62

Bảng 3 8 Bảng số liệu đầu vào của cột đất xi măng tính toán độ lún của nền bằng phần mềm Plaxis 3D Foundation: 64

Bảng 3 9 Kết quả quan trắc lún hiện trường sau ba tháng đầu tiên: 69

Bảng 3 10 Kết quả quan trắc lún hiện trường từ tháng thứ ba đến thángthứ sáu: 69

Bảng 3 11 Kết quả quan trắc lún hiện trường từ tháng thứ bảy đến tháng thứ chín: 70

Bảng 3 12 Kết quả quan trắc lún hiện trường từ tháng thứ mười đến tháng thứ hai: 70

Bảng 3 14 Kết quả thí nghiệm Bàn nén hiện trường ở vị trí Bàn Nén NT6: 80

Bảng 3 15 Kết quả thí nghiệm Bàn nén hiện trường ở vị trí Bàn Nén NT3: 81

Bảng 3 16 Kết quả thí nghiệm Bàn nén hiện trường ở vị trí Bàn Nén NT5: 82

Bảng 3 17 Kết quả thí nghiệm Bàn nén hiện trường ở vị trí Bàn Nén NT7: 83

LỜI MỞ ĐẦU

1 ĐẶT VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU

Nền móng của các công trình xây dựng nhà ở, đường sá, đê điều, đập chắn nước và một số công trình khác trên nền đất yếu thường đặt ra hàng loạt các vấn đề phải giải quyết như sức chịu tải của nền thấp, độ lún lớn và độ ổn định của cả diện tích lớn Việt Nam được biết đến là nơi có nhiều đất yếu, đặc biệt lưu vực sông Hồng và sông Mê Kông Nhiều công trình, khu công nghiệp, thành phố và thị trấn quan trọng được hình thành và phát triển trên nền đất yếu với những điều kiện hết sức phức tạp của đất nền, dọc theo các dòng sông và bờ biển Thực tế này đã đòi hỏi phải hình thành và phát triển các công nghệ tiên tiến trong lĩnh vực thiết kế xây dựng Khi thiết kế công trình trên nền đất yếu thì có 2 giải pháp:

Biện pháp thứ nhất chọn kết cấu phù hợp như dùng cọc khoan nhồi, cọc đóng, ép, cọc rỗng…

Biện pháp thứ hai là cải tạo nền đất: thay thế nền bằng lớp đất tốt hơn (Đệm cát) hoặc làm chặt nền đất bằng các biện pháp gia cố nền như cọc cát, giếng cát, bấc thấm gia tải trước, cột đất xi măng…

Một vài năm gần đây Ở Việt Nam, một số địa phương đã mạnh dạn áp dụng biện pháp gia cố nền đất yếu bằng cột đất trộn xi măng (Deep cement method - DCM) Đây là biện pháp mới, phát huy được một số ưu điểm so với các biện pháp khác như giảm thời gian thi công, phù hợp với điều kiện Việt Nam nên làm giảm giá thành công trình, mang lại hiệu quả kinh tế cao Đây là cơ sở hình thành đề tài này, thông qua đề tài này tác giả mong muốn đóng góp vào việc xây dựng, phát triển và ứng dụng của cột đất trộn xi măng vào các công trình xây dựng ở Việt Nam, đặc biệt là các khu ven sông ở tỉnh Bà Rịa – Vũng Tàu, nơi có các công trình kho chứa xăng dầu, bãi cảng phục vụ cho ngành Dầu khí

2 NỘI DUNG NGHIÊN CỨU

Trong phạm vi của đề tài, tác giả giới thiệu và áp dụng các lý thuyết nghiên cứu trên thế giới cũng như ở Việt Nam trong tính toán biến dạng và ổn định của của

trong gia cố nền cho công trình BÃI CẢNG CHẾ TẠO KẾT CẤU KIM LOẠI & THIẾT BỊ DẦU KHÍ SAO MAI BẾN ĐÌNH

Mô phỏng bài toán bằng phương pháp phần tử hửu hạn, so sánh kết quả từ

mô phỏng và kết quả thực nghiệm

Qua cách quan sát địa chất và điều kiện sử dụng thực tế công trình và các thông số ổn định của nền từ tính toán trong phần tử hửu hạn và kết quả quan trắc lún, tác giả đề xuất thay đổi chiều dài cột đất xi măng cho khu vực mở rộng ( giai đoạn 2 của dự án BÃI CẢNG CHẾ TẠO KẾT CẤU KIM LOẠI & THIẾT BỊ DẦU

KHÍ SAO MAI BẾN ĐÌNH )

Cột đất xi măng được thi công tạo thành theo phương pháp trộn sâu, phương pháp này được nghiên cứu và phát triễn ở Thủy Điển và Phần Lan từ những năm 70

Ngày nay, cột đất xi măng được sử dụng rất phổ biến vì tính ưu việt của nó:

 Thi công nhanh, kỹ thuật thi công không phức tạp, không có yếu tố rủi ro cao

 Hiệu quả kinh tế cao

 Rất thích hợp cho công tác xử lý nền, xử lý móng cho các công trình ở các khu vực đất yếu như bãi bồi, ven song, ven biển

 Thi công được trong điều kiện mặt bằng chật hẹp, mặt bằng ngập nước

 Khả năng xử lý sâu (có thể đến 50m)

 Địa chất nền đất pha cát càng phù hợp với công nghệ gia cố xi măng

1.1 CÔNG NGHỆ THI CÔNG CỘT ĐẤT XI MĂNG

1.1.1 Nguyên lý gia cố xi măng đất

Theo M.P Moseley and K Kirsch [1] khi nền đất được gia cố bằng xi măng đất, lượng xi măng được trộn vào nền đất chiếm tỉ lệ tương đối ít (chiếm từ 7% đến 25% khối lượng của đất gia cố), phản ứng thủy giải-thủy hóa của xi măng được thực hiện trong môi trường có hoạt tính nhất định và được bao quanh bởi nền đất nên tốc độ hóa rắn chậm và tác dụng phức tạp cho nên quá trình gia tăng cường độ của khối xi măng đất cũng chậm hơn bê tông

Nguyên lý cơ bản của việc gia cố xi măng đất là xi măng sau khi được pha trộn với đất sẽ sinh ra một loạt phản ứng hóa học rồi dần dần đóng rắn lại, các phản ứng chủ yếu đó là:

Phản ứng thủy giải và thủy hóa của xi măng: xi măng thong thường chủ yếu

măng khác nhau: Silicat tricalci, Aluminat tricalci, Silicat dicalci,…Khi dung xi măng gia cố nền đât yếu, các khoáng vật trên bề mặt xi măng nhanh chóng xảy ra phản ứng thủy giải và thủy hóa với nước trong đất yếu tạo thành các hợp chất như Hydroxyd Calci, Silicat calci ngậm nước, Aluminat calci ngậm nước … theo các công thức sau:

Xi măng + Nước = Keo CSH + Ca(OH)2 Tác dụng của hạt đất sét với các chất thủy hóa của xi măng: sau khi các chất thủy hóa của xi măng được tạo thành, tự thân trực tiếp đóng rắn, hình thành bộ khung xương đá xi măng, tiếp đến phản ứng với các hạt đất sét có một hoạt tính nhất định ở xung quanh

Tác dụng Cacbonat hóa: Hydro Calci trôi nổi trong chất thủy hóa xi măng có thể hấp thụ Cacbonic trong nước và trong không khí sinh ra phản ứng Cacbonat tạo thành Calci Cacbonat không tan trong nước

Từ những nguyên lý trên có thể thấy, do tác dụng cắt gọt và nhào trộn của cần khoan nên trên thực tế không thể tránh được trường hợp đất còn sót lại dưới dạng cục từ đó lượng xi măng được phun vào khối đất không được phân bố đông đều Do đó trong xi măng đất sẽ có những vùng có cường độ khá cao và tính ôn định nước khá tốt xen kẻ những vùng có cường độ thấp hơn Vì vậy việc trộn cưỡng bức giữa xi măng và đất càng kỹ thì sự phân bố xi măng trong khối đât càng đồng đều và cường độ của của trụ xi măng đất xi măng sẽ cao hơn

1.1.2 Công nghệ thi công cột đất xi măng

Hiện nay, thi công cột đất xi măng có hai công nghệ phổ biến là: công nghệ trộn khô (Dry Mixing) và công nghệ trộn ướt (Wet Mixing):

Công nghệ trộn khô (Dry Mixing): công nghệ này sử dụng cần khoan có

gắn các cánh cắt đất, chúng cắt đất sau đó trộn đất với vữa xi măng bơm theo trục khoan

Ưu điểm của công nghệ trộn khô: thiết bị thi công đơn giản, hàm lượng xi măng sử dụng ít hơn, quy trình kiểm soát chất lượng đơn giản hơn

Nhược điểm của công nghệ trộn khô: do cắt đất bằng các cánh cắt nên gặp hạn chế trong đất có lẫn rác, đất sét, cuội đá hoặc khi cần xuyên qua lớp đất cứng hoặc tấm bê tông, không thi công được nếu phần xử lý ngập trong nước, chiều sâu

xử lý cạn chỉ trong khoảng từ 15m đến 20m

Hình 1-1: Quy trình và thiết bị thi công của cột đất xi măng bằng phương pháp

trộn khô (Dry Mixing)

Công nghệ trộn ƣớt (còn gọi là Jet-Grouting): phương pháp này dựa vào

nguyên lý cắt nham thạch bằng dòng nước áp lực Khi thi công, trước hết dung máy khoan để đưa ống bơm có vòi phun bằng hợp kim vào tới độ sâu thiết kế sau đó nước + xi măng với áp lực khoảng 20 MPa từ vòi bơm phun xả vào nền đất Với lực xung kích của dòng phun và lực li tâm, trọng lực… sẽ trộn lẫn dung dịch vữa, rồi sẽ được sắp xếp lại theo một tỉ lệ có quy luật giữa đất và vữa theo khối lượng hạt, sau

đó dung dịch sẽ đông cứng lại hình thành cột đất xi măng

Công nghệ trộn ướt gồm: công nghệ đơn pha, công nghệ hai pha, công nghệ

ba pha

Công nghệ đơn pha: vữa phụt ra với vận tốc 100 m/s, vừa cắt đất vừa trộn vữa với đất một cách đồng thời, tạo ra một cột đất xi măng đồng đều với độ cứng

cao và hạn chế đất trào ngược lên Cấu tạo đầu khoan gồm một hoặc nhiều lỗ phun vữa Các lỗ phun có thể được bố trí ngang hang hoặc lệch hang, có độ lệch góc đều nhau Công nghệ đơn pha dùng cho các cột đất có đường kính vừa và nhỏ (0,5 đến 0.8 m)

Công nghệ hai pha: đây là hệ thống phụt vữa kết hợp vữa với không khí Hỗn hợp vữa đất – xi măng được bơm ở áp suất cao, tốc độ 100 m/s và được trợ giúp bởi một tia khí nén bao bọc quanh vòi phun Vòng khí nén sẽ làm giảm ma sát và cho phép vữa xâm nhập sâu vào trong đất, tạo ra cột đất xi măng có đường kính lớn Tuy nhiên, dòng khí lại làm giảm độ cứng của cột đất so với phương pháp phun đơn tia và đất bị trào ngược nhiều hơn Cấu tạo đầu khoan gồm có một hoặc nhiều lỗ phun (bố trí ngang hang hoặc lệnh hang, có độ lệch góc đều nhau) để phun vữa và khí Khe phun khí nằm bao quanh lỗ phun vữa Công nghệ hai pha tạo ra các cột có đường kính lớn hơn công nghệ một pha, có thể đạt tới 1.2m đến 1.5m

Công nghệ ba pha: quá trình phụt có cả vữa, không khí và nước Không giống phụt đơn pha và phụt hai pha, nước được bơm dưới áp suất cao và kết hợp với dòng khí nén xung quanh vòi nước, đuổi khí ra khỏi cột đất gia ốc Vữa được bơm qua một vòi riêng biệt nằm dưới vòi khí và vòi nước để lắp đầy khoảng trống của khí Phụt ba pha là phương pháp thay thế đất hoàn toàn Đất bị thay thế sẽ trào ngược lên mặt đất và được thu gôm, xử lý Cấu tạo đầu khoan gồm một hoặc nhiều

lỗ đúp để phun nước và không khí đồng thời và một hoặc nhiều lỗ đơn nằm thấp hơn để phun vữa Nói chung, mỗi cặp lỗ phun khí – nước và vữa đều nằm đối xứng nhau qua tâm trục của đầu khoan Các cặp lỗ được bố trí lệch góc đều nhau Cột đất

xi măng tạo ra bằng công nghệ này có thể đạt đường kính 3m

Ưu điểm của công nghệ Jet-Grouting: phạm vi áp dụng rộng rãi, thích hợp với mọi loại đất, có thể xử lý lớp đất yếu một cách cục bộ không ảnh hưởng đến lớp đất tốt, có thể xử lý dưới móng và kết kết cấu hiện hửu mà không ảnh hưởng đến công trình, mặt bằng thi công nhỏ, ít chấn động, ít tiếng ồn, hạn chế tối đa ảnh hưởng đến những công trình lân cận, thiết bị nhỏ gọn, thi công được trong môi trường nước, phạm vi xử lý 50m

Nhược điểm của công nghệ Jet-Grouting: có thể gây ra trương nở nền và gây

ra các chuyển vị quá giới hạn trong lòng đất, áp lực siêu cao có khả năng gây nên rạn nứt nền đất lân cận và tia vữa có thể lọt vào công trinh ngầm hiện hửu như hố

ga, tầng hầm lân cận Đối với nền đất có chứa nhiều túi bùn hoặc rác hữu cơ thì axit humic trong đất có thể làm chậm hoặc phá hoại quá trình ninh kết hỗn hợp đất xi măng

Hình 1-2: Hình ảnh thi công cột đất xi măng bằng phương pháp trộn ướt (Wet

Mixing)

1.2 TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU, ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP XỬ LÝ NỀN

ĐẤT YẾU BẰNG CỘT ĐẤT XI MĂNG TRÊN THẾ GIỚI

Tại châu Âu, công nghệ cột đất xi măng được nghiên cứu và ứng dụng bắt đầu ở Thụy Điển và Phần Lan bắt đầu từ năm 1967 Nước ứng dụng cột đất xi măng nhiều nhất là Nhật Bản và các nước vùng Scandinaver Theo thống kê của hiệp hội CDM (Nhật Bản), trong giai đoạn 1980-1996 có 2345 dự án dùng phương pháp xử

lý nền này Ngày nay phương pháp xử lý nền bằng cột đất xi măng được sử dụng rộng rãi khắp thế giới Dưới đây là những dự án tiêu biểu xử lý nền bằng cột đất xi măng:

1.2.1 Dự án đường sắt West Coast - Thụy Điển

Từ tháng 1 đến tháng 11 năm 1995, công ty Hercules đã thi công hệ thống cột đất-vôi-xi măng cho dự án mở rộng tuyến đường sắt West Coast hai chiều giữa Stinge và Kekareulle Việc xử lý nền đất được tiến hành trên lớp đất sét rất dày Cột đất- vôi-xi măng có đường kính 600mm, tỉ lệ pha trộn vôi/ xi măng là 50/ 50 với

chiều dài từ 8 đến 20m Số lượng cột đất-vôi-xi măng là 12.000 cột với tổng khối lượng là 170.000m

Hình 1-3: Bản đồ tuyến đường sắt West Coast và vị trí tuyến đường sắt này đi qua

1.2.2 Gia cố nền nhà máy giấy vùng bờ biển phía nam đảo Vancouver

Năm 1990-1991, một nhà máy giấy vùng bờ biển đảo Vancouver do nhu cầu phát triễn, cần xây dựng hai bồn chứa lớn có đường kính lần lượt là 82m và 55m, chiều cao 10.7m Giải pháp thiết kế là cột đất xi măng đường kính 3.6m gia cố thành một đường tròn liên tục ngay dưới thành của bồn chứa Bồn chứa lớn được gia cố bởi 71 cột đất xi măng, bồn chứa nhỏ được gia cố bằng 45 cột Mười tám cột khác được gia cố các hạn mục phụ

Hình 1-4: Nhà máy giấy ở phía nam đảoVancouver

1.3 TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU, ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP XỬ LÝ NỀN

ĐẤT YẾU BẰNG CỘT ĐẤT XI MĂNG Ở VIỆT NAM

Từ năm 2002 đã có một số dự án bắt đầu ứng dụng cột đất xi măng vào xây dựng các công trình trên nền đất, cụ thể như: Dự án cảng Ba Ngòi (Khánh Hòa) đã

sử dụng 4000m cột đất xi măng có đường kính 0,6m thi công bằng trộn khô; xử lý nền cho bồn chứa xăng dầu đường kính 21m, cao 9m ở Cần Thơ Năm 2004 cột đất

xi măng được sử dụng để 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), các dự án trên đều sử dụng công nghệ trộn khô, độ sâu xử lý trong khoảng 20m Tháng 5 năm

2004, các nhà thầu Nhật Bản đã sử dụng Jet - grouting để sửa chữa khuyết tật cho các cọc nhồi của cầu Thanh Trì (Hà Nội) Năm 2005, một số dự án cũng đã áp dụng cột đất xi măng như: dự án thoát nước khu đô thị Đồ Sơn - Hải Phòng, dự án sân bay Cần Thơ, dự án cảng Bạc Liêu

Hình 1-5: Hình ảnh thi công cột đất xi măng ở khu giải trí Tuyên Sơn Đà nẵng

Hình 1-6: Hình ảnh thi công cột đất xi măng ở Estela Quận 2, TPHCM

Tại Tp Hồ Chí Minh, cột đất xi măng được sử dụng trong dự án Đại lộ Đông Tây, một số building như Saigon Times Square …Hiện nay, các kỹ sư Orbitec đang

đề xuất sử dụng cột đất xi măng 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 cột đất xi măng xử lý đất yếu

Bảng 1-1 Số liệu về một số công trình tiêu biểu sử dụng cột đất xi măng:

Đường kính cột (m)

Tổng mét dài

đã thi công (m)

Công nghệ trộn

1 Đường vào sân đỗ cảng hàng

2 Nhà máy điện Nhơn Trạch I Đồng

3 Đường nối cầu Thủ Thiêm với đại

4 Hầm chui đường sắt vành đai

6 Khu vui chơi giải trí Tuyên

7

Xử lý nền đường hai đầu cầu công

trình cầu Nguyễn Văn Trỗi-Trần

Thị Lý ở Đà Nẵng

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN

2.1 PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN CHO GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG

PHƯƠNG PHÁP CỘT ĐẤT XI MĂNG

2.1.1 Các thông số diễn tả sự phân bố ứng suất lên cột đất xi măng và đất

Hình 2-1: Sự phân bố ứng suất lên cột đất xi măng và đất

Theo D.T Bergado, L.R Anderson, N Minura [2] khi sử dụng cột đất xi măng gia cố nền đất yếu, ứng suất tác dụng lên đất, phần nằm giữa 2 cột đất xi măng kề nhau giảm xuống đáng kể do hiệu ứng vòm (hình 2.1) Sự giảm này được thể hiện qua thông số SRR, được định nghĩa như sau:

σsoil : là ứng suất trên vùng nền giữa các cột

σ : là ứng suất trung bình tác dụng lên nền

SRR được nghiên cứu từ nhiều tác giả với nhiều giả thuyết hiệu ứng vòm khác nhau:

 Theo phương pháp của Terzaghi:

E SRR

s: khoảng cách từ tâm cột xi măng này đến tâm cột xi măng kia

as: tỉ lệ diện tích thay thế của cột đất xi măng

K: hệ số áp lực ngang tĩnh

q: tải trọng phân bố đều trên bề mặt đất đắp

σcol: ứng suất tập trung trên cột đất xi măng

σ: ứng suất trung bình trên bề mặt

2.1.2 Xác định khoảng cách giữa các cột đất xi măng

Nền đất yếu dưới nền đất đắp thường chịu tải trong thẳng đứng lớn Do đó hệ thống nền cột đất xi măng thường được bố trí theo dạng lưới ô vuông hoặc lưới tam giác đều với mục đích tạo cho các cột chịu lực gần như dọc trục Khi đó tải trong truyền vào cho cột chịu sẽ lớn hơn tải trọng do lớp đấy yếu không được gia cố xung quanh chịu Và như vậy làm cho biến dạng cục bộ giữa cột và đất xung quanh được hạn chế tối đa

Khoảng cách giữa các cột xi măng đất là bài toán được quan tâm lớn đối với người thiết kế vì bố trí khoảng cách giữa các cột đất xi măng lớn thì ảnh hưởng đến khả năng chịu tải của nền, làm cho nền được xử lý có khả năng chịu tải trọng nhỏ

đi Ngược lại nếu bố trí khoảng cách giữa các cột đất xi măng nhỏ đi, về mặt chịu tải của nền xử lý được nâng cao nhưng xét về mặt kinh tế thì lãng phí vì thế phải tính toán thật kĩ tương quan về mặt kỹ thuật và kinh tế Thông thường khi xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cột xi măng đất thì cột đất được bố trí theo dạng lưới ô vuông hay theo lưới tam giác Khoảng cách giữa các cột được xác định sơ bộ theo công thức như sau:

a) Bố trí theo lưới ô vuông b) Bố trí theo lưới tam giác

Hình 2-2: Sự phân bố trí cột đất xi măng theo dạng lưới

.

p

fs q s

Q s





Trong đó:

Qp : khả năng chịu tải của mỗi cột trong nhóm cột

ffs: hệ số riêng phần đối với trọng lượng đơn vị của đất, ffs = 1.3

fq : hệ số riêng phần đối với ngoại tải, fq = 1.3

H : chiều cao nền đất đắp

Ws : ngoại tải tác dụng

2.1.3 Khả năng chịu tải của cột đất xi măng đơn:

2.1.3.1 Khả năng chịu tải theo vật liệu cột

Khả năng chịu tải của cột đơn theo vật liệu cột được quyết định chủ yếu bởi khả năng chịu cắt và được quyết định bởi vị trí các cột và dạng phá hoại

Vị trí cột được phân thành 3 nhóm Nhóm thứ nhất nằm trong vùng chủ động, nhóm thứ hai nằm trong vùng cắt và nhóm thứ ba nằm trong vùng bị động Mặt trượt được quy về bởi 3 mặt phá hoại ( A-B; B-C; C-D ) ở hình 2.3:

Dạng phá hoại thì phụ thuộc vào nhiều yếu tố như sức chống cắt của đất, sức chống cắt và đường kính của cột đất xi măng, chiều dài cột và khoảng cách giữa các cột, chiều cao nền đường, chiều sâu và hướng cung trượt

Nền Đáp

Cột Đất Xi măng

A-B Vùng Hoạt Động B-C Vùng Chịu Cắt C-D Vùng Bị Động

Vải Địa Kỹ Thuật Hoặc Lưới Địa Kỹ Thuật Gia Cường

A

B C

D

Các dạng phá hoại của cột theo Kivelo (1998) như sau:

 Dạng a, b: độ bền cắt và độ bền nén của cột bị vượt qua

 Dạng c, d, e: khả năng kháng uốn của cột bị vượt qua

 Dạng f, g, h: khả năng chịu lực ngang của đất không gia cố xung quanh cột bị vượt qua

Hình 2-4: Các dạng phá hoại của cột theo Kivelo (1998)

Khi cột ứng xử phá hoại theo dạng độ bền cắt và độ bền nén của cột bị vượt qua thì khả năng kháng cắt của cột chủ yếu chịu chi phối bởi độ bền cắt của vật liệu cột

 Dạng phá hoại a:

Khả năng chống cắt không thoát nước tức thời  của cột dọc theo mặt trượt của dạng phá hoại a được tính theo hai biểu thức riêng biệt, tùy thuộc vào ứng suất pháp dọc theo mặt trượt Khi ứng suất pháp nhỏ hơn ứng suất tới hạn (crit) thì khả năng chống cắt không thoát nước tức thời a của cột dọc theo mặt trượt trong vùng chủ động và vùng cắt được tính toán theo biểu thức sau:

Trong đó:

d: là đường kính cột

α: là góc hợp bởi mặt trượt giả định và mặt phẳng nằm ngang

N: lực dọc trục cột

cu.col: lực dính không thoát nước của vật liệu cột

φu.col: là góc nội ma sát không thoát nước của vật liệu cột

Khi ứng suất pháp dọc theo mặt trược vượt quá ứng suất pháp tới hạn crit thì

độ bền chống cắt không thoát nước của vật liệu cột không phụ thuộc vào lực dọc trục, khả năng chống cắt của vật liệu cột phụ thuộc vào tổng áp lực ngang бh Khả năng chống cắt tăng khi áp lực hông tăng Áp lực hông tác dụng lên cột có thể tính toán theo biểu thức:

.

ln1

  : tổng áp lực chất tải do trọng lượng bản thân

qo: áp lực phân bố do tải trọng ngoài

khả năng chống cắt không thoát nước tức thời a của cột dọc theo mặt trượt được tính như sau:

 Dạng phá hoại b:

Với dạng phá hoại b, lực dọc trục của cột đạt đến độ bền nén của cột trong vùng lân cận của mặt trượt Giả thuyết rằng ứng suất theo phương thẳng đứng và phương ngang là ứng suất chính, lúc này khả năng chống cắt bcủa cột dọc theo mặt trượt trong vùng chủ động:

2.1.3.2 Khả năng chịu tải theo đất nền

Khả năng chịu tải giới hạn ngắn hạn của cột đơn trong đất sét yếu được quyết định bởi sức kháng cắt của đất sét yếu bao quanh (đất phá hoại) hay sức kháng cắt của vật liệu cột (cột phá hoại) Theo tài liệu của D.T.Bergado [2] thì khả năng chịu tải giới hạn ngắn hạn của cột đơn được xác định theo công thức sau:

2 ( 2.25 ) .

u soil col u soil

Trong đó:

d: đường kính của cột

Lcol: chiều dài cột

cusoil: độ bền cắt không thoát nước trung bình của đất sét bao quanh, được xác định bằng thí nghiệm ngoài hiện trường như thí nghiệm cắt cánh hay thí nghiệm xuyên côn

Giả thuyết là sức cản mặt ngoài bằng độ bền không thoát nước của đất sét

cusoil, và sức chịu ở chân cột tương ứng là cusoil Kinh nghiệm thi công cột cho biết sức cản do ma sát mặt của cột đơn ít nhất cũng tương ứng với độ bền cắt không thoát nước của đất sét yếu bao quanh khi cusoil < 30 kN/m2 Khi độ bền cắt không thoát nước > 30kN/m2, thì độ bền cắt bớt đi 0.5 cusoil, thường dùng để tính sức cản mặt ngoài Sức chịu ở chân cột treo (cột không đóng vào tầng nén chặt) thường thấp hơn so với sức cản mặt ngoài Sức chịu ở chân cột sẽ lớn khi cột cắt qua tầng lớp đất bùn lún và xuyên vào lớp đất tốt phía dưới có sức chịu tải cao Phần lớn tải trọng tác dụng sẽ truyền vào lớp đất tốt qua mũi cột Tuy nhiên sức chịu ở mũi cọc không vượt quá độ bền nén của cột

Trong trường hợp chịu tải là cột đã bị phá hoại thì vật liệu cột được xem như một lớp đất sét cứng nứt nẻ Nhận xét này dựa trên sự quan sát thí nghiệm chịu tải trên các cột đơn đã được đào lên, phá hoại xảy ra dọc theo các mặt liên kết hay khe nứt sẽ quyết định độ bền nén chứ không phải là độ bền cắt của hỗn hợp sét ở dạng cục hay hợp thể Độ bền cắt của hỗn hợp sét ở dạng cục hay hợp thể đặc trưng cho giới hạn trên của độ bền Khi xác định bởi thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn hay cắt cánh, giới hạn này vào khoảng 2÷4 lần độ bền cắt dọc theo mặt liên kết khi xác định bởi thí nghiệm nén có nở hông

Khả năng chịu tải giới hạn ngắn ngày do cột bị phá hoại ở độ sâu z:

Theo Bergado: Q u soil. A u soil. (3.5c u soil. K b h ) (2.19) Theo Swedish Geotechnical Society: u col. 2c u soil. K b h (2.20) Trong đó:

Kb: hệ số áp lực bị động, Kb = 3 khi φu.col=300

Giả thuyết góc ma sát trong của đất là 300 Hệ số Kb=3 tương ứng hệ số áp lực bị động khi φu.col=300 Và giả thuyết là h p 5c u soil. Trong đó бp là tổng áp lực của các lớp phủ bên trên, vì áp thực bị động thay đổi khi chuyển vị ngang lớn

Do hiện tượng rão, độ bền giới hạn lâu dài của cột thấp hơn độ bền ngắn hạn

Độ bền rão của cột Q creep col. từ 65% ÷ 85% của Q u col. Xem quan hệ biến dạng và tải

trọng là tuyến tính cho tới khi rão, có thể dùng quan hệ này để tính sự phân bố tải trọng Q creep col. và module ép của vật liệu cột tương ứng với độ dốc của đường quan

hệ Khi vượt quá độ bền rão, tải trọng ở cột được xem là hằng số

2.1.4 Xác định độ lún Theo phương pháp giải tích (TCXD 385 – 2006)

Theo TCXD 385 – 2006 [3] độ lún tổng (S) của nền gia cố được xác định bằng tổng độ lún của bản thân khối gia cố và độ lún của đất dưới khối gia cố:

Trong đó :

S1: độ lún bản thân khối gia cố

S2: độ lún của đất chưa gia cố, dưới mũi cột

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

Trong đó:

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

H: chiều sâu của khối gia cố (m)

a: tỷ số diện tích, a= (nAc/ BL), n là tổng số trụ, Ac là tiết diện trụ, và B,

L là kích thước khối gia cố

Ec: module đàn hồi của vật liệu trụ

Es: module biến dạng của đất nền giữa các trụ

Độ lún S2 được tính theo nguyên lý cộng lún từng lớp đất

2.2 MÔ HÌNH MORH-COULOMB TRONG PLAXIS

2.2.1 Tính đàn hồi của đất

Mô hình này tuân theo định luật Hook về đàn hồi tuyến tính đẳng hướng Các thông số đầu vào bao gồm module đàn hồi E, hệ số Poisson υ Mô hình này sử dụng rất hạn chế trong việc mô phỏng các ứng xử của đất (do đất là vật liệu đàn hồi dẻo) Mô hình này chỉ có ý nghĩa trong việc mô phỏng các kết cấu khối cứng trong đất

2.2.2 Nguyên lý biến dạng dẻo của đât

Phần này nghiên cứu tổng quát các lý thuyết biến dạng dẻo từ đó có thể áp dụng cho vật liệu đất một cách hợp lý và hiệu quả cũng như mô phỏng tình hình ứng xử của đất gần với sự làm việc thực tế Các tiêu chuẩn chảy dẻo của đất xác định giới hạn đàn hồi của đất như: tiêu chuẩn Von Mises, tiêu chuẩn Morh-Coulomb, tiêu chuẩn Druger-Prager…

Năm 1864, Tresca đề xuất đầu tiên tiêu chuẩn dẻo cho kim loại bây giờ được biết đến là tiêu chuẩn Tresca (hay tiêu chuẩn ứng suất cắt cực đại)

Năm 1870, Saint Venant dùng tiêu chuẩn Tresca để xác định trạng thái ứng suất mẫu lăng trụ bị biến dạng dẻo chịu trạng thái ứng suất 2 phương Trong tiến trình này, ông ta phát triển ứng xử cơ bản của vật liệu dẻo lý tưởng Nhận thấy rằng, không có quan hệ duy nhất tồn tại giữa trạng thái ứng suất và biến dạng dẻo tổng,

mà biến dạng dẻo trùng với phương ứng suất cắt cực đại Từ đây, khái niệm quy luật chảy dẻo hay mặt thế năng dẻo được giới thiệu Sau đó, Levy mở rộng phương trình Saint Venant cho trường hợp 3 chiều

Năm 1924, Prandtl tiến một bước quan trọng khi xem xét thành phần đàn hồi của vecteur biến dạng khi thiết lập phương trình cơ bản

Năm 1913, von Mises giới thiệu một tiêu chuẩn dẻo mới cho kim loại nhằm tạo thuận lợi trong lời giải số hơn tiêu chuẩn Tresca Ngưỡng dẻo này được biết đến

là tiêu chuẩn von Mises (hay là tiêu chuẩn cắt bát diện hoặc là năng lượng biến dạng)

Lùi trở lại năm 1773, Coulomb đã đưa ra tiêu chuẩn chắc chắn được xem là tốt nhất cho tiêu chuẩn phá hủy trong cơ học đất, cho đến ngày nay Tiêu chuẩn này, được báo cáo trong các tài liệu địa kỹ thuật sớm hơn nhiều so với tiêu chuẩn Tresca

và von Mises cho kim loại, là dạng tiêu chuẩn phá hủy đầu tiên có xem xét ảnh hưởng của ứng suất trung bình lên độ bền của đất rời Tiêu chuẩn này phát biểu rằng phá hủy xảy ra khi ứng suất cắt và ứng suất pháp tác dụng lên bất kỳ phần tử nào trong vật thể thoả phương trình:

2.2.3 Phương Pháp Phần Tử Hữu Hạn Trong Cơ Học Đất:

Ứng xử của đất có thể mô phỏng ở các mức độ chính xác khác nhau bằng cách ứng dụng các mô hình đất nền với mức độ phức tạp khác nhau, trong Plaxis các mô hình như: Linear elastic, Mohr-Coulomb, Soft-Soil, Hardening-Soil, Soft-Soil-Creep, …Trong đó mô hình Morh-Coulomb thường được sử dụng nhất vì sự thuận tiện của nó, mô hình Hardening soil cũng mang lại độ chính xác cao Đối với cột đất xi măng Jet-grouting thì mô hình Mohr – Coloumb hoặc Hardening soil sẽ thích hợp hơn

2.2.4 Phần tử tiếp xúc

Phần tử tiếp xúc được sử dụng cho mô hình sự tương tác kết cấu đất, cho phép sự dịch chuyển tương đối tại bề mặt kết cấu đất, quy tắc thực hiện và tiêu chuẩn thường được đề nghị giảm cường độ của kết cấu đất ở bề mặt tiếp xúc Hệ số giảm phụ thuộc vào độ nhám của bề mặt kết cấu Trong Plaxis thì hệ số giảm đó có thể được xác định dựa vào thông số Rinter và giá trị có thể từ 0.01 đến 1 Giá trị Rinter

= 1 có nghĩa là cường độ được huy động toàn bộ ở bề mặt tiếp xúc khi mô hình hóa

Các phần tử cột đất xi măng thường là rất gồ ghề và nhám ở bề mặt xung quanh nguyên nhân là do những điều kiện khác nhau trong thực tế của nó trong quá trình phun vữa Vì vậy không nhất thiết phải giảm cường độ của kết cấu – đất ở bề mặt tiếp xúc, và giá trị Rinter lấy giá trị bằng 1 áp dụng ở những nơi có phần tử tiếp xúc cho tất cả các tính toán sau này

0

tg c

2.2.5 Mô hình Morh-Coulomb cho tính toán PTHH sử dụng plaxis

Trong mô hình này, đất được xem như vật liệu đàn hồi – dẻo lý tưởng Trong

đó, quá trình làm việc của đất được phân làm 2 giai đoạn: trong giai đoạn đầu, khi

độ lệch ứng suất còn bé, đất làm việc như vật liệu đàn hồi, trong giai đoạn kế tiếp, khi độ lệch ứng suất đạt đến một giá trị, gọi là trạng thái giới hạn đàn hồi thì sức kháng cắt của đất không đổi nhưng biến dạng vẫn tiếp tục tăng lên

Thông số đầu vào trong mô hình Morh-Coulomb:

2.2.5.1 Thông số E, v

Theo chương trình Plaxis, thông số Eref (mô hình M-C) sẽ được lấy trong thí nghiệm nén 3 trục thoát nước CD Tuy nhiên trong thực tế có rất nhiều công trình lại không có tiến hành thí nghiệm này vì nhiều lý do khác nhau Vì vậy, đối với đất nền loại cát, chỉ số NSPT ảnh hưởng rất lớn đến khả năng biến dạng của nền đất nên

mô đun biến dạng E của đất có thể được lấy tương quan theo chỉ số NSPT Đối với loại đất sét có thể lấy từ từ thí nghiệm nén 3 trục UU, CU hoặc từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường

Theo Bowles , J E [4] thì E được xác định thông qua sức chống cắt không thoát nước Su của đất

Đối với đất sét nhạy cố kết thường Eu = (200 – 500)Su

Đối với sét nhạy quá cố kết nhẹ Eu = (750 – 1200)Su

Ngoài ra Bowles, J E [4] cũng kiến nghị hệ số quan hệ giữa Es và Su theo chỉ số dẻo của đất sét như Bảng 2.1

Bảng 2-1 Quan hệ giữa E s và S u

Sét và bùn IP > 30 Es = (100 – 500)Su Sét pha IP <30 Es = (500 – 1500)Su Bowles, J E [4] còn nêu ra khoảng giới hạn của Es của từng loại đất phụ thuộc vào lịch sử ứng suất, độ ẩm, độ rỗng như Bảng 2-2

Bảng 2-2 Khoảng giá trị giới hạn của từng loại đất:

Sét Rất dẻo Dẻo Dẻo trung bình Cứng Pha cát

Rời Chặt Rất chặt

5 – 20

10 – 25

50 - 81 Cát và cuội

Rời Chặt

50 – 150

100 - 200

Das, B.M [5] đã nghiên cứu tổng hợp các giá trị vs và hệ số thấm k của một

số loại đất như Bảng 2-3 và Bảng 2-4 như sau:

Bảng 2-3 Giá trị hệ số vs theo Das, B.M [5]:

Loại đất Hệ số v s

Cát rời 0.2 – 0.4 Cát chặt vừa 0.25 – 0.4 Cát chặt 0.3 – 0.45 Cát pha sét 0.2 – 0.4 Sét mềm 0.15 – 0.25

2.2.5.3 Thông số cọc xi măng đất sử dụng công nghệ Jet Grouting

Tùy thuộc vào lượng dùng xi măng và loại đất và thời gian ninh kết mà đất nền sau khi được xử lý bằng công nghệ Jet-grouting sẽ có sự phát triển về cường độ khác nhau

Theo D Slizyte (1999) [7], cường độ của cọc đất xi măng trong nền đất cát với công nghệ Jet-grouting như Hình 2-6 như sau:

Hình 2-6: Biểu đồ phát triển cường độ của cọc xi măng-đất Jet-grouting trong nền

cát với lượng dùng xi măng khác nhau

Theo Santhosh Kumar.T.G (2010) [8] mô đun biến dạng E của cọc đất trộn

xi măng trong đất nền với công nghệ Jet-grouting có mối quan hệ tương quan với cường độ nén 1 trục qu như ở Hình 2-7

Hình 2-7: Mô đun biến dạng theo cường độ nén 1 trục của hỗn hợp xi măng-đất

Jet-grouting trong nền cát

Hệ số Poisson: mặc dù có sự phân tán tương đối lớn trong các dữ liệu thí nghiệm, hệ số Poisson của đất được cải tạo từ 0.25- 0.45, không phụ thuộc vào cường độ nén không nở hông CDIT (2002) [9], có thể giả định là 0.3 theo đề nghị của Shibazaki (1981) [10]