Lưu trữ

Archive for the ‘Cọc vữa’ Category

Lựa chọn tỉ lệ xi măng với đất khi chế tạo cọc xử lý nền đất yếu

ThS. Thân Văn Văn – Bộ môn Công nghệ và quản lý xây dựng, Trường Đại học Thủy lợi thực hiện

Tóm tắt: Xử lý nền đất yếu bằng cọc xi măng-đất đối với nước ta còn mới mẻ. Một trong những chỉ tiêu quan trọng khi thiết kế cọc xi măng-đất là lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất. Để lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất phù hợp với từng loại đất nền cần phải xử lý, tác giả giới thiệu những ảnh hưởng của tỷ lệ xi măng với đất đến tính chất của hỗn hợp vật liệu, sức chịu tải của cọc đơn, sức chịu tải của nền đất sau khi được gia cố và kinh nghiệm lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất đối với các loại đất khác nhau cần phải xử lý để độc giả tham khảo.

1.      Đặt vấn đề

Hiện nay cùng với sự phát triển kinh tế của đất nước, nhu cầu phát triển về cơ sở hạ tầng rất lớn và cấp thiết. Phần lớn các công trình được xây dựng trên nền đất hình thành một cách tự nhiên trong những môi trường khác nhau. Do nền đất tự nhiên nhiều khi chưa đáp ứng được khả năng chịu tải của các công trình như nhà cửa, cầu cống, đê đập… xây dựng trên chúng, hay nói cách khác, khả năng chịu tải của chúng kém hơn so với tải trọng dự kiến. Vì vậy cần cải thiện tính chất của nền đất trong phạm vi đới ảnh hưởng để chúng có thể đủ sức chịu tải trọng thiết kế. Trong thực tế có nhiều phương pháp để cải thiện tính chất của nền đất yếu, một trong những phương pháp đó là xử lý nền bằng cọc xi măng đất. Một trong những thông số quan trọng khi thiết kế cọc xi măng đất là lựa chọn được tỷ lệ xi măng với đất hợp lý; nó ảnh hưởng trực tiếp đến tính chất của vật liệu, sức chịu tải của nền và giá thành công trình.

2.      Ảnh hưởng của tỷ lệ xi măng với đất đến tính chất của hỗn hợp vật liệu, sức chịu tải của cọc xi măng-đất và sức chịu tải của nền đất sau khi được xử lý bằng cọc xi măng-đất

a)      Ảnh hưởng của tỷ lệ xi măng với đất đến tính chất của hỗn hợp vật liệu xi măng đất

Việc lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất (aw) ảnh hưởng rất lớn đến tính chất của hỗn hợp vật liệu xi măng đất và giá thành công trình. Cường độ kháng nén (qu) là một chỉ tiêu để tính toán sức chịu tải của cọc. Thí nghiệm trong phòng với các tỷ lệ trộn xi măng với đất dính khác nhau cho kết quả như bảng sau:

Bảng 1. Kết quả thí nghiệm trong phòng xác định cường độ kháng nén của hỗn hợp vật liệu xi măng đất

Tỷ lệ xi măng với đất,

aw (%)

6

7

9

12

17

Cường độ kháng nén 28 ngày, qu28 ngày (kG/cm2)

6,02

6,18

9,13

15,56

17,51

Cường độ kháng nén 90 ngày, qu90 ngày (kG/cm2)

8,13

8,35

12,33

21,01

23,65

Cường độ của xi măng-đất tăng lên theo tỉ số tăng lượng xi măng trộn vào (hình 1) trong thực tế, tỷ lệ xi măng với đất thường chọn 7% ÷ 15%, trong các trường hợp thông thường thì không nên nhỏ hơn 12%.

 

Hình 1. Quan hệ giữa tỷ lệ xi măng với đất và cường độ của xi măng-đất (Lin 2000)

Tùy thuộc yêu cầu về sức chịu tải của cọc mà lựa chọn tỷ lệ aw để thỏa mãn yêu cầu vật liệu chế tạo cọc.

 

b)      Ảnh hưởng của tỷ lệ xi măng với đất đến sức chịu tải của cọc đơn

Sức chịu tải của cọc đơn là chỉ tiêu để tính toán sức chịu tải của nền (sau khi đã được xử lý)

Sức chịu tải cho phép của cọc đơn xi măng-đất có thể ước tính theo các công thức:

Theo sức kháng cắt của vật liệu cọc xi măng-đất

c)      Ảnh hưởng của tỷ lệ xi măng với đất đối với sức chịu tải của nền đất sau khi được xử lý bằng cọc xi măng-đất

Sức chịu tải của nền sau khi được xử lý bằng cọc xi măng-đất phụ thuộc vào sức chịu tải của cọc đơn, mật độ cọc và phạm vi xử lý. Các yếu tố đó chịu ảnh hưởng trực tiếp của tỷ lệ xi măng với đất. Để tính sức chịu tải của nền sau khi được gia cố người ta đưa ra các quan điểm khác nhau:

– Phân tích của một khối cứng (tính toán như móng cọc)

– Phân tích, tính toán của một môi trường hợp nhất (xem cọc và đất cùng làm việc đồng thời)

– Phân tích, tính toán tương tác giữa đất và kết cấu.

Theo quy phạm Trung Quốc DBJ 08-40-94: Sức chịu tải đất móng hỗn hợp cọc xi măng-đất chịu lực có thể ước tính theo công thức:

 

Trong đó:

fsp – Sức chịu tải cho phép của móng tổ hợp (kN/m2);

fs – Sức chịu tải cho phép của đất móng thiên nhiên giữa các cọc (kN/m2);

as – Tỷ lệ phân bố diện tích cọc và đất;

b – Hệ số triết giảm sức chịu tải của đất giữa cọc. Khi đất mũi cọc là đất yếu, có thể lấy 0,5 ÷ 1,0; khi đất mũi cọc là đất cứng, có thể lấy 0,1 ÷ 0,4.

Cũng có thể căn cứ yêu cầu công trình đạt tới sức chịu tải cho phép của móng tổ hợp, tìm tỷ lệ phân bố diện tích cọc và đất theo công thức:

Khi bố trí mặt bằng cọc xi măng-đất chịu lực có thể căn cứ vào yêu cầu về sức chịu tải và biến dạng của nền móng đối với kiến trúc phần trên cũng như đặc điểm kết cấu phần trên. Chiều dài cọc phải căn cứ vào các yếu tố như yêu cầu biến dạng của khối kiến trúc và kết cấu móng.

Cọc xi măng-đất có thể bố trí theo hình vuông hoặc tam giác đều, tổng số cọc cần dùng tính theo công thức:

 

Trong đó:

fspm – Lực nén mặt đáy móng nặng toàn khối quy ước (kN/m2);

G – Trọng lượng móng nặng toàn khối quy ước (kN);

Asm – Diện tích bề mặt bên móng nặng toàn khối quy ước (m2);

qs – Lực ma sát bình quân bề mặt bên móng nặng toàn khối quy ước (kN/m2);

fsm – Sức chịu tải cho phép của đất móng ở cạnh móng nặng toàn khối quy ước (kN/m2);

A1 – Diện tích mặt đáy của móng nặng toàn khối quy ước (m2);

f – sức chịu tải cho phép của đáy móng sau khi chỉnh sửa mặt đáy móng nặng toàn khối quy ước (kN/m2)

3.      Kinh nghiệm lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất

Tỷ lệ xi măng với đất (aw) được tính theo % khối lượng xi măng so với khối lượng đất khô. Để chọn tỷ lệ pha trộn các hỗn hợp gia cố theo phương pháp thí nghiệm trong phòng xác định sức kháng nén của mẫu xi măng-đất. Để giảm bớt số mẫu và thời gian thí nghiệm chúng tôi giới thiệu một số kinh nghiệm để độc giả tham khảo.

Theo thống kê, tỷ lệ xi măng với đất thích hợp thay đổi theo từng loại đất và có giá trị biến đổi trong phạm vi nhất định. Trong xi măng-đất thường dùng xi măng silicát phổ thông hoặc xi măng xỉ quặng. Lượng xi măng trộn vào là 7% ÷ 15% trọng lượng khô của đất cần gia cố hoặc lượng xi măng từ 180 ÷ 250 kg/m3 đất gia cố. Thông thường, khi hàm lượng hạt sét trong đất yếu tăng thì lượng xi măng yêu cầu cũng tăng (Bell, 1993).

Theo nghiên cứu của Lan Wang [2]: “Tính ổn định của vật liệu xi măng-đất trong môi trường có sunfat” lượng xi măng thay đổi trong phạm vi từ 4% đến 16% trọng lượng khô của đất cần gia cố.

Qua nghiên cứu so sánh, Shiells và các cộng sự (2003) kết luận: thông thường phương pháp trộn ướt sử dụng tỷ lệ xi măng với đất cao hơn so với phương pháp trộn khô.

– Lượng xi măng từ 180 ÷ 400 kg/m3 đất cần gia cố đối với phương pháp trộn ướt;

– Lượng xi măng từ 90 ÷ 180 kg/m3 đất cần gia cố đối với phương pháp trộn khô.

Theo nghiên cứu của hai tác giả Mitchell and Freitag, 1959, [3]:

(1)  Thông thường xi măng-đất chứa từ 5% ÷ 14% xi măng so với trọng lượng của đất cần gia cố và thường sử dụng để ổn định đất có tính dẻo thấp, đất cát;

(2) Lượng xi măng yêu cầu phụ thuộc vào loại đất, trạng thái của đất cần gia cố.

(3) Tỷ lệ xi măng với đất tối ưu (so với trọng lượng khô của đất cần gia cố) phụ thuộc vào các loại đất khác nhau như bảng 2, bảng 3:

Bảng 2. Tỷ lệ xi măng với đất tối ưu tương ứng với các loại đất khác nhau (Mitchell and Freitag, 1959)

STT

Loại đất

Tỷ lệ xi măng với đất %

1

Đất tốt chứa sỏi, cát hạt thô, cát hạt mịn, có hoặc không có lượng nhỏ bùn hay sét

5% hoặc ít hơn

2

Đất cát xấu với lượng nhỏ bùn

9%

3

Loại đất cát còn lại

7%

4

Đất chứa bùn không dẻo hoặc dẻo vừa phải

10%

5

Đất sét dẻo

13% hoặc nhiều hơn

Bảng 3. Tỷ lệ xi măng với đất với các loại đất khác nhau theo hệ thống phân loại Unified (Mitchell and Freitag, 1959)

STT

Loại đất

Tỷ lệ xi măng với đất %

1

Sỏi có tính chọn lọc kém,  cát có tính chọn lọc kém

và cát có tính chọn lọc tốt

6 ÷ 10

2

Sét dẻo thấp, bùn dẻo thấp và bùn dẻo cứng

8 ÷ 12

3

Sét dẻo thấp, dẻo cứng

10 ÷ 14

Ở Viện kĩ thuật Châu Á, Law (1989) đã tiến hành nghiên cứu đưa ra kết luận: trộn 10% xi măng với đất sét yếu Băng Cốc – Thái Lan làm tăng độ bền nén nở hông 10 lần, áp lực cố kết trước tăng 2 ÷ 4 lần.  Hệ số cố kết quan sát được tăng 10 ÷ 40 lần [1].

DOH and JICA (1998) kiến nghị: xi măng ảnh hưởng tốt cho việc cải thiện các đặc tính của đất sét ở Băng Cốc, Thái Lan. Phương pháp xử lý nền bằng cọc xi măng-đất thường sử dụng hàm lượng xi măng thích hợp trong khoảng 80 ÷ 200 kg/m3 và chúng được xác định dựa vào cường độ thiết kế của mỗi dự án. Thông thường, xi măng Portland với hàm lượng vào khoảng 200 kg/m3 được sử dụng trong các nghiên cứu ổn định đất sét biển mềm yếu.

Tóm lại, việc lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất nên dựa trên cơ sở các kinh nghiệm đề xuất trong nhiều công trình nghiên cứu trước đây. Sau đó, tiến hành thí nghiệm trong phòng xác định sức kháng nén của mẫu xi măng-đất. Cuối cùng, chọn ra tỷ lệ xi măng với đất thích hợp.

4.      Kết luận và kiến nghị

Việc lựa chọn tỷ lệ xi măng với đất để xử lý nền đất yếu bằng cọc xi măng đất là rất phức tạp; nó phụ thuộc vào nhiều yếu tố và chi phối đến chất lượng, giá thành xây dựng công trình. Đây là một chỉ tiêu quan trọng cần phải được nghiên cứu tỉ mỉ kể cả lý thuyết và thí nghiệm để lựa chọn được một tỷ lệ thích hợp mang lại hiệu quả cao khi xử lý nền đất yếu.

Tài liệu tham khảo

[1]       D.T.Bergado – J.C.Chai – M.C.Alfaro – A.S.Balasubramaniam (1994), Những biện pháp kĩ thuật mới cải tạo đất yếu trong xây dựng, Nhà xuất bản Giáo dục – Bản dịch của Nguyễn Uyên, Trịnh Văn Cương.

[2]       Lan Wang (May 2002), Cementitious stabilization of soils in the presence of sulfate , A Dissertation Submitted to Graduate Faculty of the Louisiana State University and Agricultural and Mechanical College in partial fulfillment of the Requirements for the degree of Doctor of Philosophy in The Department of Civil & Environmental Engineering.

[3]       V.N.S.Murthy (2006), “Geotechnical engineering”, “Chapter 21. Soil improvement”,  21.9. Soil stabilization by the use of admixtures.

Abstract:

SELECTION OF CEMENT-SOIL RATIO IN PILE MANUFACTION OF WEAK FOUNDATION IMPROVEMENT

The improvement of weak foundation is supposed to be newly applied in Vietnam. One of  important standards to design cement – soil piles is to select an appropriate ratio of cement and soil. To have a suitable selection of cement – soil ratio to every different foundation, some factors needs handling. The author, hopefully, tries to introduce some effects of cement – soil ratio on mixed properties of materials, gravity sustainment of monopiles, and reinfored foundation sustainment and experiences in selecting cement – soil ratio to every different soils that needs handling for all readers’ references.

Advertisements
Chuyên mục:Bài viết Thẻ:

Tổ chức Hội thảo “Công nghệ mới trong xây dựng móng cọc” tại ĐHXD Miền Trung

Ngày 09/11/2012, tại Trường Đại học Xây dựng Miền Trung đã diễn ra Hội thảo “Công nghệ mới trong xây dựng móng cọc”. Đây là Hội thảo có sự phối hợp giữa Trường Đại học Xây dựng Miền Trung và Công ty Cổ phần đầu tư xây dựng nền móng Phú Sỹ. Tham gia Hội thảo có đại diện lãnh đạo Trường Đại học Xây dựng Miền Trung, các chuyên gia, kỹ sư xây dựng làm việc trong các công ty, doang nghiệp trên địa bàn tỉnh Phú Yên, giảng viên, sinh viên chuyên ngành xây dựng của Trường Đại học Xây dựng Miền Trung.

ThS.Phạm Văn Tâm-Phó Hiệu trưởng Trường Đại học Xây dựng Miền Trung đã phát biểu khai mạc Hội thảo.

Tại Hội thảo, Th.S Trần Bùi Quốc Ân – đại diện Công ty Cổ phần đầu tư xây dựng nền móng Phú Sỹ đã trình bày những chuyên đề sau:

– Công nghệ thi công khoan thả cọc và khoan ép cọc ( cọc Nakabory )

– Công nghệ gia cố nền bằng trụ xi măng đất ( cọc vữa )
Tham gia hội thảo, Th.S Phạm Ngọc Tân – Trưởng bộ môn Địa Kỹ thuật- Trường Đại học Xây dựng Miền Trung trình bày chuyên đề “Lựa chọn giải pháp móng cọc cho nhà cao tầng”, Th.S Nguyễn Thanh Hải giảng viên khoa Xây dựng báo cáo chuyên đề “Giải pháp móng bè trên nền cọc”
Việt Nam đang trong quá trình công nghiệp hóa, hiện đại hóa với tốc độ hóa nhanh chóng. Nhiều công trình xây dựng, khu đô thị mới, khu công nghiệp không ngừng được mọc lên ở mọi miền đất nước. Càng nhiều công trình xây dựng chúng ta càng phải đối mặt nhiều với những thách thức mới về biện pháp xử lý nền móng sao cho đảm bảo kỹ thuật nhưng lại có hiệu quả cao nhất. Vì vậy hội thảo này là hết sức cần thiết và có ý nghĩa trong trong việc nâng cao kiến thức về thi công, xử lý nền móng phù hợp với điều kiện thực tế của các công trình xây dựng khu vực Miền Trung cho cán bộ kỹ thuật, giảng viên và sinh viên chuyên ngành kỹ thuật xây dựngTrường Đại học Xây dựng Miền Trung.
Đoàn Huỳnh Thuận
Một số hình ảnh về buổi hội thảo
 
 Toàn cảnh hội thảo
 ThS. Phạm Văn Tâm – Phó Hiệu trưởng Trường Đại học Xây dựng Miền Trung phát biểu khai mạc Hội thảo
Th.S Phạm Ngọc Tân – Trưởng bộ môn Địa Kỹ thuật- Trường Đại học Xây dựng Miền Trung trình bày
chuyên đề “Lựa chọn giải pháp móng cọc cho nhà cao tầng”
Th.S Trần Bùi Quốc Ân – đại diện Công ty Cổ phần đầu tư xây dựng nền móng Phú Sỹ đã trình bày
các chuyên đề về thi công cọc trong xử lý nền móng
 Th.S Nguyễn Thanh Hải giảng viên khoa Xây dựng báo cáo chuyên đề “Giải pháp móng bè trên nền cọc”

Toàn cảnh Hội thảo

//

//

//

//

Chuyên mục:Bài viết, Tin tức Thẻ:

ỨNG DỤNG CỌC XI MĂNG ĐẤT TRONG CÔNG TÁC THIẾT KẾ VÀ THI CÔNG NỀN MÓNG CHO CÔNG TRÌNH

01/07/2012 1 Bình luận

Sưu tầm từ Internet

I. ĐẶT VN ĐỀ :

Tôi đang thiết kế một công trình ở Quận 7-Tp. HCM. Công trình được mô tả sơ lược như sau:

  1. Công trình cao 25 tầng
  1. Có một tầng hầm sâu 3.6m
  2. Giải móng : Móng bè dày ~3m + cọc khoan nhồi
  3. Địa chất công trình lớp 1 đất lấp dày ~1m, lớp 2: Bùn sét hữu cơ dày 20m có chỉ số SPT ~1 đến 3. Lớp 3, sét pha dẻo mềm đến nửa cứng dày ~7m. lớp 4 …..

Qua tài liệu BCKSĐ C cho thấy đất ở Quận 7- TP. HCM rất yếu nếu đưa ra biện pháp thi công hố đào không hợp lý cho công trình sẽ có một số vấn đề nảy sinh:

  1. Dùng giải pháp tường cừ barrete dày 600 sâu >20m thì tốn kém cho Chủ đầu tư vì công trình chỉ có một tầng hầm.
  2. Dùng cừ lassen nếu có chiều dài ~12m cắm xuống để đào hố sâu ~7m thì chưa ổn vì chân cắm của cừ đang lơ lửng trong lớp bùn (dày ~20m) . Nếu không cẩn thận

thì cả cừ lẫn đầu cọc khoan nhồi s ẽ bị dịch chuyển do ổn định mái dốc ???? rất nguy hiể m . Nế u cắ m cừ dài > 20m vào lớp sét thì có thể yên tâm nhưng lại chi phí tài chính lại rất cao .

Vậy liệu có biệ n pháp thi công hố đào hay hơn mà chi phí tài chính là hợp lý cho công trình trong thời điểm hiện tại không?.

Qua tìm hiểu tôi được biết Cọc XMĐ là một trong những giải pháp xử lý nền đất yếu với khả năng ứng dụng tương đối rộng rãi như: Làm tường hào chống thấm cho đê đập, gia cố nền móng cho các công trình xây dựng, sửa chữa thấm mang cống và đáy c ống, ổn định tường chắn, chống trượt mái dốc, gia c ố đất yếu xung quanh đường hầm, gia cố nền đường, mố cầu dẫn….. So với một s ố giải pháp xử lý nền hiệ n có, công nghệ cọc XMĐ có ưu điể m là khả năng xử lý sâu (đến 50m), thích hợp với các loạ i đất yếu (từ cát thô cho đến bùn yếu), thi công được cả trong điề u kiện nền ngậ p sâu trong nước hoặc điều kiện hiện trường chật hẹp, trong nhiều trường hợp đã đưa lại hiệu quả kinh tế rõ rệt so với các giải pháp xử lý khác.

Trong quá trình đi tìm hiểu thực tế và thu thập tài liệu thiết kế, tôi xin tổng kết và giới thiệu đôi nét về cọc xi măng đất.

II. CƠ S LÝ THUYT CA PHƯƠNG PHÁP GIA C NN ĐẤT YU BNG CC CÁT – XI MĂNG – VÔI

Cũng như các ph ương pháp cải tạo, gia cố nền đất yếu khác, phương pháp gia c ố nền đất yếu bằng cọc cát – xi măng – vôi nhằm thay đổi tính chất cơ lý của đất theo hướng nâng cao sức chịu tải, giảm biế n dạ ng của nền. Vấn đề là cần làm sáng tỏ c ơ chế c ủa quá trình gia tăng cường độ của đất, xác định các quá trình nào sẽ xảy ra trong đất khi gia cố nền bằng cọc cát – xi măng – vôi. Làm sáng tỏ cơ chế của những quá trình cơ h ọc và hoá lý xảy ra trong đấ t, hoàn thiện phương pháp tính toán nền chính là đã xây dựng được cơ sở lý thuyết của phương pháp.

Trên cơ sở phân tích lý thuyế t các phươ ng pháp gia cố nền bằ ng cọc cát, cọc đất – xi măng, đất – vôi có thể nhận thấy, khi gia cố nền đất yếu bằng cọc cát – xi măng – vôi, trong nền đất sẽ diễn ra các quá trình cơ học và hoá lý sau đây:

1. Quá trình nén cht cơ hc

Gia cố nền bằng cọc cát – xi măng – vôi là dùng thiết bị chuyên dụng đưa m ột lượng vật liệu vào nền đất d ưới dạ ng cọc hỗn hợp cát – xi măng – vôi. Lượng vật liệu cát, xi măng và vôi này sẽ chi ếm chỗ các lỗ hổng trong đất làm cho độ lỗ r ỗng giảm đi, các hạt đất sắp xếp lại, kế t quả là đất nền được nén chặt. Xét một khối đất có thể tích ban đầu Vo , thể tích hạt rắn Vho , thể tích lỗ rỗng ban đầu Vro, ta có:

Vo = Vho + Vro (1)

Sau khi gia cố, thể tích khối đất sẽ là V, thể tích hạt rắn là Vh, thể tích lỗ rỗng Vr :

V = Vh + Vr (2)

Như vậy, sự thay đổi thể tích khối đất là:

D V = Vo – V (3) = (Vho + Vro) – (Vh + Vr)

Thể tích các hạt rắn được coi như không đổi trong quá trình gia cố, nghĩa là Vho = Vh , do đó:

D  V = Vro – Vr

D  V = D Vr (4)

Biểu thức (4) cho thấy: sự thay đổi th tích khi đất khi gia c chính là s thay đổi th tích l rng trong khi đất.

Như vậy, khi gia c ố nề n bằng cọc cát – xi măng – vôi quá trình nén chặt đất s ẽ xả y ra tức th ời. Hiệu quả nén chặt phụ thuộc vào thể tích vật liệu được đưa vào nền, nghĩa là ph ụ thuộc vào số lượng, đường kính cũng như khoả ng cách giữa các cọc, hình dạng bố trí cọc. Việc xác định đường kính cọc, khoảng cách giữ a các cọc và sơ đồ bố trí cọc hoàn toàn có thể xác định như đối với cọc cát. Còn chiều sâu gia cố phụ thuộc vào chi ều sâu vùng hoạt động nén ép dưới đáy móng công trình, nghĩa là, tại độ sâu mà ở đó thoả mãn một trong các điều kiện sau đây:

–  ứng suất nén ép (s z ) nhỏ hơn hoặc bằng 0,1 ứng suất bản thân (s bt) của đất.

–  ứng suất nén ép (s z) nhỏ hơn hoặc bằng áp lực bắt đầu cố kết thấm của đất.

–  ứng suất nén ép s z £ 20 – 30 kPa.

Việc kiể m tra đánh giá định lượng tác dụng nén chặt đất khi gia cố nền bằng cọc cát – xi mă ng – vôi có thể thực hiệ n được bằng nhiều phương pháp như khoan lấy mẫ u đất trong phạm vi giữa các cọc để xác định hệ số rỗng cũng như khối lượng thể tích của đất sau gia cố hoặc dùng thí nghiệm xuyên tĩnh hay nén tĩnh nền. Các công việc này đơn giản, dễ tiến hành.

2. Quá trình c kết thm

Ngoài tác dụng nén chặt đất, cọc cát – xi măng – vôi còn có tác dụng làm tăng nhanh quá trình cố kết của đất nền.

Do cọc cát – xi măng – vôi được đưa vào nền dưới dạng khô nên hỗn hợ p cát – xi m ăng – vôi sẽ hút nước trong đất nền để tạo ra vữa xi măng, sau đó biến thành đá xi măng. Quá trình tạo vữa xi măng làm tổn thất một l ượng nước lớn chứa trong lỗ hổng của đất, ngh ĩa là làm tăng nhanh quá trình cố kết của nền đất. Quá trình này xảy ra ngay sau khi bắt đầu gia c ố và kéo dài cho đến khi nền đất được gia c ố xong, toàn bộ cọc cát – xi m ăng – vôi trở thành một loại bê tông . Đ ây là quá trình biến đổi hoá lý phức tạp, chia làm hai thời kỳ: thời kỳ ninh kết và thời kỳ rắn chắ c. Trong thời kỳ ninh kết, vữa xi mă ng mất dần tính dẻo và đặ c dầ n lại nhưng chưa có cường độ. Trong thời kỳ rắn chắc, chủ yếu xảy ra quá trình thuỷ hoá các thành phần khoáng vật của clinke, gồm silicat tricalcit 3CaO.SiO2, silicat bicalcit 2CaO.SiO2, aluminat tricalcit 3CaO.Al2O3, fero-aluminat tetracalcit 4CaO.Al2O3Fe2O3:

3CaO.SiO2 + nH2O Þ Ca(OH)2  + 2CaO.SiO2(n-1)H2O.

2CaO.SiO2 + mH2O Þ 2CaO.SiO2mH2O.

3CaO.Al2O3 + 6H2O Þ 3CaO.Al2O3.6H2O.

4CaO.Al2O3Fe2O3 + nH2O Þ 3CaO.Al2O3.6H2O +CaO.Fe2O3.mH2O

Các sản phẩm chủ yếu được hình thành sau quá trình thuỷ hoá là Ca(OH)2, 3CaO.Al2O3.6H2O, 2CaO.SiO2 mH2O và CaO.Fe 2O3.mH2O. Quá trình rắn chắc của xi măng có thể chia ra làm 3 giai đoạn :

a)   Giai đon hoà tan: các chất Ca(OH)2, 3CaO.Al2O3.6H2O sinh ra sau quá trình thuỷ hoá hoà tan được trong nước sẽ ngay lập tức hoà tan tạo thành thể dịch bao quanh mặt hạt xi măng.

 

b)  Giai đon hoá keo: đến một giới hạn nào đó, lượng các chất Ca(OH)2 , 3CaO.Al2O3.6H2O không hoà tan được nữa sẽ tồn tại ở thể keo. Chất silicat bicalcit (2CaO.SiO2) vốn không hoà tan sẽ tách ra ở dạng phân tán nhỏ trong dung dịch, tạo thành keo phân tán. Lượng keo này ngày càng sinh ra nhiều, làm cho các hạt keo phân tán tương đối nhỏ tụ lại thành những hạt keo lớn hơn ở dạng sệt khiến cho xi măng mất dần tính dẻo và ninh kết lại dần dần nhưng chưa hình thành cường độ.

 

c)   Giai đon kết tinh: các chất Ca(OH)2 , 3CaO.Al2O3.6H2O từ thể ngưng keo chuyển sang dạng kết tinh, các tinh thể nhỏ đan chéo nhau làm cho xi măng bắt đầu có cường độ, chất 2CaO.SiO2mH2O tồn tại ở thể keo rất lâu, sau đó có một phần chuyển thành tinh thể. Do lượng nước ngày càng mất đi, keo dần dần bị khô, kết chặt lại và trở nên rắn chắc.

Các giai đoạn hoà tan, hoá keo và kết tinh không xảy ra độc lập, mà xảy ra đồng thời với nhau, xen kẽ nhau. Ngoài ra, vôi trong hỗn hợp tạo cọc có tác dụng như chất gắn kế t gi ống như xi măng, đồng thờ i có khả năng hấ p th ụ nước lớn và toả nhiệt làm t ăng sức kháng cắt của cọc và tăng nhanh quá trình cố kế t của đất nền. Quá trình thuỷ hoá vôi kèm theo sự toả nhiệt được biểu diễn bằng phản ứng sau :

CaO + H2O Þ Ca(OH)2 + 15,5 kcalo

Cường độ của hỗn hợ p tă ng lên một phần do phản ứng silicat, một phần do phản ứng carbonat, l ượng CaCO3 còn dư trong vôi sẽ trở thành những mầm kết tinh, bao quanh bởi các hạt keo và tinh thể, chúng phát triển và tăng dần cường độ.

Mặt khác, nếu tỷ lệ phối trộn giữa xi măng, cát và vôi c ũng như thành phần hạ t của cát hợp lý thì cọc cát – xi măng – vôi sau khi đông cứng vẫn có thể cho nước thoát qua và làm việc tương tự như một giếng thu nước thẳng đứng, giống như cọc cát. Dưới tác dụng của tả i trọng ngoài, cùng với thời gian, ứng suất hữu hiệu tă ng lên, ứng suất trung tính giảm đi, nước trong lỗ rỗng của đất sẽ thấm theo phương ngang vào cọc rồi sau đó thoát ra ngoài dọc theo chiều dài cọc.

Bài toán cố kết thấm của nền đất khi gia cố bằng cọc cát – xi măng – vôi cũng giống như bài toán c ố kết thấm của nền khi dùng c ọc cát và đã đượ c nhiều nhà khoa học nghiên cứu. Năm 1935, L.Rendulic đã đưa ra phương trình vi phân cố kết đối xứng để xác định trị số áp lực nước lỗ rỗng trong nền và năm 1942, N.Carrillo đã phân bài toán cố kết thấm 3 chiều thành tổng hợp của bài toán cố kết thấm theo chiều thẳng đứ ng và theo h ướng xuyên tâm. K.Terzaghi đã dùng phương pháp giải tích để giải bài toán cố k ết thấm theo chiều thẳng đứng, còn R.E.Glover, R.A.Barron đã giải bài toán cố kết thấm theo hướng xuyên tâm. Năm 1948, R.A.Barron đã đưa ra lời gi ải toàn diện đầu tiên cho bài toán cố kết của trụ đất có chứa một cọc cát (cát – xi măng – vôi) ở giữa.

Khi trong nền có các cọc cát – xi măng – vôi, chiều dài đường thấm theo ph ương ngang s ẽ nhỏ hơn nhiều lần chiều dài đường thấm theo phương đứng, do đó có thể coi vai trò thoát nước

theo phương ngang của cọc cát – xi măng – vôi là chủ yếu. Tuy vậy, trong tính toán quá trình cố kết của nền đất gia cố vẫn thường xác định độ cố kết toàn phần (kết quả tổng hợp của quá trình thoát nước theo phương ngang và theo phương đứng) bằng định đề Carrillo:

P = 1 – (1 – Ph)(1 – Pv)

trong đó :

P : độ cố kết toàn phần của đất

Ph : độ cố kết trung bình của đất theo phương ngang

Pv : độ cố kết trung bình của đất theo phương đứng

Hệ số thấm của cọc cát – xi măng – vôi ảnh hưởng nhiều đến quá trình cố kết của nền đất. Theo nhiều nghiên cứu, khi hệ số thấm ngang của nền đất kh < 1.10-7 cm/s hoặc hệ số cố kết theo phương ngang Ch < 1.10-4 m2/ng.đ thì tác dụng cố kết của nền đất sẽ bị hạn chế. Để đảm

bảo cọc cát – xi măng – vôi làm việc tốt trong quá trình cố kết thì hệ số thấm của vật liệu cọc cần lấy > 2¸ 3 m/ng.đ. Muốn vậy, cần chế tạo mẫ u chế bị với các t ỷ lệ xi măng, cát và vôi khác nhau và ti ến hành thí nghiệm mẫu xác định hệ số thấm. Để đánh giá định lượng quá trình cố kế t của nền đất khi gia cố bằng cọc cát – xi măng – vôi có thể đặt các thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng tại các thời điểm trước, sau khi gia cố và trong thời gian sử dụng công trình.

3. Quá trình gia tăng cường độ ca cc gia c và sc kháng ct ca đất nn

Khi gia cố nền đất yếu bằng cọc cát, sức kháng cắt của cọc cát dưới tác dụng của tải trọng ngoài xác định theo định luật Coulomb t = s tgj , vớ i j là góc ma sát trong của cát. Khi trộn thêm xi mă ng và vôi vào cát, do hình thành liên k ết xi măng – vôi trong cọc nên khả năng chịu lực nén và lực cắt của cọc gia cố tăng lên đáng kể. Lúc đó, sức kháng cắt của cọc cát – xi măng – vôi xác định theo biểu thức t = s tgj + Cxm , với Cxm là lực dính được tạo nên bởi liên kết xi măng – vôi. Giá trị Cxm có thể xác định được nhờ thí nghiệm cắt các mẫu chế bị ở trong phòng.

Như vậ y, khác với c ọc cát, cọc cát – xi măng – vôi có độ bền lớn nhờ lực dính trong hỗn hợp tạo cọc tăng lên. Độ bền của c ọc cát – xi măng – vôi phụ thuộc vào lực dính trong liên kết xi măng – vôi, nghĩa là phụ thuộc vào hàm lượng xi măng và vôi trong hỗn hợp tạo cọc.

Mặt khác, khi trộn xi măng, vôi vào trong cát và đưa vật liệu vào nền đất, ở mặ t tiếp xúc giữa cọc và đất nền sẽ xảy ra quá trình trao đổi ion và phản ứ ng puzolan. Các ion calci hoá trị 2 thay th ế các ion natri và hydro hoá trị 1 ở trong lớ p điệ n kép bao quanh mỗi hạt khoáng vật sét. Vì cầ n ít hơn calci hoá trị 2 để trung hoà lưới điện âm trên mặt của mỗi khoáng vật sét nên giảm được kích thước của lớp điện kép và do đó làm tăng lực hút của các hạt sét, dẫn đến lực dính của đấ t tăng lên. Hơn nữa, silic và nhôm trong khoáng vật sét sẽ phản ứng với silicat calci và hydrat nhôm calci trong phản ứng puzolan, tạo ra các hợp chấ t có độ bền cao và rất bền trong môi trường nước. Những quá trình này làm tăng lực ma sát và lực dính của đất xung quanh cọc gia cố, dẫn đến làm gia tăng cường độ của đất nền.

Cần phải nhấn mạnh rằ ng, tất cả các quá trình nén chặ t cơ học, quá trình c ố kế t, quá trình gia tăng cường độ của cọc và đất nền khi gia cố bằng cọc cát – xi mă ng – vôi đều có liên hệ hữu cơ với nhau. Các quá trình này không độc lập với nhau mà diễn ra đồng thời với nhau, là động lực thúc đẩy phát triển của nhau.

4. Tính toán sc chu ti và biến dng ca nn đất sau gia c

Hiện nay, việc tính toán sức chịu tải và bi ến dạ ng c ủa nền gia cố bằng cọc cát – xi măng – vôi đang còn là vấn đề tranh cãi. Một số nhà khoa học kiến nghị tính toán như đối với c ọc cứng, số khác lại đề nghị tính toán như đối với nền thiên nhiên, có tác giả lại đề nghị tính toán sức chịu tải như đối với c ọc cứ ng, còn biến dạng thì tính toán theo nền. Sở dĩ còn nhiều những quan điểm trái ngược nhau là vì bản thân vấn đề rất phức tạp, cầ n phải có nhiều công trình nghiên cứu lý thuyế t và thực nghiệm làm sáng tỏ vai trò mang tải c ủa cọc, của đất nề n xung quanh cọc, ngh ĩa là xem cọc và nề n cùng đồng thời làm việc. Theo chúng tôi, vấn đề sẽ đơn giản hơn nhiề u nếu quan niệm nền đất yếu đã đượ c gia cố là một nền mới, có tính chất cơ lý mới. Rõ ràng là, trước khi gia cố, nền thiên nhiên là một nền đất yếu với các tính chất cơ lý không đáp ứng được yêu cầu xây dựng. Sau khi gia c ố, các ch ỉ tiêu cơ lý đã thay đổi một cách đáng kể như độ ẩm, hệ số rỗng giảm, khối lượng thể tích, lực dính, góc ma sát trong tăng nhờ các quá trình nén chặt cơ học, cố kế t và tác dụng của các phản ứng hoá lý gi ữa xi mă ng, vôi và đất nền trong quá trình gia cố. Vì vậy, việc tính toán sứ c chịu tải và độ lún c ủa nền sau gia cố có thể tính như đối với nền thiên nhiên. Tuy nhiên, cần phân biệt hai trường hợp là trường hợp thi công nhanh và trường hợp thi công chậm.

a. Trường hp thi công chm:

Khi gia cố nền, tức là đã tác dụng một tải trọng ngoài vào nề n đất (tả i trọng đó là khối lượng vật liệu cát – xi mă ng – vôi đư a vào nề n) gây ra quá trình nén chặt cơ học (do thể tích vật liệu cát – xi măng – vôi chiếm ch ỗ thể tích lỗ rỗng trong đất), quá trình cố kết của đất nền (do hút nước làm đông cứng vữa xi măng, thoát n ước do áp lực hữu hiệu tăng, áp lực nước lỗ rỗng giảm) và các phản ứng hoá lý của xi mă ng, vôi với môi trường đất yếu. Các quá trình này xảy ra đồng thời ngay sau khi bắt đầu gia c ố nền nhưng kết thúc vào các thời điểm khác nhau. Quá trình nén ch ặt cơ học sẽ kết thúc ngay sau khi hoàn thành gia cố. Quá trình cố kết c ủa đất nền và tác d ụng hoá lý của xi măng, vôi vớ i đấ t nền sẽ kết thúc muộn hơn và sau bao lâu sẽ kết thúc thì cần phải có nghiên cứu chi tiết. Do vậy, nếu sau khi gia cố m ột thời gian, khi mà quá trình cố kế t và các phản ứng hoá lý của môi trường đã kết thúc, mớ i xây dựng công trình thì rõ ràng là, nền đất gia cố đã trở thành một nền mới, ứng suất trong nền gia cố đã được phân bố lại, tính chất cơ lý của nền đã thay đổi với các giá trị mới.

b. Trường hp thi công nhanh:

Trường hợp thi công nhanh, nghĩa là, sau khi quá trình gia cố nền kết thúc thì tiến hành xây dựng công trình ngay. Lúc này, chỉ có quá trình nén chặ t cơ học là kết thúc, còn quá trình cố kết và các phản ứng hoá lý của môi trường vẫn tiếp diễn. Tuy nhiên, quá trình nén chặt cơ học mới là chủ yếu, mà quá trình này thì đã kết thúc ngay sau khi gia cố. Do vậy, việc tính toán nền, theo chúng tôi, vẫn có th ể tiến hành như đối với tr ường hợp thi công chậm, nhưng có lưu ý đến tác dụng của quá trình cố kế t và phản ứ ng hoá lý của môi trường còn ch ưa kế t thúc, bằng cách đưa thêm vào áp lực gây lún một trị số nào đó của “áp lực gia cố” do trọng lượ ng vật liệu cát – xi măng – vôi gây ra. Trị số này có thể ước tính bằng 1/2 “áp lực gia cố”. Một số nhà chuyên môn có thể thắc mắc, khi tính như vậy thì khối lượng cát – xi mă ng – vôi đưa vào nền mất đi đâu ? Tạ i sao lại không đưa toàn b ộ tải trọng này vào giá tr ị áp lực gây lún của công trình mà lại ch ỉ đưa vào m ột giá tr ị nào đó ? Thực ra, việc đưa thêm vào trị số áp lực gây lún một giá trị bằng 1/2 “áp lực gia cố” cũng chỉ mang tính quy ước dựa vào các phân tích cơ sở phương pháp luận của vấn đề.

Chúng tôi cho rằng, khối lượng cát – xi măng – vôi đưa vào nền có thể coi là một tải trọng ngoài. Dưới tác dụng của tải tr ọng này, trong nền đất sẽ xuấ t hiệ n ứng suất phụ thêm s z gây biến dạng nền (cả theo phương dọc và phương ngang). Trị số của ứng suất phụ thêm bằng :

s z = s + U

trong đó, s – ứng suất hữu hiệu do hạt đất tiếp thu

U – ứng suất trung tính do nước tiếp thu

Cùng với thời gian, ứng suất hữu hiệu tăng lên, ứng suất trung tính giảm đi, như ng ở bất kỳ thời điểm nào trong nề n đất vẫn tồn tạ i mối tương quan trên. Trong trường hợp thi công chậm, các quá trình nén chặt cơ học, cố kết và phản ứng hoá lý giữa xi măng và môi trường đã kết thúc. Khi đó toàn bộ tải trọng ngoài (lượng cát – xi mă ng – vôi) do hạt đất tiếp thu (s z = s ), ứng suất trung tính bị triệt tiêu (U=0), biến dạng nền đạt trị số ổn định, nền được nén chặt hoàn toàn, trở thành một nền mới. Trong trường hợp thi công nhanh, chỉ quá trình nén chặt cơ học là kết thúc, còn quá trình cố kết và các phản ứng hoá lý giữ a xi mă ng, vôi và nền chưa kết thúc, nền đất ch ỉ biến dạng một phần, phầ n còn lạ i vẫ n tiế p tục diễn ra cùng với quá trình nén lún do tải trọng công trình xây dự ng. Như vậy, có thể quy ước, một nửa lượng cát – xi măng – vôi đã truyền cho hạt đất làm nền bị biế n dạng, tương ứng với quá trình nén chặt cơ học đã kết thúc; còn một nửa l ượng cát – xi mă ng – vôi s ẽ vẫn tiếp tục gây ra biến dạng nền, tương ứng với quá trình cố kết và tác dụng hoá lý giữa xi m ăng, vôi và đất nề n. Do đó, khi tính lún công trình cầ n thêm vào trị số áp lực gây lún một giá trị bằng một nửa khối lượng cát – xi măng – vôi đưa vào nền.

Với quan niệm như vậ y, độ lún của nền sau gia cố có thể được tính bằng phương pháp cộng lún từng lớp theo công thức :

trong đó: n – số lớp đất phân chia trong chiều sâu chịu nén của công trình

s i – ứng suất trung bình phụ thêm ở giữa lớp đất phân tố thứ i

hi – chiều dày lớp phân tố thứ i

b – hệ số không thứ nguyên, phụ thuộc vào hệ nở hông của đất

E0i – môđun tổng biến dạng của lớp đất thứ i, xác định bằng bàn nén ở hiện trường. Cũng có thể tính độ lún theo công thức:

trong đó : Cc – chỉ số nén của đất, xác định theo đường cong nén lún trong hệ toạ độ bán logarit

h – chiều dày lớp đất tính lún e 0 – hệ số rỗng ban đầu của đất

s 0 – áp lực nén ban đầu của dất do trọng lượng bản thân của đất gây ra

D s – áp lực do tải trọng ngoài tác dụng lên lớp tính lún.

5. Kết lun

Từ những vấn đề đã trình bày ở trên có th ể khẳng định rằng, hoàn toàn có thể xây dựng được cơ sở phương pháp luận của phương pháp gia cố nền đất yếu bằng cọc cát – xi măng – vôi. Các

cơ sở này là các quá trình nén chặt cơ học, quá trình c ố kết, quá trình gia tăng cường độ của cọc và của đất nền khi gia c ố cũng như nguyên lý tính toán sức chịu tải và biến dạng của nền sau gia cố. Nếu các cơ sở lý thuyết này được minh ho ạ và kiểm chứ ng bằng các số liệu nghiên cứu thực nghiệm đầy đủ thì phương pháp gia cố nền đất yếu bằng cọc cát – xi măng – vôi có thể được áp dụng rộng rãi trong xây dựng các công trình có quy mô, tải trọng vừa và nhỏ, mang lại hiệu quả kinh tế cao.

III . CÁC CÔNG NGH KHOAN PHT

Hình 1- Nguyên lý một số công nghệ khoan phụt chống thấm cho công trình thuỷ lợi

Hình 2: Phạm vi ứng dụng của các loại khoan phụt

a.  Khoan pht truyn thng:

Khoan phụt truyền thống (còn đượ c gọi là khoan phụt có nút bịt) được thực hiện theo sơ đồ hình 2. Mục tiêu c ủa phương pháp là sử dụng áp lực phụt để ép vữa xi măng (hoặc ximăng – sét) l ấp đầy các lỗ rỗng trong các kẽ rỗng của nền đá nứt nẻ. Gần đây, đã có những cải tiến để phụt vữa cho công trình đất (đập đất, thân đê, … ).

Phươ ng pháp này sử dụng khá phổ biến trong khoan phụt nề n đá nứt nẻ, quy trình thi công và kiểm tra đã khá hoàn chỉnh. Tuy nhiên. vớ i đất cát mịn hoặc đất bùn yếu, mực nước ngầm cao hoặc nước có áp thì không kiểm soát được dòng vữa sẽ đi theo hướng nào.

Hình 2- Sơ đồ khoan phụt có nút bịt b. Khoan pht kiu ép đất

Khoan phụt kiểu ép đất là biện pháp sử dụng vữa phụt có áp lực, ép vữa chiếm chỗ của

đất.

c.   Khoan pht thm thu

Khoan phụt thẩm thấu là biệ n pháp ép vữa (thườ ng là hoá chất hoặc ximăng cực mịn) với áp lực nhỏ để vữ a tự đi vào các lỗ rỗng. Do vật liệu sử dụng có giá thành cao nên phương pháp này ít áp dụng.

d.  Khoan pht cao áp (Jet – grouting)

Công nghệ trộn xi măng với đất tại chỗ- dưới sâu tạo ra cọc XMĐ được gọi là công nghệ trộn sâu (Deep Mixing-DM).

Hiện nay phổ biến hai công nghệ thi công cọc XMĐ là: Công nghệ trộn khô (Dry Mixing) và Công nghệ trộn ướt (Wet Mixing).

+ Công ngh trn 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 XM bơm theo trục khoan.

+ Công ngh trn ướt (hay còn gi là Jet-grouting):

Phương pháp này dựa vào nguyên lý cắt nham thạch bằ ng dòng nước áp lực. Khi thi công, trước hết dùng máy khoan để đưa ống bơm có vòi phun bằng hợp kim vào tới độ sâu phả i gia cố (nước + XM) với áp lực khoảng 20 MPa từ vòi bơm phun xả phá vỡ tầng đất. Với lực xung kích c ủa dòng phun và lực li tâm, trọng lự c… sẽ trộn lẫn dung dịch vữa, rồi sẽ được sắp xếp lại theo một tỉ lệ có qui luật giữa đất và vữa theo khối lượng hạt. Sau khi vữa cứng lại sẽ thành cột XMĐ.

Hiện nay phổ biến hai công nghệ thi công cọc XMĐ là: Công nghệ trộn khô (Dry Jet Mixing) và Công nghệ trộn ướt (Wet Mixing hay còn gọi là Jet-grouting).

Hiện nay trên thế giới đã phát triển ba công nghệ Jet-grouting: đầu tiên là công nghệ S, tiếp theo là công nghệ T, và gần đây là công nghệ D.

–  Công nghệ đơn pha S: Công nghệ đơn pha tạo ra các cọc XMĐ có đường kính vừa và nhỏ 0,4 – 0,8m. Công nghệ này chủ yếu dùng để thi công nền đất đắp, cọc…..

–  Công nghệ hai pha D: Công nghệ hai pha tạo ra các cọc XMĐ có đường kính từ 0,8 – 1,2m. Công nghệ này chủ yếu dùng để thi công các tường chắn, cọc và hào chống thấm.

–  Công nghệ ba pha T: Phụt ba pha là phương pháp thay thế đất mà không xáo trộn

đất. Công nghệ T sử dụng để làm các cọc, các tường ngăn chống thấm, có thể tạo ra cột Soilcrete đường kính đến 3m

IV . PHM VI VÀ THC TẾ ỨNG DNG

Nước ứng dụng công nghệ DMM nhiều nhất là Nhật Bản và các nước vùng Scandinaver. Theo thống kê của hiệp hội CDM (Nhật Bản), tính chung trong giai đoạn 80-96 có 2345 dự án, sử dụng 26 triệu m3 BTĐ. Riêng từ 1977 đến 1993, lượng đấ t gia cố bằng DMM ở Nhật vào khoảng 23,6 triệu m3 cho các dự án ngoài biển và trong đất liền, với khoảng 300 dự án. Hiệ n nay hàng năm thi công khoảng 2 triệu m3. Tại Trung Quốc, công tác nghiên cứu bắt đầu t ừ năm 1970, tổng khối lượng xử lý bằng DMM ở Trung Qu ốc cho đến nay vào khoả ng trên 1 triệu m3. Tại Châu Âu, nghiên c ứu và ứng dụng bắt đầu ở Thụy Đ iển và Phần Lan bắt đầu từ năm 1967. Năm 1974, một đê đất thử nghiệm (6m cao 8m dài) đã được xây dựng ở Phầ n Lan s ử dụng cột vôi đất, nhằm mục đích phân tích hiệu quả của hình dạng và chiều dài cột về mặt khả năng chịu tải.

Tại Việt Nam, từ năm 2002 đã có một s ố dự án bắt đầu ứ ng dụng cọc XM Đ vào xây dựng các công trình trên nền đất, cụ thể như: Dự án cảng Ba Ngòi (Khánh Hòa) đã sử dụng 4000m cọc XMĐ có đường kính 0,6m thi công bằng trộn khô; xử lý nền cho b ồn chứ a x ăng dầu đường kính 21m, cao 9m ở Cần Thơ. Năm 2004 c ọc XMĐ được sử dụng để gia cố nền móng cho nhà máy nước huyện Vụ Bả n (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 khuyế t tật cho các cọc nh ồi của cầu Thanh Trì (Hà Nội). N ăm 2005, một số dự án cũng đã áp d ụng cọc XMĐ như: dự án thoát nướ c khu đô thị Đồ Sơn – Hả i Phòng, Gia cố nền móng kho khí hoá lỏng Cần thơ, dự án sân bay Cần Thơ, dự án cảng Bạc Liêu….

Năm 2004, Vi ện Khoa học Thủy l ợi đã tiếp nhận chuyển giao công nghệ khoan phụt cao áp (Jet-grouting) từ Nh ật Bản. Đề tài đã ứng dụng công nghệ và thi ết bị này trong nghiên cứu sức chịu tải của c ọc đơn và nhóm cọc, khả năng ch ịu lực ngang, ảnh hưởng của hàm lượng XM đến tính chất của XMĐ,… nhằm ứng dụng cọc XMĐ vào xử lý đất yếu, chống thấm cho các công trình thuỷ lợi. Nhóm đề tài cũng đã s ửa chữa chống thấm cho Cống Trại (Nghệ An), cống D10 (Hà Nam), Cống Rạch C (Long An)…

Tại thành phố Đà Nẵng, Nha trang và nhất là thành phố Hồ Chí Minh cọc XMĐ được ứng dụng ở cho công trình dưới 2 hình thứ c: Làm tường trong đấ t và làm c ọc thay cọc nhồi. Sau đây là một số hình ảnh mô tả ứng dụng Cọc XNĐ trong việc thiết kế làm tường vây đào hố móng:

Máy thi công cọc XMĐ                                          Máy đang thi công cọc XMĐ

Cọc XMĐ dùng thay cọc khoan nhồi cho khách                       Đầu cọc XMĐ chuẩn bị thí nghiệm

sạn tư nhân ở Nha trang

Cọc XMĐ dùng làm tường vây cho một công trình ở Vũng tàu

Cọc XMĐ dùng làm tường vây cho một công trình ở Vũng tàu

Cọc XMĐ dùng làm tường vây cho công trình 145 Phan Chu Trinh ở Vũng tàu

Cọc XMĐ dùng làm tường vây cho công trình Sài gòn Pearl-Nguyễn Hữu Cảnh-Tp. HCM

Cọc XMĐ dùng làm tường vây cho công trình Sài gòn Pearl-Nguyễn Hữu Cảnh-Tp. HCM

Cọc XMĐ dùng làm tường vây cho công trình:  23-Nguyễn Thị Huỳnh – Tp. HCM

V . TÍNH TOÁN CC XI MĂNG ĐẤT

Tính toán cọc XMĐ theo 3 quan điểm :

–  Quan điểm xem cọc XMĐ làm việc như cọc.

–  Quan điểm xem các cọc và đất làm việc đồng thời.

–  Tính toán theo cả 2 quan điểm trên.

Phần mềm dùng để tính toán : Plaxis

VI . TRÌNH T THI CÔNG CC XI MĂNG ĐẤT

Thi công cải tạo nền đất yếu bằng cọc XMĐ có thể theo các bước như sau:

–  Định vị và đưa thiết bị thi công vào vị trí thiết kế

–  Khoan hạ đầu phun trộn xuống đáy khối đất cần gia cố

–  Bắt đầu quá trình khoan trộn và kéo dần đầu khoan lên đến miệng lỗ

–  Đóng tắt thiết bị thi công và chuyển sang vị trí mới.

VII . MT S LƯU Ý KHI THIT K VÀ THI CÔNG CC XI MĂNG ĐẤT

Do việc thiết kế cọc XMĐ th ường được dựa trên nhưng giả thiết do vậ y công tác thí nghiệm là rất quan trọng. Sau đây là một số thí nghiệm cần lưu ý khi thiết kế:

a.Thí nghim xuyên tĩnh có đo áp lc nước l rng CPTU;

b.Thí nghim nén c kết;

c. Thí nghim hn hp xi măng đất (để xác định hàm lượng xi măng s dng cho gia c);

 

d.Thí nghim ct cánh;

e. Thí nghim trn đất ti ch vi xi măng theo tiêu chun ca Thy Đin;

Khi thi công ngoài hiện trường cần có một số thí nghiệm, đo và quan trắc như sau:

a. Thí nghim xuyên ct tiêu chun, kết qu thí nghim sc kháng ct được so sánh vi kết qu thí nghim trong phòng, giá tr hàm lượng xi măng được chp thun là giá tr sao cho cường độ kháng ct ca cc tương đương vi kết qu phòng thí nghim;

 

b.Thí nghim nén ngang;

c. Thí nghim nén tĩnh mt ct;

d.Thí nghim đào ct;

e. Thí nghim cht ti trên mt ct;

  1. f.  Thí nghim cht ti toàn phn;

g.Quan trc đo lún trên hin trường;

  1. h.  Quan trc đo áp lc nước trong khi gia c;
  2. i.  Quan trc do độ lún theo độ sâu ca tng đất ca khi gia c……

Dựa trên các kết quả thí nghiệm và quan trắc người kỹ s ư thiết kế và thi công đề ra những biện pháp cần thiết cho việc xử lý nền móng công trình.

VIII . TÀI LIU THAM KHO

  1. 1.  Bergado D. T., Chai J. C., Alfaro M. C., Balasubramanian A. S., 1994. Những biện pháp kĩ thuật mới cải tạo đất yếu trong xây dựng. Nxb Giáo dc, Hà Ni.

 

  1. 2.   Hoàng Văn Tân, Trn Đěnh Ngô và nnk, 1973. Những phương pháp xây dựng công trình trên nền đất yếu. Nxb Khoa hc k thut, Hà Ni.

 

  1. 3.  Nguyn Trp, Nguyn Mnh Dân, Nguyn Hng Sinh, Phm Quy Ho, Nguyn Anh Dũng, 1985. Gia cố nền đất yếu bằng các phương pháp cọc đất – vôi, đất – xi măng và

cốt thoát nước chế tạo sẵn. Chương trình ng dng tiến b KHKT 26-03-03-07. Vin KHKT Xây dng, Hà Ni.

4. Cơ s phương pháp lun ca vic ng dng phương pháp gia c nn đất yếu bng cc cát-xi măng-vôi.

Tạ Đức Thnh, Vũ Thi ết Tường,1Đại hc MĐịa cht, Đông Ngc, T Liêm, Hà Ni 2Vin nghiên cu Địa cht và khoáng sn, Thanh Xuân, Hà Ni

Chuyên mục:Bài viết, Cọc vữa Thẻ:

Xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cọc đất – xi măng kết hợp gia tải nén trước

27/06/2012 1 Bình luận

Mở đầu

Khi xây dựng các công trình có tải trọng lớn trền nền đất yếu cần phải có các biện pháp xử lý đất nền bên dưới móng công trình, nhất là những khu vực có tầng  đất yếu khá dày như vùng Nhà Bè, Bình Chánh, Thanh Đa ở thành phố Hồ Chí Minh và một số tỉnh ở đồng bằng sông Cửu Long. Có rất nhiều biện pháp xử lý nền đất yếu, ở đây xin giới thiệu phương pháp xử lý nền đất yếu bằng cọc đất – xi măng kết hợp với việc gia tải nén trước. Phương pháp này tuy không mới trên thế giới nhưng ít được sử dụng ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh và một số tỉnh ở đồng bằng sông Cửu Long.

I. Sơ đồ về thiết kế móng xi lô

 Tại Nhà Bè, các xi lô có đường kính 32.2m, cao 14m, chứa 10.000 m3

Tại Trà Nóc, các xi lô có đường kính 34.0m, cao 14m, chứa 12.500 m3

 

Các cọc được bố trí như sau: từ tâm ra 12.5 m bố trí xen kẽ cọc 7m và 20m theo lưới ô vuông với khoảng cách giữa các tim cọc là từ 75-115 cm. Từ 12,5 m ra đến hết đường kính của móng được bố trí cọc 10m và 20 m xen kẽ theo dạng rẻ quạt với khoảng cách giữa các tim cọc là 50 cm.

Toàn bộ khối móng được thiết kế và tính toán cho lún S = S1 + S2 < 50 cm trong 15 năm. Theo các nhà thiết kế tính toán lún tức thời sẽ kết thúc ngay khi thử tải bằng nước là 5.7 cm và độ lún phần dưới khối móng là 40.6 cm. Tải trọng làm việc của móng khi đưa vào sử dụng tại Nhà  Bè là 1.3 kg/cm2, tại Trà Nóc là 1.5 kg/cm2.

II. Tính chất cơ lý của đất nền

            Khu vực Nhà Bè

            Lớp 1: Đất đắp có bề dày 0.8 – 1.2 m – sẽ bóc bỏ khi xây dựng

            Lớp 2: Bùn sét trạng thái chảy có bề dày từ 27-28m, đây là lớp đất được xử lý để làm móng cho xi lô

            Lớp 3: Than bùn đang phân huỷ màu xám nâu, dày từ 1 – 1.8 m

            Các lớp bên dưới gồm sét và cát có sức chịu tải lớn không cần xử lý

            Khu vực Trà Nóc

            Lớp 1: Đất đắp có bề dày 1.0 – 1.1 m – sẽ bóc bỏ khi xây dựng

            Lớp 2: Sét màu xám nâu, xám đen trạng thái dẻo cứng, bề dày 0.6 m

            Lớp 3: Bùn sét trạng thái chảy có bề dày từ 10.8 – 13.0 m, đây là lớp đất được xử lý để làm móng cho xi lô

            Lớp 4: Bùn sét xen kẹp cát, dày từ 16.0 – 16.9, đây là lớp đất được xử lý để làm móng cho xi lô.

            Các lớp bên dưới gồm sét và cát có sức chịu tải lớn không cần xử lý

III.Chất lượng cọc đất – xi măng

Trong quá trình khảo sát, đã lấy mẫu đất ở độ sâu từ 0 – 25 m để làm thí nghiệm thiết kế Mac cho cọc với hàm lượng xi măng thay đổi khác nhau và chọn ra tỷ lệ xi măng và đất tích hợp như sau:

Hình 3a: Sau 14 ngày cường độ đạt 8.41 kG /cm2

Hình 3b: Sau 28 ngày cường độ đạt 8.67 kg/cm2

 

Cácthí nghiệm trên cọc thử ngay tại hiện trường bằng phương pháp xuyên cắt tiêu chuẩn (SCPT) đều cho kết thúc kết quả sau 22 ngày và 27 ngày.

Về chất lượng cọc xi măng là rất tốt, chứng tỏ đất trong cọc đã được gia cố tốt, đủ khả năng làm móng cho các kết cấu có tải trọng lớn được xây dựng bên trên.

IV. Cơ sở lý thuyết tính toán

–          Kiểm tra sức chịu tải của lớp đất yếu cần được xử lý bằng công thức:

                                    Rn =   1 (0.5DγNγ  + γHNq  + CNc)

                                                                          FS

            Trong đó: γ – Dung trọng tự nhiên của lớp đất

                            Rn: Cường độ chịu tải của đất nền

                            D- đường kính móng

                            C – lực dính của đất nền

                            H – chiều dày tầng đất yếu

                            FS – Hệ số an toàn (lấy FS = 2)

                       Nγ, Nq, Nc – Thông số sức chịu tải phụ thuộc vào góc ma sát trong của đất nền

–          Kiểm tra cường độ chịu tải của cọc đất xi măng sau khi được gia cố:

                                    Rc = 2τc + 3σh

            Với: Rc: Cường độ chịu tải của cọc

                     τc : cường độ kháng cắt của cọc dự kiến là 17.5 Tấn/m2

                             σh: Giá trị ứng suất ngang tác dụng lên thành cọc (thí nghiệm nén ngang)

–          Cường độ chịu tải của toàn khối móng được gia cố:

                                   Rn =   1 (0.5DγNγ  + γHNq  + CNc)

                                                                              FS

            Trong đó: γ – Dung trọng tự nhiên của lớp đất

                            Rn: Cường độ chịu tải của đất nền

                            D- đường kính móng

                            C – lực dính của đất nền

                            H – chiều dày tầng đất yếu cần xử lý (H= 20m và H = 25m)

                            FS – Hệ số an toàn (lấy FS = 2)

                            Nγ, Nq, Nc – Thông số sức chịu tải phụ thuộc vào góc ma sát trong của đất nền

            Các kết quả sau khi tính toán được ghi trong bảng 2 dưới đây:

Bảng 2: So sánh ứng suất tác dụng và cường độ chịu tải của đất nền và cọc

Ứng suất tác dụng (tấn/m2) Cường độ chịu tải (tấn/m2)

Phần đất

1.006

2.1

Phần cọc đất – xi măng

26.36

37.19

IV. Quá trình thực hiện

Phương pháp xử lý bằng cọc đất – xi măng khá đơn giản: bao gồm một máy khoan với hệ thống lưới có đường kính thay đổi tuỳ thuộc theo đường kính cột được thiết kế và các xi lô chứa xi măng có gắn máy bơm nén với áp lực lên tới 12 kg/cm2. Các máy khoan của Thuỵ Điển và Trung Quốc có khả năng khoan sâu đạt đến 35 m và tự động điều chỉnh định vị cần khoan luôn thẳng đứng. Trong quá trình khoan lưỡi được thiết kế để trộn đầu đất và xi măng, xi măng khô được phun định lượng liên tục và trộn đều tạo thành những cọc đất – xi măng đường kính 60 cm. Thời gian khoan cho một bồn có đường kính 34 m từ 45 – 60 ngày.

Sau khi khoan xong toàn bộ diện tích móng, các cọc đất được đào hở đầu cột và làm bằng phẳng. Vải địa kỹ thuật được trải lên trên để phân bố tải trọng đều cho móng. Xây dựng các mốc chuẩn và các mốc đo theo dõi lún.

Quá trình tiếp theo là chất tải. Việc chất tải nén trước và theo dõi lún tuân thủ theo quy trình quy phạm tiêu chuẩn xây dựng của Việt Nam.

Phương pháp gia tải nén trước nhằm các mục đích:

–          Tăng cường sức chịu tải của đất nền và khối móng

–          Tăng nhanh quá trình cố kết của đất nền và toàn bộ khối móng có độ lún ổn định trong thời gian ngắn.

VI.       Gia tải nén trước

Giai đoạn 1: Chất tải thử ở tâm móng với đường kính 12m, chiều cao tải 7.8 m tương đương với tải trọng 14.04 tấn/m2 vượt khoảng 8% so thiết kế. Bố trí 5 điểm đo theo dỗi lún, độ lún trung bình 57.4 cm. Độ lún vượt so với tính toán của thiết kế. Do đó phải thực hiện chất tải giai đoạn 2.

Giai đoạn 2: Chất tải toàn bộ diện tích móng với chiều cao tải 7.8 m. Bố trí 13 mốc đo theo dõi lún. Kết uqả sau thời gian chất tải và theo dõi độ lún kéo dài 4 tháng, độ lún trung bình của toàn khối móng là 103.65 cm. Đến khi kết thúc theo dõi lún thì tốc độ lún giảm xuống còn 1.9 mm/ngày đêm.

VII.     Nhận xét và khả năng áp dụng

Việc thiết kế móng mềm trên các khu vực đất yếu cho các công trình lớn cho phép chuyển vị lún lâu dài cần phải kết hợp phương pháp xử lý móng bằng cọc đất – xi măng với chất tải nén trước.

Về hiệu quả kinh tế: nếu sử dụng phương pháp cọc bê tông ép hoặc cọc khoan nhồi thì rất tốn kém do tầng đất yếu bên trên dày gần 30m. Sử dụng phương pháp cọc- đất xi măng tiết kiệm cho môi xmóng xi lô khoảng 600 triệu đồng.

Phương pháp xử lý đất yếu bằng cọc đất – xi măng sử dụng cho đất yếu có kết hợp gia tải nén trước là phù hợp và nhất là trong đất yếu có xen kẹp các lớp cát mịn như kh uvực Tra Nóc. Tuy nhiên cần phải theo dõi và nghiên cứu để đưa ra phương pháp tính toán hợp lý trong thiết kế.

Huỳnh Ngọc Sang, Nguyễn Văn Sơn, Nguyễn Hữu Tín

(Nguồn tin: T/C Phát triển Khoa học & công nghệ, tập 8/2005)

Chuyên mục:Bài viết, Cọc vữa Thẻ:

Một số cơ chế phá hoại của nền đắp trên đất yếu dùng cọc đất gia cố xi măng

Một số cơ chế phá hoại của nền đắp trên đất yếu dùng cọc đất gia cố xi măng

Tóm tt

Phương pháp trộn sâu để chế tạo các cọc đất gia cố xi măng đã được dùng ở Việt Nam cho các công ttrình trên nền đất yếu. Tuy nhiên, hiện nay Việt Nam v ẫn chưa có quy trình tính toán cho nền được gia cố bằng cọc xi măng đất. Để giúp người thiết kế hiểu rõ hơn một số cơ chế phá hoại củ a nền đắp trên đất y ếu được gia cố cọc xi măng đất, bài này trình bày một số dạng phá hoại được quan sát qua thí nghiệm mô hình trong buồng ly tâm.

I. Gii thiu chung

Phương pháp trộn sâu xi măng với đất để tạo ra các cọc đất gia cố xi măng (cement deep mixing method-CDM) đã bắt đầu được dùng ở Việt Nam để gia cố nền đất yếu. Phương pháp này có nhiều ưu điểm như:

+  Thời gian thi công nhanh;

+  Chiều sâu đất yếu được gia cố lớn (có thể đến 50m) với thiết bị thi công hiện nay;

+   Cường độ cọc đất gia cố xi măg tương đối cao. Nếu dùng lượng xi măng từ 150 đến 400kg/m3, cường độ nén một trục mẫu hình trụ là qu = 1.0 đến 15MN/m2 cho đất cát và qu = 0.5 đến 3 MN/m2 cho đất bụi và đất sét (Geotechnical Engineering Hanbook, 2003).

+   Với công nghệ hiện nay, cọc đất gia cố xi măng có thể được chế tạo với nhiều kích cỡ khác nhau. Ở Nhật Bản, máy trộn sâu có thể là 1 trục trộn cho đến 4 trục trộn. Với máy nhiều trục, các trục này được gắn với cánh quay và quay ngược chiều nhau khi trộn đất với xi măng để tạo ra cọc đất gia cố có chất lượng tốt, đồng đều. Đường kính cọc có thể từ 0.5 cho đến 1m. Gần đây ở Nhật Bản đã xuất hiện các thiết bị lớn có thể chế tạo cọc với diện tích là 1m2, 2,2m2, 5.7m2.

Cọc đất gia cố xi măng có thể được dùng cho nhiều loại hình công trình với nhiều mục đích khác nhau như:

+  Gia cố nền đường đắp trên đất yếu.

+  Tăng cường độ ổn định mái dốc;

+  Bảo vệ các công trình xung quanh hố móng đào;

Khi tính toán cọc đất gia cố xi măng cần phải kiểm toán: – Kiểm toán ổn định tổng thể công trình;

1-   Kiểm toán khả năng chịu tải của bản thân các cọc đất gia cố xi măng;

–  Kiểm toán độ lún của nền.

Bài viết này chỉ trình bày một số cơ chế phá hoại của cọc đất gia cố xi măng cho nền đường đắp mà người thiết kế cần phải xét đến trong tính toán.

II. n định tng th ca các cc đất gia c xi măng

Có hai dạng phá hoại chính cần phải xem xét đối v ới trường hợp mất ổn định tổng thể đó là: mất ổ n định do trượt ngang các cọ c đất gia cố; mất ổn định khi khối cọc quay quanh mép của khối, (Public Work Research Center, 2004).

Các dạng phá hoại này đã được nghiên cứu trong phòng thí nghiệm qua mô hình ly tâm. Với mô hình ly tâm, sự thay đổi áp lực địa tầng tăng dần tuyến tính theo độ sâu có thể được mô phỏng bằng lực ly tâm khi mô hình thí nghiệm được đư a vào buồng quay. Buồng ly tâm có tốc độ quay và bán kính càng lớn sẽ mô phỏng được các bài toán địa kỹ thuật có lớp đất càng cao. Ví dụ một khối đất có khối lượng 10kg, được quay trong buồng ly tâm với bán kính quay là 4m với vận tố c góc là ω=16 radians/s sẽ có một gia tốc hướng tâm là 4×162 = 1024m/s2 và lực ly tâm là 10kgx1024m/s2 xáp xỉ là 10kN. Nếu lấy trọng lượng thể tích củ a đất là 20kN/m3, tiết diện vuông góc với bán kính quay là 0.2 x 0.2m thì lực ly tâm của mô hình có th ể mô phỏng được áp lực địa tầng đến hơn 12m. Khi mô phỏng bài toán với tỷ lệ n thì tỷ lệ giũa bài toán thực và mô hình có thể tham khảo.

Bng 1. T l các đại lượng trong mô hình ly tâm so vi bài toán thc

Các đại lượng Giá trị trong bài Giá trị trong mô
toán thực hình với tỷ lệ 1:n
Chiều dài ll lm  = ll/n
Diện tích Al Am= Al/n2
Thể tích Vl Vm  = Vl/n3
ứng suất σl σm  = σl
Lực Fl Fm = Fl/n2
Mômen Ml Mm= Ml/n3
Chuyển vị l m=   l/n
Biến dạng εl εm= εl
Thời gian cố kết tct tcm  = tct/n2
Tần số (trong thí nghiệm động) fl fm= nfl
Thời gian cho các tương tác động ttd tmd  = ttd/n
Vận tốc (cho các thí nghiệm động) vl vm  = vt
Gia tốc (cho các thí nghiệm động) al am  = al/n

Do có sự thay đổi của gia tốc h ướng tâm theo bán kính nên có sự khác nhau về áp lực do trọng lượng bản thân và áp lực gây ra do lực hướng tâm như ng sự sai khác này là không đáng kể (Schofield, 1980). Với tính chất như đã nói trên mô hình ly tâm thường được sử dụng để nghiên cứu cơ ch ế phá hoại củ a các bài toán Địa kỹ thuật. Bài toán thự c tế được mô phỏng vớ i kích thước bé h ơn nhiều và tỷ lệ các đại lượng theo như Bảng 1. Dướ i tác dụng của gia tốc trọng trường (1g), sẽ không có sự phá hoại với mô hình, nhưng khi đưa mô hình vào buồng ly tâm và quay với tốc độ nhất định, mẫu sẽ chịu tác dụng của gia tốc hướng tâm, và sự phá hoại sẽ xảy ra giống như bài toán thực tế. Mặc dù vậy, mô hình này vẫn tồn tại một số nhược điểm, đó là các thuộc tính nội tại của đất như lực masát, lực dính đơn vị rất khó mô phỏng trong mô hình ly tâm (Nguyễn Đức Hạnh, Lê Thị Hồng Vân, 2006).

Các cọc đất gia cố có đường kính 2cm, dài 20cm, gia cường lớp sét mềm yếu dày 20cm. Khi đưa vào buồng quay ở 50g, mô hình tương đương vói 10m đất sét gia cố bằng cọc đất xi măng có đường kính 1m. Nền đường đắp mô phỏng được tăng dần trong quá trình quay, phá hoại xảy ra khi áp lực nền đắp xuống lớp sét khoảng 80kN/m2.

a. Mt n định do trượt ngang

Với kiểu phá hoại này các cọc đất gia cố và đất xung quanh các cọc di chuyển theo một khối khi mất ồn định.

Khi mất ổ n định theo dạng này có thể xem áp lực đất lên kh ối trượt phía nền đắp (bên phải là áp lực chủ động, còn áp lực đất lên khối trượ t phía trái là áp lực đất bị động. Phía dưới đáy khối trượt có hai thành phần: i) lực chống cắt trượt giữa cọc và đất dưới chân cọc; ii) lực chống cắt trượt giữa đất và đất.

Từ đó hệ số ồn định của khối trượt được xác định theo công thức sau:

Fs=    Fp  +Tcd   +Td d

(1)

Ea

Trong đó:

Fs  – Hệ số ổn định của khối;

Ep– Áp lực đất chủ động của lớp đất yếu phía trái;

Tcd – Lực chống cắt trượt giữa cọc và đất dưới đáy khối trượt. Td-d– Lực chống cắt trượt giữa đất và đất dưới đáy khối trượt.

Ea  – Áp lực đất chủ động lên khối, bao gồm cả phần đất đắp và đất yếu.

b. Mt n định do khi cc quay quanh mép ca khi

Dạng thứ hai của mất ổn định tổng thể là cả khối cọc và đất giữ a các cọc quay quanh mép của khối cọc. Để xác định độ ổn định dưới dạng phá hoại này, có thể dùng mô hình tính đơn giản.

Hệ số an toàn có thể tính theo công thức đơn giản sau:
Fs  =  M pc  + M pd   + M pk   + M dc  + M cc

(2)

Ea
Trong đó:

3

Mpc  – Mô men chống lật do áp lực bị động.

Mpd – Mô men chống lật do trọng lượng đất đắp trên khối đang xét. Mpk – Mô men chống lật do trọng lượng bản thân khối.

Mdc – Mô men chống lật do sức kháng cắt trượt dọc theo cọc gia có (chỉ nên tính cho các cọc ở mép khối).

Mcc – Mô men chống trượt do sức kháng cắt trượt của đất ở biên của khối mất ổn định. Ma – Mô men gây trượt co áp lực đất chủ động.

III. Mt n định do các cc không đủ cường độ

Ngoài cơ chế phá hoại đã xét ở trên ta còn phải kiểm toán trường hợp b ản thân cọ c không đủ cường đô. Phá hoại theo kiểu này có 3 dạng chính i) Cung trượt tròn cắt ngang qua các cọc; ii) trượt theo phương ngang cắt qua các cọc; iii) Khối trượt uốn gẫy các cọc.

Sau đây là một số mô hình tính đơn giản để xác định hệ số ổn định cho các dạng phá hoại kể trên.

a. Mt n định do trượt ngang

Mặt trượt tròn được dùng để kiểm toán cho trường hợp phá hoại này. H ệ số ổn định được xác định như việc đánh giá ổn định mái dốc thông thường, chỉ khác ở chỗ phải tính đến sức kháng cắt trượt của các cọc gia cố.

Sức kháng cắt của cọc đất gia cố có thể lấy bằng một nửa cường đô nén một trục (qu/2).

b. Mt n định do khi trượt ngang ct qua các cc
Hệ số ổn định được xác định theo công thức sau:
Fs  =   E p   +Tcc  +Td d

(3)

Ea

Trong đó:

Ep – Áp lực đất chủ động của lớp đất yếu phía trái. Tcc – Lực chống cắt trượt của cọc (lấy bằng qu/2)

Td-d– Lực chống cắt trượt giữa đất và đất dưới đáy khối trượt

Ea– Áp lực đất chủ động lên khối, bao gồm cả phần đất đắp và đất yếu.

Khi kiểm toán cọc b ị phá hoại theo kiểu này, cần khảo sát chiều sâu của khối trượt (z) để cho hệ số ổn định là nhỏ nhất.

c. Mt n định do khi trượt un gy các cc
Hệ số ổn định được xác định theo công thức:

Fs=  M pc  + M pd   + M pk   + M dc  + M cc  + M cu

(4)

Ea

Trong công thức trên các đại lượng tương tự như Công thức 2, ngoại trừ Mcu là mô men chống uốn gẫy của các cọc. Tương tự như trường hợp b, khi đánh giá ổn định cho trường hợp này cần phải xác định hệ số ổn định nhỏ nhất.

IV. Kết lun

Cọc đất gia cố xi măng chế tạo theo phương pháp trộn sâu là một phương pháp gia cố nền đất yếu có thể áp dụng kinh tế, hiệu qu ả ở n ướ c gta. Trong thiết kế và xây dựng cần xem xét một số cơ chế phá hoại nói trên, để hiểu rõ hơn cơ chế phá hoại, việc áp dụng thí nghiệm dùng buồng ly tâm nên được áp dụng ở nước ta.

TS Nguyn Đức Hnh, ThS Phm Thanh Hà

(Ngun tin: T/C Cu đường Vit Nam, s 5/2007)

TCXDVN 385 : 2006 “Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ XM đất

QUYẾT ĐỊNH

CỦA BỘ XÂY DỰNG SỐ 38/2006/QĐ-BXD NGÀY 27 THÁNG 12 NĂM 2006

VỀ VIỆC BAN HÀNH TCXDVN 385 : 2006 “PHƯƠNG PHÁP GIA CỐ NỀN ĐẤT YẾU

BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG”

 

 

 

BỘ TRƯỞNG BỘ XÂY DỰNG

Căn cứ Nghị định số 36/2003/NĐ-CP ngày 4/4/2003 của Chính phủ quy định chức năng, nhiệm vụ, quyền hạn và cơ cấu tổ chức Bộ Xây dựng;

          Xét đề nghị của Vụ trưởng Vụ Khoa học Công nghệ,

 

 

QUYẾT ĐỊNH

 

 

Điều 1. Ban hành kèm theo quyết định này 01 Tiêu chuẩn xây dựng Việt nam :

TCXDVN 385 : 2006  “Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ đất xi măng “

Điều 2. Quyết định này có hiệu lực sau 15 ngày, kể từ ngày đăng công báo.

Điều 3. Các Ông Chánh Văn phòng Bộ, Vụ trưởng Vụ Khoa học Công nghệ và Thủ trưởng các đơn vị có liên quan chịu trách nhiệm thi hành Quyết định này./.

KT. BỘ TRƯỞNG

  THỨ TRƯỞNG

Nguyễn  Văn  Liên

TCXDVN 385 : 2006 “Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng trụ XM đất

Cọc vữa xi măng

25/06/2012 1 Bình luận

Cọc xi măng đất là hỗn hợp giữa đất nguyên trạng nơi gia cố và xi măng được phun xuống nền đất bởi thiết bị khoan phun. Mũi khoan được khoan xuống làm tơi đất cho đến khi đạt độ sâu lớp đất cần gia cố thì quay ngược lại và dịch chuyển lên. Trong quá trình dịch chuyển lên, xi măng được phun vào nền đất (bằng áp lực khí nén đối với hỗn hợp khô hoặc bằng bơm vữa đối với hỗn hợp dạng vữa ướt).

Phạm vi ứng dụng

Khi xây dựng các công trình có tải trọng lớn trền nền đất yếu cần phải có các biện pháp xử lý đất nền bên dưới móng công trình, nhất là những khu vực có tầng đất yếu khá dày như vùng Nhà Bè, Bình Chánh, Thanh Đa ở thành phố Hồ Chí Minh và một số tỉnh ở đồng bằng sông Cửu Long.

Cọc xi măng đất là một trong những giải pháp xử lý nền đất yếu. Cọc xi măng đất được áp dụng rộng rãi trong việc xử lý móng và nền đất yếu cho các công trình xây dựng giao thông, thuỷ lợi, sân bay, bến cảng…như: làm tường hào chống thấm cho đê đập, sửa chữa thấm mang cống và đáy cống, gia cố đất xung quanh đường hầm, ổn định tường chắn, chống trượt đất cho mái dốc, gia cố nền đường, mố cầu dẫn…

Ưu điểm

So với một số giải pháp xử lý nền hiện có, công nghệ cọc xi măng đất có ưu điểm là khả năng xử lý sâu (đến 50m), thích hợp với các loại đất yếu (từ cát thô cho đến bùn yếu), thi công được cả trong điều kiện nền ngập sâu trong nước hoặc điều kiện hiện trường chật hẹp, trong nhiều trường hợp đã đưa lại hiệu quả kinh tế rõ rệt so với các giải pháp xử lý khác.(nếu sử dụng phương pháp cọc bê tông ép hoặc cọc khoan nhồi thì rất tốn kém do tầng đất yếu bên trên dày. Với 1 trường hợp đã áp dụng với lớp đất dày 30m, thì khi sử dụng phương pháp cọc- đất xi măng tiết kiệm cho mỗi móng xi lô khoảng 600 triệu đồng.

Xem chi tiết…

Chuyên mục:Cọc vữa