TIÊU CHUẨN QUỐC GIA TCVN 11820-4-2:2020 VỀ CÔNG TRÌNH CẢNG BIỂN – YÊU CẦU THIẾT KẾ – PHẦN 4-2: CẢI TẠO ĐẤT
TCVN 11820-4-2:2020
CÔNG TRÌNH CẢNG BIỂN – YÊU CẦU THIẾT KẾ – PHẦN 4-2: CẢI TẠO ĐẤT
Marine Port Facilities – Design Requirements – Part 4-2: Soil Improvement
Lời nói đầu
TCVN 11820-4-2:2020 biên soạn trên cơ sở tham khảo OCDI: Tiêu chuẩn kỹ thuật công trình cảng và bể cảng Nhật Bàn.
TCVN 11820-4-2:2020 do Viện Khoa học và Công nghệ Giao thông Vận tải biên soạn, Bộ Giao thông Vận tải đề nghị, Tổng cục Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng thẩm định, Bộ Khoa học và Công nghệ công bố.
Bộ tiêu chuẩn TCVN 11820, Công trình Cảng biển – Yêu cầu thiết kế dự kiến bao gồm các phần sau:
Phần 1: Nguyên tắc chung;
Phần 2: Tải trọng và tác động;
Phần 3: Yêu cầu về vật liệu;
Phần 4: Nền móng và cải tạo đất
– Phần 4-1: Nền móng;
– Phần 4-2: Cải tạo đất;
Phần 5: Công trình bến;
Phần 6: Đê chắn sóng;
Phần 7: Luồng tàu và bể cảng;
Phần 8: Ụ khô, âu tàu, triền và bến nhà máy đóng tàu;
Phần 9: Nạo vét và tôn tạo đất;
Phần 10: Công trình cảng khác.
Lời giới thiệu
Tiêu chuẩn này chỉ trình bày các phương pháp cải tạo đất thường được sử dụng trong các công trình cảng biển, các phương pháp cải tạo đất khác như: phương pháp đất gia cố nhẹ; phương pháp thay thế bằng xỉ lò cao dạng hạt; phương pháp trộn trước; phương pháp thoát nước cưỡng bức; phương pháp gia cố nông; phương pháp phụt hóa chất; phương pháp sử dụng chất ổn định có thể tham khảo tiêu chuẩn OCDI 2002 & 2009.
CÔNG TRÌNH CẢNG BIỂN – YÊU CẦU THIẾT KẾ – PHẦN 4-2: CẢI TẠO ĐẤT
Mairine Port Facilities – Design Requirements – Part 4-2: Soil Improvement
1 Phạm vi áp dụng
Tiêu chuẩn này được áp dụng cho công tác thiết kế cải tạo đất (thiết kế mới, cải tạo và nâng cấp) đối với các công trình cảng biển.
Tiêu chuẩn này có thể áp dụng cho công tác thiết kế cải tạo đất đối với công trình khác có điều kiện làm việc và đặc tính kỹ thuật tương tự.
2 Tài liệu viện dẫn
Các tài liệu viện dẫn sau đây rất cần thiết cho việc áp dụng tiêu chuẩn này. Đối với các tài liệu viện dẫn ghi năm công bố thì áp dụng phiên bản được nêu. Đối với tài liệu viện dẫn không ghi năm công bố thì áp dụng phiên bản mới nhất, bao gồm cả các sửa đổi, bổ sung (nếu có):
TCVN 2737: 1995, Tải trọng và tác động – Tiêu chuẩn thiết kế;
TCVN 9355: 2013, Cải tạo đất bằng thoát nước thẳng đứng (PVD) – Thiết kế, Thi công và Nghiệm thu;
TCVN 9403: 2012, Gia cố đất yếu – Phương pháp trụ đất xi măng;
TCVN 9844: 2013, Yêu cầu thiết kế, thi công và nghiệm thu vải địa kỹ thuật trong thi công khối đắp trên đất yếu;
TCVN 11713: 2017, Gia cố nền đất yếu bằng giếng cát – Thi công và nghiệm thu;
TCVN 11820-1: 2017, Công trình cảng biển – Yêu cầu thiết kế – Phần 1: Nguyên tắc chung;
TCVN 11820-2: 2017, Công trình Cảng biển – Yêu cầu thiết kế – Phần 2: Tải trọng và tác động;
TCVN 11820-3: 2019, Công trình Cảng biển – Yêu cầu thiết kế – Phần 3: Yêu cầu vật liệu;
BS EN 15237: 2007, Execution of special geotechnical works – vertical drainage (Thi công công tác địa kỹ thuật đặc biệt – thoát nước đứng).
3 Thuật ngữ, định nghĩa và từ viết tắt
3.1 Thuật ngữ, định nghĩa
Tiêu chuẩn này sử dụng các thuật ngữ và định nghĩa nêu trong TCVN 11820-1: 2017, TCVN 11820-2: 2017, TCVN 11820-3: 2019 và các thuật ngữ và định nghĩa sau:
3.1.1
Chất gia cố (Binder)
Vật liệu hoạt tính hóa học có thể sử dụng để trộn với đất để cải thiện các đặc trưng kỹ thuật xây dựng của đất như vôi, xi măng, các chất gia cố dựa trên nền tảng vôi và xi măng.
3.1.2
Hàm lượng chất gia cố (Binder content)
Tỷ lệ theo trọng lượng của chất gia cố khô đối với trọng lượng khô của đất cần cải tạo (%).
3.1.3
Cọc cát (Sand compacted Pile)
Cọc cát tiết diện tròn tạo bởi vật liệu hạt đầm chặt có tính thấm cao.
3.1.4
Máy trộn sâu (DM machine)
Máy có thể sử dụng để chế tạo các cột đất cải tạo.
3.1.5
Ổn định ngoài (External stability)
Kiểm tra ổn định của khối đồng nhất bao gồm đất đã cải tạo và kết cấu bên trên như một vật cứng trong quá trình tiến đến phá hoại.
3.1.6
Phá hoại do ép chặt (Extrusion failure)
Kiểu phá hoại khi đất không cải tạo giữa các tường dài bị ép chặt.
3.1.7
Cường độ hiện trường (Field strength)
Cường độ của đất cải tạo chế tạo tại hiện trường.
3.1.8
Nền đất cải tạo (Improved ground)
Vùng đất đã được cải tạo và đất chung quanh.
3.1.9
Cường độ trong phòng (Laboratory strength)
Cường độ của đất cải tạo chế tạo trong phòng thí nghiệm.
3.1.10
Đất cải tạo (Stabilized soil)
Đất đã cải tạo bằng cách trộn với chất gia cố.
3.1.11
Cải tạo kiểu chống (Fixed type improvement)
Một kiểu cải tạo trong đó cột đất cải tạo đạt đến lớp chịu tải.
3.1.12
Cải tạo kiểu treo (floating type improvement)
Một kiểu cải tạo trong đó cột đất cải tạo kết thúc trong một lớp đất yếu.
3.1.13
Ổn định trong (internal stability)
Kiểm tra phá hoại bên trong khối đất đã cải tạo.
3.1.14
Tỷ lệ diện tích thay thế (Replacement area ratio):
Tỷ lệ diện tích mặt cắt ngang của cọc cát đối với diện tích hình trụ giả thiết.
3.1.15
Đất nguyên thủy (Original soil)
Đất không cải tạo.
3.1.16
Khối đất cải tạo (Stabilized soil body)
Một loại kết cấu hình thành dưới đất với các cột đất cải tạo.
3.1.17
Tỷ lệ tập trung ứng suất (Stress concentration ratio)
Tỷ lệ ứng suất đứng tác động lên cột đất cải tạo (trong phương pháp trộn sâu) hay lên cọc cát (trong phương pháp cọc cát) so với của đất chung quanh.
3.1.18
Khả năng thoát nước (Discharge capacity)
Khả năng thoát nước của một bấc thấm bằng với diện tích mặt cắt ngang của bấc nhân với tính thấm chung theo phương dọc (thể tích nước đi qua phương đứng của của bấc trên đơn vị thời gian dưới gradient thủy lực bằng một đơn vị).
3.1.19
Đệm thoát nước (Drainage blanket)
Lớp thoát nước có tính thấm cao, tiếp xúc tốt với các bấc thấm và ngăn ngừa sự hình thành áp lực ngược lại trong các bấc thấm.
3.2 Từ viết tắt
SCP: Sand compacted Pile – Cọc cát
SPT: Standard Penetration test – Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn.
4 Nguyên tắc chung
Trình tự và phương pháp tính toán thiết kế trình bày trong tiêu chuẩn này dựa trên triết lý thiết kế theo phương pháp hệ số thành phần cho tải trọng và sức kháng theo kinh nghiệm của Nhật Bản.
5 Phương pháp thay đất
5.1 Khái quát
Phần này trình bày về phương pháp thay đất thường được sử dụng trong công trình cảng biển.
5.2 Phân tích ổn định
Ổn định của cát đắp cần được đánh giá bằng phân tích trượt cung tròn.
Phương pháp tính ổn định đối với phân tích trượt cung tròn cần tuân theo TCVN 11820-4-1: 2019.
Áp lực đất trên cọc cừ hay neo chôn trong khối đắp có thể đánh giá bằng lý thuyết áp lực đất truyền thống.
5.3 Phân tích lún
Khi đất dính còn lại bên dưới khối đắp (trong các trường hợp thay đất từng phần hay mái dốc đào), biên độ và tốc độ lún cố kết của đất dính cần được tính và khẳng định để đảm bảo các tiêu chí thiết kế.
5.4 Phân tích hóa lỏng
Khả năng hóa lỏng trong cát đắp cần được đánh giá tương ứng.
Nếu đánh giá khả năng hóa lỏng theo thí nghiệm nén ba trục (xem TCVN 11820-2: 2017, Điều 9. Hóa lỏng). Nhưng khả năng hóa lỏng có thể sơ bộ đánh giá dựa trên phân bố cỡ hạt và trị số N – SPT của cát thay thế.
Trong trường hợp hóa lỏng được dự tính xảy ra, vật liệu đắp cần được đầm chặt để có đủ cường độ.
5.5 Vật liệu đắp
Vật liệu đắp có phân bố cỡ hạt thích hợp với hàm lượng hạt mịn thấp, tốt nhất thấp hơn 15%.
Trị số N – SPT của cát đắp phụ thuộc vào nhiều yếu tố như phân bố cỡ hạt, trình tự thi công và thứ tự thay thế, thời gian giãn cách, gia tải và khác nữa.
Trị số N – SPT của cát đắp có thể ước tính khoảng 10 trong trường hợp đỗ từ các xà lan mở bụng công suất lớn có các cửa đáy, khoảng 5 trong trường hợp đổ từ các ben xe chở cát và nhỏ hơn 5 trong trường hợp phun từ máy bơm nạo vét.
Trị số N – SPT của cát đắp có thể tăng nhờ gia tải trong lịch sử một số trường hợp.
Góc ma sát trong của cát đắp phụ thuộc vào nhiều yếu tố như cỡ hạt, phân bố cỡ hạt, trình tự đắp và thứ tự thay thế, thời gian giãn cách và gia tải. Tuy nhiên thường có thể giả thiết khoảng 30 độ.
6 Phương pháp trộn sâu
6.1 Khái quát
Tiêu chuẩn này thiết lập nguyên tắc chung cho thiết kế đất cải tạo kiểu khối và kiểu tường theo phương pháp trộn sâu. Phương pháp trộn sâu được xem xét trong tiêu chuẩn này giới hạn trong các phương pháp như sau:
– Trộn bằng các thiết bị trộn cơ học khi không lấy đi sức chống đỡ ngang của đất chung quanh;
– Xử lý đất từ chiều sâu nhỏ nhất 3m;
– Xử lý đất tự nhiên, đất đắp, đất bãi thải và than bùn,…
Chỉ dẫn về những vấn đề thực tế của phương pháp trộn sâu, như trình tự và thiết bị thực hiện đã cho trong TCVN 9403:2012
6.2 Bố trí cải tạo điển hình
Mọi hình dạng đất cải tạo có thể tạo ra trong đất nền bằng các cách cải tạo kiểu: các cột đơn bố trí độc lập; các cột đơn chồng lên nhau; kiểu nhóm cột, kiểu tường, kiểu mạng lưới và kiều khối, như Hình 1.
1) Cải tạo kiểu cột đơn bố trí độc lập
Trong cải tạo kiểu cột đơn bố trí độc lập, thường sử dụng kiểu bố trí lưới ô vuông hay bố trí lưới tam giác như trên Hình 1 (a).
2) Cải tạo kiểu nhóm cột
Trong cải tạo kiểu nhóm cột, các bộ phận hay cột đất cải tạo độc lập được thi công theo các hàng bố trí kiểu chữ nhật hay tam giác trong đất như trên Hình 1 (b). Công tác thi công cần thời gian tương đối ngắn và khối lượng cải tạo nhỏ.
3) Cải tạo kiểu khối
Trong cải tạo kiểu khối, một khối đất cải tạo rất lớn được hình thành trong đất nền bằng cách chồng lấn các cột đất cải tạo như trên Hình 1 (c), Cách cải tạo này có thể đạt được khối cải tạo ổn định nhất, nhưng chi phí cao hơn và thời gian thi công dài hơn so với các kiểu cải tạo khác.
4) Cải tạo kiểu tường
Cải tạo kiểu tường bao gồm các tường dài và tường ngắn như trên Hình 1 (d). Ý tưởng cơ bản của thiết kế kiểu này là các tường dài có chức năng truyền các tác động bên ngoài đến đất nền mỏng, trong khi các tường ngắn có chức năng tăng tính nguyên vẹn của đất cải tạo.
5) Cải tạo kiểu mạng lưới
Cải tạo kiểu mạng lưới là kiểu trung gian giữa cải tạo kiểu khối và cải tạo kiểu tường. Các cột đất cải tạo được thi công bằng cách chồng lấn để tạo ra các khối cải tạo kiểu mạng lưới trong đất nền như trên Hình 1(e).
Hình 1 – Các kiểu cải tạo điển hình
(c) Cải tạo kiểu khối
(e) Cải tạo kiểu mạng lưới
Hình 1 – Các kiểu cải tạo điển hình (tiếp theo)
6.3 Thiết kế
Cần chọn kiểu cải tạo thích hợp tùy theo loại và quy mô công trình bên trên và các đặc trưng của đất nền để đảm bảo các yêu cầu thiết kế.
Cải tạo kiểu khối và cải tạo kiểu tường là các bố trí cải tạo điển hình trong công trình xây dựng cảng và bể cảng.
6.3.1 Khái quát
Khối đất cải tạo trong các kiểu cải tạo kiểu tường và kiểu khối bao gồm đất không cải tạo và các phần chồng lấn là không đồng nhất. Tuy nhiên trong thiết kế giả thiết khối đất cải tạo là vật liệu đồng nhất có cường độ đều.
Thiết kế phương pháp trộn sâu phải được thực hiện một cách thích hợp để đảm bảo yêu cầu thiết kế.
6.3.2 Trình tự thiết kế
Thiết kế cải tạo kiểu tường và kiểu khối cần được thực hiện theo trình tự thiết kế như trên Hình 2 bao gồm các nội dung: kiểm tra ổn định bên ngoài, ổn định bên trong, phân tích trượt cung tròn và dự báo lún.
Trong đất nền cải tạo kiểu tường, còn cần kiểm tra thêm phá hoại do ép chặt.
6.3.3 Tải trọng ngoài
Những tải trọng ngoài tác động lên khối cải tạo phải được xác định một cách thích hợp theo từng trường hợp kiểm tra.
Lực động đất cần được xác định thích hợp theo từng trường hợp kiểm tra khi có xét đến động đất trong thiết kế.
Hình 3 thể hiện sơ đồ các lực bên ngoài tác động lên khối đất cải tạo trong trường hợp một tường bến trọng lực.
Trong đất nền cải tạo kiểu tường bao gồm đất không cải tạo, các ngoại lực tác động lên đất không cải tạo và đất cải tạo cần được xác định riêng cho từng trường hợp kiểm tra.
Lực dính tác động lên các mặt đứng chủ động và bị động của khối cải tạo có thể lấy như đối với điều kiện tĩnh.
Trong điều kiện động đất, những lực dính này có thể giả thiết tác động theo các hướng có lợi.
Hình 2 – Trình tự thiết kế cải tạo kiểu khối và cải tạo kiểu tường
CHÚ DẪN:
Pa là tổng áp lực đất trên chiều dài đơn vị tác động lên mặt đứng của phía chủ động (kN/m);
Pah là thành phần ngang của tổng áp lực đất trên chiều dài đơn vị tác động lên mặt đứng của phía chủ động (kN/m);
Pav là thành phần đứng của tổng áp lực đất trên chiều dài đơn vị tác động lên mặt đứng của phải chủ động (kN/m);
Pp là tổng áp lực đất trên chiều dài đơn vị tác động lên mặt đứng của phía bị động (kN/m);
Pph là thành phần ngang của tổng áp lực đất trên chiều dài đơn vị tác động lên mặt đứng của phía bị động (kN/m);
Ppv là thành phần đứng của tổng áp lực đất trên chiều dài đơn vị tác động lên mặt đứng của phía bị động (kN/m);
Pw là tổng áp lực nước dư trên chiều dài đơn vị (kN/m);
Pdw là tổng áp lực nước động trên chiều dài đơn vị (kN/m);
W1 ÷ W9 là trọng lượng trên chiều dài đơn vị của từng phần (kN/m);
H1 ÷ H9 là lực quán tính trên chiều dài đơn vị của từng phần (kN/m);
Cua là tổng lực dính trên chiều dài đơn vị tác động trên mặt đứng của phía chủ động (kN/m);
Cup là tổng lực dính trên chiều dài đơn vị tác động trên mặt đứng của phía bị động (kN/m);
R là sức kháng cắt trên chiều dài đơn vị tác động trên đáy của khối đất đã cải tạo (kN/m);
T là tổng phản lực nền trên chiều dài đơn vị tác động trên đáy của khối đã cải tạo (kN/m);
t1, t2 là cường độ phản lực nền tại các chân của khối đất đã cải tạo (kN/m2).
Hình 3 – Các lực bên ngoài tác động lên khối đất đã cải tạo
6.3.4 Hệ số động đất
Thiết kế động đất cho đất cải tạo trộn sâu nên được đánh giá trong trường hợp động đất.
Hệ số động đất cho kết cấu bên trên (kh1k) lấy bằng kh1 theo điều 7.4, 2) của TCVN 11820-2: 2017.
Những hệ số động đất cho đất cải tạo (kh2k) và đối với áp lực đất động tác động lên kết cấu bên trên (k’h2k) có thể nhận được theo biểu thức (1).
|
kh2k = 0,65 kh1k k’h2k = kh1k |
(1) |
trong đó:
kh1k là hệ số động đất cho kết cấu bên trên;
kh2k là hệ số động đất cho các lực động tác động trên đất cải tạo trộn sâu;
k’h2k là hệ số động đất cho các lực động tác động trên kết cấu bên trên.
6.3.5 Phân tích ổn định ngoài
1) Ổn định ngoài của đất nền đã cải tạo cần được đánh giá theo phá hoại trượt, lật và sức chịu tải.
2) Phá hoại trượt của đất cải tạo nên được đánh giá theo biểu thức (2) khi giả thiết rằng đất cải tạo và kết cấu bên trên cùng dịch chuyển ngang dọc theo đáy của đất cải tạo.
a) Đối với trường hợp thường xuyên
|
|
(2a) |
b) Đối với trường hợp động đất
|
|
(2b) |
Trong đó:
| Rd | là giá trị sức kháng thiết kế (kN/m); |
| Rk | là giá trị đặc trưng của sức kháng (kN/m); |
| Sd | là giá trị thiết kế của tác động (kN/m); |
| Sk | là giá trị đặc trưng của tác động (kN/m); |
| γR | là hệ số thành phần của sức kháng; |
| γS | là hệ số thành phần của tác động; |
| m | là hệ số điều chỉnh. |
– Đối với cải tạo kiểu khối
– Đối với cải tạo kiểu tường
Phá hoại trượt nên được đánh giá theo các biểu thức (2c) và (2d) đối với hai kiểu phá hoại, được gọi là kiểu phá hoại I và II, (Hình 4).
+ Đối với kiểu trượt 1 (phá hoại trượt xảy ra chỉ trong lớp nền)
|
|
(2c) |
+ Đối với kiểu trượt 2 (phá hoại trượt xảy ra trong lớp nền và lớp đất không cải tạo bên trong giữa các tường dài)
|
|
(2d) |
trong đó:
Cua, Cup như chú thích Hình 3;
Fi là lực cắt trên đơn vị chiều dài huy động được trên đáy của đất cải tạo (kN/m);
Bi là chiều rộng của đất cải tạo (m);
Li là chiều dài của tường dài (m);
Ls là chiều dài của tường ngắn (m);
μ là hệ số ma sát của lớp nền.
Hình 4 – Minh họa các kiểu phá hoại trượt
– Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh trong Bảng 1 nên được sử dụng để kiểm tra phá hoại trượt, biểu thức (2).
Bảng 1 – Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh để kiểm tra phá hoại trượt
|
Trường hợp |
Hệ số thành phần của sức kháng, γR |
Hệ số thành phần của tác động, γs |
Hệ số điều chỉnh, m |
|
|
Trường hợp thường xuyên |
Kiểu khối |
0,90 |
1,09 |
1,00 |
|
Kiểu tường, trượt kiểu I |
0,90 |
1,09 |
1,00 |
|
|
Kiểu tường, trượt kiểu II |
0,91 |
1,10 |
1,00 |
|
|
Trường hợp động đất |
1,00 |
1,00 |
1,00 |
|
3) Phá hoại lật của đất cải tạo nên được đánh giá theo biểu thức (3) khi giả thiết rằng đất cải tạo và kết cấu bên trên quay quanh mép đáy phía trước của đất cải tạo.
a) Đối với trường hợp thường xuyên
|
|
(3a) |
b) Đối với trường hợp động đất
|
|
(3b) |
trong đó:
Bi là chiều rộng của đất cải tạo (m);
Cua là tổng cường độ chịu cắt không thoát nước của đất yếu phía chủ động (kN/m);
Cup là tổng cường độ chịu cắt không thoát nước của đất yếu phía bị động (kN/m);
Fi là lực cắt trên đơn vị chiều dài huy động được trên đáy của đất cải tạo (kN/m);
Rd là giá trị sức kháng thiết kế (kN/m);
Rk là giá trị đặc trưng của sức kháng (kN/m);
Sd là giá trị thiết kế của tác động (kN/m);
Sk là giá trị đặc trưng của tác động (kN/m);
γR là hệ số thành phần của sức kháng;
γS là hệ số thành phần của tác động;
m là hệ số điều chỉnh.
– Đối với cải tạo kiểu khối nằm trên lớp đất cát (cải tạo kiểu chống)
FRi = FRs
– Đối với cải tạo kiểu tường nằm trên lớp đất cát (cải tạo kiểu chống)
FRi = FRs + FRu
– Đối với cải tạo kiểu khối và kiểu tường nằm trên lớp sét (cải tạo kiểu treo)
FRi = Cuc. Bi
Trong đó:
FRs là tổng lực cắt trên đơn vị chiều dài huy động được trên đáy của đất cải tạo (kN/m)
FRu là tổng lực cắt trên đơn vị chiều dài huy động được của đất không cải tạo giữa các tường dài tại đáy của đất cải tạo (kN/m)
Cuc là cường độ cắt không thoát nước của đất yếu (kN/m2);
Ll là chiều dầy của tường dài (m);
Ls là chiều dầy của tường ngắn (m);
PPAHc là thành phần ngang của tổng lực chủ động tĩnh trên đơn vị chiều dài của nền đất chung quanh (kN/m);
PAVc là thành phần đứng của tổng lực chủ động tĩnh trên đơn vị chiều dài của nền đất chung quanh (kN/m);
PDAHc là thành phần ngang của tổng lực chủ động động trên đơn vị chiều dài của nền đất chung quanh (kN/m);
PDAVc là thành phần đứng của tổng lực chủ động động trên đơn vị chiều dài của nền đất chung quanh (kN/m);
PDPHc là thành phần ngang của tổng lực bị động động trên đơn vị chiều dài của nền đất chung quanh (kN/m);
PDw là tổng lực nước động trên đơn vị chiều dài (kN/m);
PPHc là thành phần ngang của tổng lực bị động tĩnh trên đơn vị chiều dài của nền đất chung quanh (kN/m);
PPVc là thành phần đứng của tổng lực bị động tĩnh trên đơn vị chiều dài của nền đất chung quanh (kN/m);
PRw là tổng lực nước dư trên đơn vị chiều dài (kN/m);
PSU là tổng lực do gia tải trên đơn vị chiều dài (kN/m);
Wbf là trọng lượng trên đơn vị chiều dài của đất đắp phía sau (kN/m);
Wf là trọng lượng trên đơn vị chiều dài của đất đắp (kN/m);
Wl là trọng lượng trên đơn vị chiều dài của nền đất cải tạo (kN/m);
Wm là trọng lượng trên đơn vị chiều dài của móng đá đổ (kN/m);
Ws là trọng lượng trên đơn vị chiều dài của đất cải tạo (kN/m);
Wsp là trọng lượng trên đơn vị chiều dài của kết cấu bên trên (kN/m);
Wu là trọng lượng trên đơn vị chiều dài của đất không cải tạo (trong trường hợp cải tạo kiểu tường) (kN/m);
XAVc là khoảng cách ngang của thành phần đứng của tổng lực chủ động tĩnh tính từ mép phía trước của đất cải tạo (m);
Xbf là khoảng cách ngang của trọng lượng đất đắp phía sau tính từ mép phía trước của đất cải tạo (m);
XDAVc là khoảng cách ngang của thành phần đứng của tổng lực chủ động động tính từ mép phía trước của đất cải tạo (m);
Xf là khoảng cách ngang của trọng lượng đất đắp tính từ mép phía trước của đất cải tạo (m);
Xi là khoảng cách ngang của trọng lượng đất cải tạo tính từ mép phía trước của nó (m);
Xm là khoảng cách ngang của trọng lượng đê đá đổ tính từ mép phía trước của đất cải tạo (m);
Xsp là khoảng cách ngang của trọng lượng kết cấu bên trên tính từ mép phía trước của đất cải tạo (m);
Xsu là khoảng cách ngang của tổng các lực gia tải tính từ mép phía trước của đất cải tạo (m);
yAHc là khoảng cách đứng của thành phần ngang của tổng lực chủ động tĩnh tính từ mép phía trước của đất cải tạo (m);
ybf là khoảng cách đứng của tổng lực quán tính do động đất của đất đắp phía sau tính từ đáy của đất cải tạo (m);
yDAHc là khoảng cách đứng của thành phần ngang của tổng lực chủ động động tính từ đáy của đất cải tạo (m);
yDPHc là khoảng cách đứng của thành phần ngang của tổng lực bị động động tính từ đáy của đất cải tạo (m);
yDw là khoảng cách đứng của tổng lực nước động tính từ đáy của đất cải tạo (m);
yf là khoảng cách đứng của tổng lực quán tính do động đất của đất đắp tính từ đáy của đất cải tạo (m);
yi là khoảng cách đứng của tổng lực quán tính do động đất của đất cải tạo tính từ đáy của nó (m);
ym là khoảng cách đứng của tổng lực quán tính do động đất của đê đá đổ tính từ đáy của đất cải tạo (m);
yPHc là khoảng cách đứng của thành phần ngang của tổng lực bị động tĩnh tính từ đáy của đất cải tạo (m);
yRw là khoảng cách đứng của tổng lực nước dư tính từ đáy của đất cải tạo (m);
ysp là khoảng cách đứng của tổng lực quán tính do động đất của kết cấu bên trên tính từ đáy của đất cải tạo (m);
ɸ’b là góc ma sát trong của đất bên dưới đất cải tạo.
– Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh trong Bảng 2 nên được sử dụng để kiểm tra phá hoại lật, biểu thức (3).
Bảng 2 – Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh để kiểm tra phá hoại lật
|
Trường hợp |
Hệ số thành phần của sức kháng, γR |
Hệ số thành phần của tác động, γs |
Hệ số điều chỉnh, m |
|
Trường hợp thường xuyên |
0,97 |
1,18 |
1,00 |
|
Trường hợp động đất |
1,00 |
1,00 |
1,10 |
4) Phá hoại sức chịu tải của đất cải tạo nên được đánh giá theo biểu thức (4).
|
|
(4) |
trong đó:
Rd là giá trị thiết kế của sức kháng (kN/m2);
Rk là giá trị đặc trưng của sức kháng (kN/m2);
Sd là giá trị thiết kế của tác động (kN/m2);
Sk là giá trị đặc trưng của tác động (kN/m2);
γR là hệ số thành phần của sức kháng;
γs là hệ số thành phần của tác động;
m là hệ số điều chỉnh;
Cub là cường độ chịu cắt không thoát nước của đất bên dưới đất cải tạo (kN/m2);
Nc, Nq, Nγ là các hệ số sức chịu tài của đất bên dưới đất cải tạo;
q0 là áp lực chất bên trên có hiệu tại đáy của đất cải tạo (kN/m2);
qf là sức chịu tải của đất bên dưới đất cải tạo (kN/m2);
t1, t2 là cường độ phản lực nền tại các chân của khối đất đã cải tạo (kN/m2);
w là trọng lượng trên đơn vị chiều dài của đất bên dưới đất cải tạo (kN/m3).
– Đối với trường hợp thường xuyên
|
|
(4a) |
– Đối với trường hợp động đất
|
|
(4b) |
– Trong trường hợp e ≤ Bi/6
|
|
(4c) |
– Trong trường hợp e ≥ Bi/6
|
|
(4d) |
Trong đó:
e là độ lệch tâm (m);
Ll là chiều dầy của tường dài của đất cải tạo (m);
Ls là chiều dầy của tường ngắn của đất cải tạo (m);
t1 là cường độ phản lực nền tại mép phía trước của khối đất đã cải tạo (kN/m2);
t2 là cường độ phản lực nền tại mép phía sau của khối đất đã cải tạo (kN/m2).
– Phá hoại sức chịu tải của đất cải tạo kiểu tường nên được tính theo Hình 5 và biểu thức (5), trong trường hợp cải tạo đất kiểu chống.
Hình 5 – Thiết kế giản ước sức chịu tải của cải tạo kiểu tường
|
|
(5) |
Trong đó:
Ll là chiều dầy tường dài của đất cải tạo (m);
qf(LI) là sức chịu tải của móng băng có chiều dầy tường dài, Ll (kN/m2);
qf(Bi) là sức chịu tải của móng băng có chiều rộng của đất cải tạo, Bi (kN/m2);
Sl là khoảng cách từ tâm đến tâm của các tường dài của đất cải tạo (m);
– Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh trong Bảng 3 nên được sử dụng để kiểm tra phá hoại sức chịu tải, biểu thức (5).
Bàng 3 – Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh để kiểm tra phá hoại sức chịu tải
|
Trường hợp |
Hệ số thành phần của sức kháng, γR |
Hệ số thành phần của tác động, γs |
Hệ số điều chỉnh, m |
Hệ số điều chỉnh về sức chịu tải, mB |
|
Trường hợp thường xuyên |
0,49 |
1,15 |
1,00 |
1,00 |
|
Trường hợp động đất |
1,00 |
1,00 |
1,00 |
1,50 |
6.3.6 Phân tích ổn định trong
Ổn định trong của đất cải tạo cần được đánh giá một cách đúng đắn để cho ứng suất sinh ra trong khối đất cải tạo không được vượt quá các cường độ cho phép.
Ứng suất sinh ra trong đất cải tạo có thể được tính toán dựa trên lý thuyết đàn hồi.
Điều kiện tải trọng ngoài áp dụng đối với phân tích ổn định trong nói chung được giả thiết giống như đối với của phân tích ổn định ngoài, ngoại trừ việc áp lực đất tại phía bị động có thể chọn một cách thích hợp giữa các áp lực bị động và trạng thái nghỉ.
Đánh giá ổn định trong đối với hai phần tới hạn như trên Hình 6 được xem như đủ dài khi hình dạng của đất cải tạo nằm trong phạm vi theo kinh nghiệm: (a) các phản lực nền tại mép phía trước và mép phía sau của đất nền đã cải tạo, và (b) ứng suất cắt trung bình dọc theo mặt chịu cắt đứng tại mép phía trước của đất nền đã cải tạo.
Hình 6 – Ổn định trong của đất cải tạo
1) Phản lực nền tại mép phía trước và mép phía sau của đất cải tạo
Các phản lực nền tại mép phía trước và mép phía sau của đất cải tạo được tính theo các biểu thức (4c) và (4d), cần thỏa mãn các tiêu chí như nêu trong biểu thức (6).
|
|
(6) |
Trong đó:
Rd là giá trị thiết kế của sức kháng (kN/m2);
Rk là giá trị đặc trưng của sức kháng (kN/m2);
Sd là giá trị thiết kế của tác động (kN/m);
Sk là giá trị đặc trưng của tác động (kN/m);
γR là hệ số thành phần của sức kháng;
γs là hệ số thành phần của tác động;
m là hệ số điều chỉnh;
fc là cường độ chịu nén thiết kế (kN/m2);
k là hệ số áp lực đất;
Wi là trọng lượng trên đơn vị chiều dài có hiệu của đất không cải tạo (kN/m3);
hi là chiều dầy của lớp đất không cải tạo (m);
t1 là cường độ phản lực nền tại mép phía trước của khối đất đã cải tạo (kN/m2);
t2 là cường độ phản lực nền tại mép phía sau của khối đất đã cải tạo (kN/m2).
Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh trong Bảng 4 nên được sử dụng để kiểm tra áp suất tại chân, biểu thức (6).
Bảng 4 – Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh để kiểm tra áp suất tại chân
|
Trường hợp |
Hệ số thành phần của sức kháng, γR |
Hệ số thành phần của tác động, γs |
Hệ số điều chỉnh, m |
|
Trường hợp thường xuyên |
0,72 |
1,33 |
1,00 |
|
Trường hợp động đất |
1,00 |
1,00 |
1,50 |
2) Ứng suất cắt trung bình dọc theo mặt đứng
Ứng suất cắt trung bình hình thành dọc theo mặt chịu cắt đứng tại mặt phía trước của kết cấu bên trên được tính theo biểu thức (7) nên thỏa mãn các tiêu chí của biểu thức (7).
Trong trường hợp đê đá đổ nằm bên dưới kết cấu bên trên, phân bố ứng suất với góc khoảng 30° có thể xét đến để tìm mặt chịu cắt đứng (Hình 6).
a) Tường dài
|
|
(7) |
Trong đó:
Rk là giá trị đặc trưng của sức kháng (kN/m);
Sk là giá trị đặc trưng của tác động (kN/m);
α là hệ số diện tích mặt cắt ngang có hiệu;
β là chỉ số tin cậy về chồng lấn giữa các cột cải tạo;
Tl là tổng hợp phản lực nền tác động từ chân phía trước của đất cải tạo đến vị trí Bλ.
quc là cường độ thiết kế tiêu chuẩn (kN/m2);
Wl là trọng lượng có hiệu của khối đất cải tạo từ chân phía trước của đất cải tạo đến vị trí của Bλ. (kN);
A là diện tích tiết diện ngang của khối đất cải tạo, trong trường hợp của tường dài A = DlLl + DsLs (m2) (xem Hình 7);
Dl, Ds là chiều dài đứng của tường dài và chiều dài đứng của tường ngắn (m);
Ll, Ls là chiều dài của tường dài và tường ngắn theo phương của của tuyến bề mặt (m);
γR là hệ số thành phần của sức kháng;
γs là hệ số thành phần của tác động;
m là hệ số điều chỉnh.
Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh trong Bảng 5 nên được sử dụng để kiểm tra phá hoại chịu cắt đứng của tường dài, biểu thức (7).
Bảng 5 – Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh để kiểm tra phá hoại chịu cắt đứng của tường dài
|
Trường hợp |
Hệ số thành phần của sức kháng, γR |
Hệ số thành phần của tác động, γs |
Hệ số điều chỉnh, m |
|
Trường hợp thường xuyên |
1,00 |
1,00 |
1,80 |
|
Trường hợp động đất |
1,00 |
1,00 |
1,50 |
b) Tường ngắn
|
|
(8) |
Trong đó:
Rk là giá trị đặc trưng của sức kháng (kN/m);
Sk là giá trị đặc trưng của tác động (kN/m);
α là hệ số diện tích mặt cắt ngang có hiệu;
β là chỉ số tin cậy về chồng lấn giữa các cột cải tạo;
T’l là áp lực chân phân tán trong đê không bao gồm tự trọng của đê (kN/m2) (xem Hình 7);
quc là cường độ thiết kế tiêu chuẩn (kN/m2);
wm là trọng lượng đơn vị của đê (Nếu bị ngập, sử dụng trọng lượng đơn vị trong nước) (kN/m3);
hm là chiều dầy của đê (m);
Wi là trọng lượng trên đơn vị chiều dài của khối đất cải tạo (Nếu bị ngập, sử dụng trọng lượng đơn vị trong nước) (kN/m3);
Ds là chiều dài đứng của tường ngắn (m);
Ls là chiều dài của tường ngắn trong phương tuyến bề mặt (m);
γR là hệ số thành phần của sức kháng;
γs là hệ số thành phần của tác động;
m là hệ số điều chỉnh.
Hình 7 – Sơ đồ tính ứng suất cắt đứng (tường ngắn)
Các hệ số thành phần và hệ số điều Chỉnh trong Bảng 6 nên được sử dụng để kiểm tra phá hoại chịu cắt đứng của tường ngắn, biểu thức (8).
Bảng 6 – Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh để kiểm tra phá hoại chịu cắt đứng của tường ngắn
|
Trường hợp |
Hệ số thành phần của sức kháng, γR |
Hệ số thành phần của tác động, γs |
Hệ số điều chỉnh, m |
|
Trường hợp thường xuyên |
1,00 |
1,00 |
1,80 |
|
Trường hợp động đất |
1,00 |
1,00 |
1,50 |
6.3.7 Các giá trị đặc trưng của đất cải tạo
6.3.7.1 Cường độ vật liệu của khối đất cải tạo
Sơ đồ quan hệ giữa cường độ tiêu chuẩn thiết kế quck, và cường độ chịu nén có nở hông trung bình của đất cải tạo trong phòng thí nghiệm qul và cường độ chịu nén có nở hông trung bình của đất cải tạo hiện trường quf thể hiện trên Hình 8 và biểu thức (9).
|
|
(9) |
Trong đó:
| CV | là hệ số biến động của đất cải tạo hiện trường; |
| K | là hệ số; |
| quck | là cường độ thiết kế tiêu chuẩn (kN/m2); |
| quf | là cường độ chịu nén có nở hông trung bình của đất cải tạo hiện trường (kN/m2); |
| qul | là cường độ chịu nén có nở hông trung bình của đất cải tạo trong phòng (kN/m2); |
| σ | là độ lệch chuẩn (kN/m2); |
| λ | là tỷ số quf/qul. |
Biên độ của CV thường được chấp nhận 33% ở Nhật bản theo các số liệu thực tế tích lũy được.
Biên độ của K nên được xác định theo loại và kích cỡ của kết cấu bên trên.
Biên độ của K thường được giả thiết bằng 1,0 ở Nhật bản theo các số liệu thực tế tích lũy được.
Biên độ của λ nên được xác định bằng các thử nghiệm hiện trường hay theo các số liệu thực tế tích lũy được.
Biên độ của λ chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố, bao gồm máy trộn và điều kiện thi công, loại đất, loại chất gia cố, môi trường và thời gian đông kết.
Biên độ của λ thường được xác định bằng 1,0 và 0,5 cho các công trình ngoài khơi ở Nhật bản tương ứng với thi công bởi các tàu DM cỡ lớn hay trung bình.
Tỷ số cường độ hiện trường và cường độ trong phòng, quf/qul, λ: Số liệu thực tế tích lũy được cho thấy cường độ chịu nén có nở hông trung bình của đất cải tạo hiện trường, quf thấp hơn rất rõ so với của đất cải tạo trong phòng, qul trong công trình trên đất liền nhưng hầu như tương đương trong các công trình ngoài biển. Giá trị của λ có thể lấy bằng 1,0 trong thiết kế các công trình ngoài biển.
6.3.7.2 Cường độ của khối đất cải tạo
Cường độ của khối đất cải tạo được xác định theo biểu thức (10).
|
|
(10) |
Trong đó:
fc là cường độ chịu nén của đất cải tạo (kN/m2);
quck là cường độ thiết kế tiêu chuẩn (kN/m2);
α là hệ số chiều rộng có hiệu của cột đất cải tạo;
β là hệ số tin cậy chồng lấn;
fsh là cường độ chịu kéo của đất cải tạo (kN/m2);
ft là cường độ chịu cắt của đất cải tạo (kN/m2).
Hệ số chiều rộng có hiệu của cột đất cải tạo, α: Đất cải tạo kiểu khối và kiểu tường nói chung bao gồm các cột đất cải tạo và đất không cải tạo giữa các cột, như thể hiện trên Hình 9 đối với trường hợp máy hai trục trộn. Hệ số chiều rộng có hiệu của cột đất cải tạo, α được tính theo biểu thức (11) để bù cho phần không được cải tạo. Do chấp nhận sai số chồng lấn khoảng 200 mm trong nhiều trường hợp, giá trị a thường lấy 0,8 đến 0,9.
|
|
(11) |
Hình 9 – Chiều rộng có hiệu tạo bởi thiết bị cải tạo đất
Hệ số tin cậy chồng lấn, β: Khi thi công chồng lấn, cột đất cải tạo khi đã đông kết bị cột tiếp theo chồng lấn một phần như trên Hình 10 đối với trường hợp thiết bị hai trục trộn. Cường độ trong phần chồng lấn sẽ bị thấp hơn so với của các phần khác của cột. Hệ số tin cậy chồng lấn là tỷ số cường độ của các vùng chồng lấn và không chồng lấn. Biên độ của nó chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố, như thời gian giãn cách đến khi chồng lấn, khả năng thi công của máy DM, và loại chất gia cố. Giá trị β bằng 0,8 đến 0,9 trước đây đã được chấp nhận. Tuy nhiên khi các áp dụng thực tế ngày càng thành công hơn, ảnh hưởng chồng lấn đã được giải thích trong b) và c) hiện nay đã được xem xét cùng với nhau bằng cách sử dụng, α * β = 0,8 đến 0,9.
Hình 10 – Các bề mặt nối tiếp của các cột đất cải tạo
6.3.8 Phá hoại do ép chặt
Đối với đất cải tạo kiểu tường, phá hoại do ép chặt nên được kiểm tra như trên Hình 11.
Kiểm tra theo biểu thức (12) được thỏa mãn bằng cách thay đổi chiều cao của lăng trụ, Hpr.
Hình 11 – Sơ đồ khái niệm ép chặt của đất không cải tạo
|
|
(12) |
Trong đó:
Rk là giá trị đặc trưng của sức kháng (kN/m);
Sk là giá trị đặc trưng của tác động (kN/m);
Ls là chiều dài tường ngắn trong phương tuyến bề mặt (m);
Di là chiều sâu từ mép đáy của tường ngắn đến mặt cắt ngang cần xác minh (m);
Cu là cường độ chịu cắt trung bình của đất không cải tạo tại chiều sâu ở giữa mép đáy của tường ngắn và mặt cắt ngang cần xác minh (kN/m2);
B là chiều rộng của khối cải tạo (m);
Pah‘, Pph’ là thành phần ngang tương ứng của tổng áp lực đất chủ động và tổng áp lực đất bị động tác động lên đất không cải tạo giữa các tường dài, xuống đến chiều sâu của Di kể từ đáy của tường ngắn (kN);
kh2 là hệ số động đất để kiểm tra khi tính lực thế năng do động đất tác động lên đất cải tạo;
hw là độ chênh giữa mực nước dư và mực nước phía trước công trình (m);
wi là trọng lượng trên đơn vị chiều dài trong không khí của đất không cải tạo khi bão hòa nước (kN/m3);
ρw là trọng lượng đơn vị của nước biển (kN/m3);
γR là hệ số thành phần của sức kháng;
γs là hệ số thành phần của tác động;
m là hệ số điều chỉnh;
Bi là chiều rộng của đất cải tạo (m);
cuc là cường độ chịu cắt không thoát nước của đất không cải tạo tại lăng thể giả thiết (kN/m2);
Hpr là chiều cao của lăng thể giả thiết (m);
HKpr là tổng lực quán tính do động đất trên chiều dài đơn vị của lăng thể đất (kN);
Ls là chiều dầy tường ngắn của đất cải tạo (m);
PAHc là thành phần ngang của tổng lực chủ động tĩnh trên chiều dài đơn vị tác động trên lăng thể (kN/m);
PDAHc là thành phần ngang của tổng lực chủ động động trên chiều dài đơn vị tác động trên lăng thể (kN/m);
PDPHc là thành phần ngang của tổng lực bị động động trên chiều dài đơn vị tác động trên lăng thể (kN/m);
PPHc là thành phần ngang của tổng lực bị động tĩnh trên chiều dài đơn vị tác động trên lăng thể (kN/m);
PRw là tổng lực nước dư trên chiều dài đơn vị tác động trên lăng thể (kN/m).
Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh trong Bảng 7 nên được sử dụng để kiểm tra phá hoại ổn định trong, biểu thức (12).
Bảng 7 – Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh để kiểm tra phá hoại ổn định trong sử dụng cho biểu thức (12)
|
Trường hợp |
Hệ số thành phần của sức kháng, γR |
Hệ số thành phần của tác động, γs |
Hệ số điều chỉnh, m |
|
Trường hợp thường xuyên |
0,81 |
1,04 |
1,00 |
|
Trường hợp động đất |
1,00 |
1,00 |
1,50 |
6.3.9 Phân tích trượt cung tròn
Ổn định tổng thể của đất cải tạo, kết cấu bên trên và đất chung quanh nên được đánh giá bằng phân tích trượt cung tròn theo Hình 12 và biểu thức (13).
Do cường độ của đất cải tạo có giá trị cao hơn đất nguyên thủy chung quanh nên thường không cần phân tích trượt cung tròn đi qua đất cải tạo.
Trong trường hợp đã đảm bảo đủ sức chịu tải, phân tích trượt cung tròn không cần thiết trong trường hợp xét đến động đất.
Hình 12 – Phân tích trượt cung tròn
|
|
(13) |
Trong đó:
Rk là giá trị đặc trưng của sức kháng (kN/m);
Sk là giá trị đặc trưng của tác động (kN/m);
γR là hệ số thành phần của sức kháng;
γs là hệ số thành phần của tác động;
m là hệ số điều chỉnh;
là tổng mô men sức kháng (kN.m);
r là bán kính cung trượt (m);
s là chiều rộng phân mảnh (m);
θ là góc đáy phân mảnh so với phương ngang (°);
là cường độ chịu cắt của đất nền (kN/m2);
là tổng mô men tác động (kN.m).
Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh trong Bảng 8 nên được sử dụng để kiểm tra phá hoại trượt cung tròn, biểu thức (13).
Bảng 8 – Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh để kiểm tra phá hoại trượt cung tròn
|
Trường hợp |
Hệ số thành phần của sức kháng, γR |
Hệ số thành phần của tác động, γs |
Hệ số điều chỉnh, m |
|
Trường hợp thường xuyên |
1,00 |
1,00 |
1,30 |
6.3.10 Độ lún của đất cải tạo
Độ lún tức thời và lâu dài của đất cải tạo nên được đánh giá để đảm bảo các độ lún này thấp hơn các giá trị cho phép.
Trong cải tạo kiểu treo, độ lún cố kết bên dưới đất cải tạo được tính theo lý thuyết cố kết một chiều của Terzaghi, theo biểu thức (14) (xem Hình 13).
|
|
(14) |
Trong đó:
Bi là chiều rộng của đất cải tạo (m);
Cc là chỉ số chịu nén của đất bên dưới đất cải tạo;
Hcb là chiều dầy đất bên dưới đất cải tạo (m);
mvc là hệ số chịu nén theo thể tích của đất bên dưới đất cải tạo (m2/kN);
p là phản lực đất nền tại đáy của đất cải tạo (kN/m2);
p0 là ứng suất đứng ban đầu tại đáy của đất cải tạo (kN/m2);
S là độ lún (m);
e0 là tỷ số rỗng ban đầu của đất bên dưới đất cải tạo;
Δe là gia số tỷ số rỗng của đất bên dưới đất cải tạo.
Hình 13 – Độ lún nền đất của đất cải tạo kiểu treo
6.4 Thiết kế trộn đất cải tạo
Thiết kế trộn đất cải tạo nên được xác định bằng cách thực hiện các thí nghiệm trộn trong phòng và thí nghiệm hiện trường trong cùng một điều kiện như thi công thực tế (Tham khảo TCVN 9403: 2012).
7 Phương pháp cọc cát
7.1 Khái quát
Phần này thiết lập nguyên tắc chung để thiết kế cải tạo nền đất sét và nền đất cát bằng phương pháp cọc cát (SCP).
Phương pháp cọc cát dùng được trong xây dựng cả trên đất liền cũng như trên biển cho các mục đích sau:
– Tăng sức chịu tải và ổn định;
– Giảm lún đất nền;
– Tăng áp lực đất bị động và giảm áp lực đất chủ động;
– Giảm nhẹ hóa lỏng;
– Giảm và triệt tiêu chuyển vị ngang mái dốc.
7.2 Trình tự thiết kế cho nền đất sét
7.2.1 Khái quát
Trong phương pháp SCP, các cọc cát được thi công cách đều nhau trong đất sét và tạo nên nền đất hỗn hợp.
Ứng xử của nền đất đã cải tạo bằng SCP chịu ảnh hưởng bởi cường độ của các cọc cát và tỷ số diện tích thay thế.
Do nền đất bị xáo trộn bởi thi công nhiều cọc cát, cường độ của nền đất sét bị giảm, đặc biệt bên trong các cọc cát, nhưng cường độ được khôi phục đến cường độ nguyên thủy do hiện tượng tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng bị vượt quá.
Đất nền có thể bị trồi lên và dịch chuyển ngang do thi công nhiều cọc cát.
7.2.2 Mục đích cải tạo và ứng dụng
Phương pháp cọc cát đã được áp dụng cho nền đất sét để tăng sức chịu tải và ổn định, để giảm lún của nền đất và giảm áp lực đất chủ động và tăng áp lực đất bị động.
Phương pháp thiết kế được trình bầy ở đây được áp dụng để cải tạo đất sét bên dưới các công trình kiểu trọng lực như đê chắn sóng, tường bến, kè và các công trình tương tự.
7.2.3 Trình tự thiết kế để tăng sức chịu tải và ổn định
7.2.3.1 Khái quát
Tiêu chuẩn này quy định trình tự thiết kế để tăng sức chịu tải và ổn định trong trường hợp thường xuyên.
Tỷ số diện tích thay thế và phạm vi nền đất cải tạo SCP phải được thiết kế để đảm bảo yêu cầu và đặc trưng kỹ thuật thiết kế.
Tỷ số diện tích thay thế đối với áp dụng này thường từ 0,3 đến 0,8.
7.2.3.2 Phân tích trượt tròn
Ổn định của nền đất cải tạo SCP cần được đánh giá bằng phân tích trượt cung tròn theo phương pháp Fellenius cải biên.
|
|
(15) |
Trong đó:
γR là hệ số thành phần của sức kháng;
γS là hệ số thành phần của tác động;
m là hệ số điều chỉnh;
là tổng mô men sức kháng (kN.m);
r là bán kính cung trượt (m);
s là chiều rộng phân mảnh (m);
θ là góc đáy phân mảnh so với phương ngang (°);
là cường độ chịu cắt của đất nền (kN/m2);
là tổng mô men tác động (kN.m).
Trong trường hợp tường bến:
Trong đó:
w’ là chiều rộng có hiệu của phân mảnh (kN/m);
q là gia tải trên phân mảnh (kN/m);
qRWL là lực đẩy nổi của phân mảnh do chênh lệch mực nước khi mực nước dư, RWL, của công trình bến cao hơn mực nước, LWL, phía trước công trình bến = ρw.g.(RWL – LWL) (kN/m);
X là khoảng cách ngang giữa trọng tâm của phân mảnh và tâm cung phá hoại trượt (m).
Trong trường hợp đê chắn sóng:
Trong đó:
W’ là chiều rộng có hiệu của phân mảnh (kN/m);
q là tải trọng phân bố không gian của đê chắn sóng tác động trên phân mảnh khi chiều rộng có hiệu của đê chắn sóng chia cho chiều rộng của nó (kN/m);
x là khoảng cách ngang giữa trọng tâm của phân mảnh và tâm cung phá hoại trượt (m).
Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh trong Bảng 9 nên được sử dụng để kiểm tra trong phân tích trượt cung tròn của đất cải tạo bằng phương pháp cọc cát với các tỷ lệ thay thế từ 50 % đến 80 %, biểu thức (15).
Bảng 9 – Các hệ số thành phần và hệ số điều chỉnh
|
Kết cấu bên trên |
Trường hợp |
Hệ số thành phần của sức kháng, γR |
Hệ số thành phần của tác động, γs |
Hệ số điều chỉnh, m |
|
Kè và tường bến |
Trường hợp thường xuyên |
0,82 |
1,01 |
1,00 |
|
Đê chắn sóng |
Trường hợp động đất |
0,87 |
1,02 |
1,00 |
7.2.3.3 Biểu thức cường độ chịu cắt của nền đất cải tạo bằng SCP
Cường độ chịu cắt của nền đất hỗn hợp trong phân tích trượt cung tròn cần được đánh giá bằng hoặc một trong bốn biểu thức sau đây (các biểu thức (16) đến (19) (xem Hình 14).
Biên độ của tỷ số tập trung ứng suất được chấp nhận trong biểu thức cường độ chịu cắt nên sử dụng như trong Bảng 10, mà đã được đúc kết theo kinh nghiệm tích lũy được của Nhật Bản.
Hình 14 – Minh họa cường độ chịu cắt của đất cải tạo đối với biểu thức (16)
Trong đó:
as là tỷ lệ diện tích thay thế;
c0 là cường độ chịu cắt của sét tại bề mặt đất nền (kN/m2);
cu/p là tỷ lệ gia số cường độ chịu cắt;
k là tỷ lệ gia số cường độ chịu cắt của sét theo chiều sâu (kN/m3);
n là tỷ lệ tập trung ứng suất;
U là độ cố kết trung bình;
z là chiều sâu (m);
Δσz là gia số cường độ tải trọng đứng (kN/m2);
γs là trọng lượng đơn vị cọc cát (kN/m3);
γM là trọng lượng đơn vị trung bình của đất nền cải tạo (kN/m3);
γM = γs. as + γc .(1 – as)
θ là độ nghiêng của cung trượt;
μc là hệ số tập trung ứng suất của đất nền sét đối với tải trọng ngoài;
μs là hệ số tập trung ứng suất của cọc cát đối với tải trọng ngoài;
σc là ứng suất đứng trên đất nền sét (kN/m2);
σs là ứng suất đứng trên cọc cát (kN/m2);
T là cường độ chịu cắt của đất cải tạo (kN/m2);
ɸ là góc ma sát trong của cát;
ɸm là góc ma sát trong của cọc cát;
ɸm = tan–1(μs.as. tan ɸs)
ɸs là góc ma sát trong của cọc cát.
Bảng 10 – Biên độ tỷ lệ tập trung ứng suất được chấp nhận trong biểu thức cường độ chịu cắt, biểu thức (16)
|
Tỷ lệ diện tích thay thế, as |
Tỷ lệ tập trung ứng suất, n |
Góc ma sát trong của cọc cát, ɸs |
|
Nhỏ hơn 0,4 |
3 |
30 |
|
0,4 đến 0,7 |
2 |
30 |
|
Cao hơn 0,7 |
1 |
35 |
Bảng 11 – Biên độ tỷ lệ tập trung ứng suất và góc ma sát trong được chấp nhận trong biểu thức cường độ chịu cắt
|
Biểu thức cường độ chịu cắt |
Tỷ lệ tập trung ứng suất, n |
Góc ma sát trong, ɸs |
Trọng lượng đơn vị, γs (kN/m3) |
Hệ số điều chỉnh, m |
Lưu ý |
|
(16) |
3 đến 5 |
30 đến 35 |
9,8 |
1,2 đến 1,3 |
Áp dụng cho mọi as |
|
(17) |
1 2 |
30 đến 33,4 |
9,8 |
> 1,1 1,2 |
as > 0,3 |
|
(18) |
– |
– |
– |
1,3 |
as ≥ 0,7 |
|
(19) |
1 2 |
34 đến 35 30 |
9,8 |
1,25 đến 1,3 |
as ≥ 0,7 |
CHÚ THÍCH: Các góc ma sát trong trong bảng được ước tính theo giá trị N – SPT tuân theo biểu thức của Dunham, 
, ở đây ɸs = 33,4 và 34 đối với giá trị N – SPT tương ứng bằng 15 và 16.
Cường độ đất nền giảm và hiệu ứng phục hồi do thi công cọc cát nên được phối hợp một cách thích hợp trong thiết kế.
7.2.4 Trình tự thiết kế để giảm lún nền đất
7.2.4.1 Khái quát
Tỷ số diện tích thay thế và phạm vi cải tạo nền đất bằng SCP phải được thiết kế để đảm bảo yêu cầu và quy định kỹ thuật thiết kế.
Tỷ số diện tích thay thế của áp dụng này thường khoảng 0,3.
7.2.4.2 Biên độ lún nền đất
Lún cố kết của nền đất cải tạo SCP kiểu chống có thể tính theo các biểu thức (20) và (21) khi giả thiết lún đều của các cọc cát và đất sét chung quanh như trên Hình 15.
Lún cố kết và lún dư phải đảm bảo yêu cầu và quy định kỹ thuật thiết kế.
Hình 15 – Minh họa lún đều của nền đất đã cải tạo
Trong đó:
Cc là hệ số chịu nén của sét;
e0 là tỷ lệ độ rỗng ban đầu của đất sét;
H là chiều dầy đất nền (m);
mv là hệ số thể tích của sét (m2/kN);
S là độ lún của đất cải tạo (m);
S0 là độ lún của đất không cải tạo (m);
β là hệ số giảm lún;
σ là ứng suất đứng (kN/m2);
σ0 là ứng suất đứng ban đầu (kN/m2);
Δe là gia số tỷ lệ độ rỗng của đất sét.
Hệ số giảm lún, β, có thể nhận được từ Hình 16 (lchimoto, 1981).
Hình 16 – Quan hệ giữa tỷ lệ diện tích thay thế và hệ số giảm lún (lchimoto, 1981)
7.2.4.3 Tốc độ lún nền đất
Do cố kết của nền đất cải tạo bằng SCP chịu ảnh hưởng bởi sự xáo trộn đất khi thi công cọc cát và ảnh hưởng tập trung ứng suất trên các cọc cát đầm.
Tốc độ cố kết cần được tính toán theo cách tương tự đối với phương pháp thoát nước đứng theo lý thuyết của Barron cùng với tỷ lệ hệ số cố kết α, phối hợp ảnh hưởng xáo trộn đất và ảnh hưởng tập trung ứng suất.
Tỷ lệ hệ số cố kết, α, được định nghĩa như tỷ lệ của hệ số cố kết của nền đất cải tạo bằng SCP tính theo số liệu đo đạc hiện trường Cvp, đối với đo được trong thí nghiệm oedometer trong phòng Cv0.
Biên độ tỷ lệ hệ số cố kết a có thể xác định theo các Hình 17 và 18.
Hình 17 – Quan hệ giữa tỷ số hệ số cố kết và tỷ số diện tích thay thế
Hình 18 – Quan hệ giữa tỷ số hệ số cố kết và tỷ số diện tích thay thế (Kanda và các cộng sự, 1990)
7.2.5 Trình tự thiết kế để tăng cường độ đất nền
7.2.5.1 Khái quát
Tỷ lệ diện tích thay thế và phạm vi đất cải tạo bằng SCP cần được thiết kế để đảm bảo các yêu cầu thiết kế và quy định kỹ thuật.
Tỷ lệ diện tích thay thế đối với áp dụng này thường khoảng 0,3.
7.2.5.2 Gia số cường độ
Gia số cường độ của sét giữa các cọc cát Δc có thể tính theo biểu thức (22) với giả thiết n = 3 đến 4.
|
Δc = μc . Δσz. cu/p. U |
(22) |
Trong đó:
μc là hệ số giảm ứng suất của phần đất dính;
Δσz là giá trị trung bình của gia số ứng suất đứng do tác động tại chiều sâu của vật thể (kN/m2);
cu/p là tốc độ gia tăng cường độ của đất dính nguyên thủy;
U là mức độ cố kết trung bình.
Hình 19 – Gia tăng cường độ của đất dính giữa các cọc cát trong nền đất đã cải tạo
7.2.5.3 Tốc độ gia tăng cường độ
Tốc độ gia tăng cường độ nên được tính theo cách tương tự đối với phương pháp thoát nước đứng theo lý thuyết của Barron cùng với tỷ lệ hệ số cố kết a và phối hợp ảnh hưởng xáo trộn đất và ảnh hưởng tập trung ứng suất.
Tỷ lệ hệ số cố kết a được định nghĩa như tỷ lệ hệ số cố kết của nền đất cải tạo bằng SCP tính theo số liệu đo đạc hiện trường Cvp, đối với đo được trong thí nghiệm oedometer trong phòng Cv0.
Biên độ tỷ lệ hệ số cố kết a có thể xác định theo các Hình 17 và 18.
7.2.6 Trình tự thiết kế để giảm áp lực đất chủ động và tăng áp lực đất bị động
7.2.5.1 Khái quát
Tỷ số diện tích thay thế và phạm vi nền đất cải tạo SCP phải được thiết kế để đảm bảo yêu cầu và quy định kỹ thuật thiết kế.
Tỷ lệ diện tích thay thế đối với áp dụng này thường khoảng 0,3.
7.2.6.2 Áp lực đất chủ động và bị động
Áp lực đất chủ động và bị động của đất nền cải tạo bằng SCP có thể tính với giả thiết các cọc cát và đất sét chung quanh như một nền đất hỗn hợp.
Áp lực đất chủ động và bị động của đất nền cải tạo bằng SCP có thể được đánh giá theo các biểu thức (23) đến (25)) để đánh giá các áp lực đất tĩnh và động của đất nền cải tạo bằng SCP có chiều rộng vô hạn (các Hình 20a và 20b)
Do các áp lực đất chủ động và bị động của đất nền cải tạo bằng SCP không hoàn toàn rõ ràng nên kiến nghị một thiết kế thiên về an toàn trong thực tế là chọn tỷ lệ diện tích thay thế vượt quá 0,4 và tỷ lệ tập trung ứng suất giả thiết bằng đơn vị trong thiết kế.
Hình 20a – Minh họa áp lực đất chủ động trong nền đất cải tạo
Hình 20b – Minh họa áp lực đất bị động trong nền đất cải tạo
|
PA = (1 – as). PCA + as.PSA |
(23a) |
|
Pp = (1 – as). PCP + as.PSP |
(23b) |
Trong đó:
as là tỷ lệ diện tích thay thế;
PA là áp lực đất chủ động của nền đất cải tạo (kN/m2);
Pp là áp lực đất bị động của nền đất cải tạo (kN/m2);
PCA là áp lực đất chủ động trong đất nền sét đồng nhất (kN/m2);
PCA = σ – 2Cu
PCP là áp lực đất bị động trong nền đất sét đồng nhất (kN/m2);
PCP = σ +2Cu
PSA là áp lực đất chủ động trong nền đất cát đồng nhất (kN/m2);
PSP là áp lực đất bị động trong nền đất cát đồng nhất (kN/m2);
z là chiều sâu (m);
γs là trọng lượng đơn vị của cọc cát (kN/m3);
ɸs là góc ma sát trong của cọc cát;
σ là áp lực đất bên trên (kN/m2).
|
|
(24a) |
|
|
(24b) |
Trong đó:
as là tỷ lệ diện tích thay thế;
PA là áp lực đất chủ động trong đất cải tạo (kN/m2);
PP là áp lực đất bị động trong đất cải tạo (kN/m2);
z là chiều sâu (m);
γM là trọng lượng đơn vị của đất cải tạo (kN/m3);
γM = as . γs + (1 – as).γc
ɸm là góc ma sát trong của đất cải tạo;
γM = tan-1 (as. tanɸs)
σ là áp lực đất bên trên (kN/m2).
|
|
(25a) |
|
|
|
|
|
(25b) |
Trong đó:
K là hệ số cường độ động đất;
PA là áp lực đất chủ động trong đất cải tạo (kN/m2);
PP là áp lực đất bị động trong đất cải tạo (kN/m2);
z là chiều sâu (m);
α là góc nghiêng của mặt đất (Hình 21);
γM là trọng lượng đơn vị của đất cải tạo (kN/m3);
γM = as.γs
δ là góc ma sát của áp lực đất trên tường chắn (Hình 21);
θ là góc nghiêng của tường chắn (Hình 21);
θ0 là góc cường độ động đất;
θ0 = tan-1 kh
ɸm là góc ma sát trong của đất cải tạo.
Cường độ đất nền giảm và hiệu ứng hồi phục do thi công cọc cát cần được xét đến một cách thích hợp trong thiết kế.
Hình 21 – Minh họa áp lực đất tác động trên tường chắn
7.2.6.3 Phạm vi nền đất cải tạo
Phạm vi nền đất cải tạo SCP có thể đánh giá theo ba tiêu chí sau đây.
(1) Phạm vi nhỏ nhất của nền đất cải tạo nên là phần chứa trong các đường phá hoại chủ động và bị động như trên Hình 22. Các góc nghiêng của các đường phá hoại chủ động và bị động αA và αP thường được giả thiết tương ứng là 30 và 45 độ.
Hình 22 – Phạm vi đất cải tạo theo tiêu chí (1)
(2) Phạm vi nhỏ nhất của nền đất cải tạo nên là phần mà áp lực đất chủ động và bị động thỏa mãn tương ứng các biểu thức (26a) và (26b) (Hình 23).
Đối với áp lực chủ động:
|
PA ≥ PAC – τA |
(26a) |
Đối với áp lực bị động:
|
PP ≥ PPC – τP |
(26b) |
Trong đó:
PA là áp lực đất chủ động trong đất nền cải tạo (kN/m2);
PAC là áp lực đất chủ động trong đất nền không cải tạo (kN/m2);
PP là áp lực đất bị động trong đất nền cải tạo (kN/m2);
PPC là áp lực đất bị động trong đất nền không cải tạo (kN/m2);
τA là cường độ chịu cắt trên đáy của đất nền cải tạo phía chủ động (kN/m2);
τP là cường độ chịu cắt trên đáy của đất nền cải tạo phía bị động (kN/m2).
Hình 23 – Phạm vi đất nền cải tạo theo tiêu chí (2)
(3) Phạm vi nhỏ nhất của nền đất cải tạo nên là phần mà cung trượt tròn đi qua với hệ số điều chỉnh
cao hơn 1,2 hay 1,3 (Hình 24).
Hình 24. Phạm vi đất nền cải tạo theo tiêu chí (3)
7.2.7 Vật liệu
Vật liệu cát cho phương pháp SCP cần có cỡ hạt và phân bố cỡ hạt phù hợp để dễ đầm và có tính thấm cao trong trường hợp dự kiến có chức năng thoát nước.
Không có yêu cầu kỹ thuật cụ thể về vật liệu sử dụng cho các cọc cát. Phân bố cỡ hạt của vật liệu sử dụng cho các cọc cát nên ưu tiên nằm trong các giới hạn cho trên Hình 25. Trên Hình này thể hiện các trường hợp 1+5 đã sử dụng cát trong thực tế. Hiện nay do nguồn cát khan hiếm nên có xu hướng sử dụng cát có hàm lượng hạt mịn cao hơn.
Hình 25 – Những ví dụ về phân bố cỡ hạt của cát đã sử dụng cho các cọc cát
7.2.8 Trồi đất khi thi công
Đất nền có thể bị trồi lên và dịch chuyển ngang khi thi công nhiều cọc cát.
Lượng đất trồi lên chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố, bao gồm đặc trưng của đất nguyên thủy, tỷ lệ diện tích thay thế và trình tự thi công các cọc cát.
Lượng đất trồi lên có thể ước tính theo biểu thức (27) trong trường hợp chiều dài trung bình của các cọc cát dao động trong khoảng từ 6 m đến 20 m.
|
|
(27) |
Trong đó:
as là tỷ lệ diện tích thay thế;
L là chiều dài trung bình của các cọc cát (m);
V là thể tích đất trồi (m3);
Vs là thể tích cát cung cấp (m3);
μ là tỷ lệ trồi đất.
Đất trồi có thể được sử dụng hiệu quả như một phần của đất nền móng trong một số trường hợp sau khi khảo sát các đặc trưng vật lý và cơ học của chúng.
Các đặc trưng vật lý như trọng lượng đơn vị, hàm lượng ẩm và thành phần cỡ hạt của đất trồi không thay đổi nhiều so với của đất nền nguyên thủy cho đến chiều sâu tương đương với chiều cao đất trồi.
Bảng 12 thể hiện sự thay đổi cường độ của đất trồi, khi qu0 là cường độ chịu nén có nở hông của đất nền nguyên thủy trước khi cải tạo. Trong bảng này cường độ đất trồi bên ngoài diện tích cải tạo được thể hiện riêng trong các trường hợp trong phạm vi 45° hay 60° tính từ đáy của các cọc cát.
Bàng 12 – Sự giảm và phục hồi cường độ trong đất trồi
|
Tỷ lệ phục hồi |
Vị trí đất trồi |
Ngay sau khi thi công |
1,5 ÷ 3,5 tháng sau khi thi công |
|
qu/qu0 |
Trong diện tích cải tạo |
0,46 |
0,93 |
|
Bên ngoài diện tích cải tạo (45 độ) |
0,62 |
0,65 |
|
|
Bên ngoài diện tích cải tạo (60 độ) |
0,72 |
0,72 |
7.3 Trình tự thiết kế cho nền đất cát
7.3.1 Khái quát
Trong phương pháp SCP, các cọc cát được thi công cách đều nhau trong nền đất cát.
Đất nền có thể trồi lên do thi công các cọc cát, đặc biệt khi đất nền có hàm lượng hạt mịn lớn.
7.3.2 Mục đích cải tạo và áp dụng
Phương pháp SCP đã được áp dụng cho nền đất cát để giảm nhẹ hóa lỏng và để tăng sức chịu tải và giảm lún cho đất nền.
7.3.3 Trình tự thiết kế để giảm hóa lỏng
7.3.3.1 Khái quát
Tỷ lệ diện tích thay thế và phạm vi nền đất cải tạo bằng SCP phải được thiết kế để đảm bảo yêu cầu và quy định kỹ thuật thiết kế.
Tỷ số diện tích thay thế để giảm nhẹ hóa lỏng thường khoảng từ 0,05 đến 0,2.
7.3.3.2 Đánh giá tiềm năng hóa lỏng
Khả năng hóa lỏng khi động đất cần được đánh giá theo phân bố cỡ hạt, trị số N của SPT hay thí nghiệm ba trục theo chu kỳ.
Trị số N của SPT được chấp nhận là một đặc tính kỹ thuật để đánh giá tính năng của đất nền cải tạo.
Trị số mục tiêu N của SPT cần được xác định phù hợp khi cần thiết cải tạo đất nền.
7.3.3.3 Trình tự thiết kế cơ sở
Tỷ lệ diện tích thay thế, cũng như khối lượng cát sẽ thi công, V, và cách bố trí các cọc cát phải được xác định phù hợp để đạt được giá trị N của SPT mục tiêu.
Đất nền cải tạo bao gồm các cọc cát và đất nguyên thủy được giả thiết có mật độ và các đặc trưng đều trong thiết kế.
Ảnh hưởng của đất trồi không xét đến trong thiết kế.
Tỷ lệ diện tích thay thế as cần được đánh giá theo biểu thức (28) bằng cách tính các tỷ lệ rỗng ban đầu và mục tiêu, ei và et, đối với các giá trị N – SPT mục tiêu (Hình 26).
Tỷ lệ diện tích thay thế và khoảng cách giữa các cọc cát có thể tính theo biểu thức (28).
Tỷ lệ diện tích thay thế as, khối lượng cát sẽ thi công nên được đánh giá theo biểu thức (28) bằng cách tính các tỷ lệ rỗng nguyên thủy và mục tiêu, ei và et, đối với các giá trị N – SPT mục tiêu (Hình 26).
|
|
(28) |
Bố trí hình vuông
Bố trí tam giác đều
Trong đó:
as là tỷ lệ diện tích thay thế;
d là đường kính cọc cát (m);
D là khoảng cách giữa các cọc cát (m);
ei là tỷ lệ rỗng của đất nguyên thủy;
et là tỷ lệ rỗng mục tiêu ;
V là khối lượng cát sẽ thi công (m3);
V0 là khối lượng đất cần cải tạo (m3).
Hình 26 – Quan hệ giữa giá trị N của SPT và tỷ lệ rỗng
7.3.3.4 Trình tự thiết kế thực tế
Theo số liệu thực tế tích lũy được đã đưa đến một giả thiết là khái niệm thiết kế cơ sở đã trình bầy trong điều 7.3.3.3 không thỏa mãn trong nhiều trường hợp, và chúng cho thấy trị số N – SPT sau khi cải tạo chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố như hàm lượng hạt mịn của đất, trồi đất, áp lực đất bên trên và ứng suất ngang trong đất.
Có năm trình tự thiết kế mang tính thực nghiệm, được gọi là các phương pháp từ A đến D và K, để phối hợp một số các yếu tố ảnh hưởng, chúng đã được thiết lập theo cách thực nghiệm cùng với số liệu đo đạc hiện trường và trong phòng tích lũy được.
Hình 27 trình bầy trình tự thiết kế từ A đến D.
Hình 28a – Quan hệ giữa trị số N-SPT của đất nguyên thủy và của đất sau cải tạo giữa các cọc cát
Hình 28b – Quan hệ giữa trị số N-SPT của đất nguyên thủy và của đất sau cải tạo tại tâm cọc cát
Hình 29 – Quan hệ giữa giá trị N-SPT của đất nền sau cải tạo và hàm lượng hạt mịn
Hình 30 – Quan hệ giữa D60 và tỷ lệ rỗng, e
Hình 31a – Quan hệ giữa mật độ tương đối, Dr, và giá trị N-SPT
Hình 31b – Quan hệ giữa mật độ tương đối, Dr, và tỷ lệ rỗng, e
(1) Trình tự thiết kế A: Phương pháp này là một phương pháp thực nghiệm dựa trên lịch sử các trường hợp tích lũy được, trong đó tỷ lệ diện tích thay thế có thể được thiết kế dựa trên quan hệ giữa trị số N – SPT trước và sau cải tạo SCP. Thiết kế đơn giản, tuy nhiên phương pháp này có tính khái quát thấp so với các phương pháp khác vì không phối hợp với các ảnh hưởng khác của áp lực đất bên trên, hàm lượng hạt mịn của đất nguyên thủy và biến dạng trồi lên và theo phương ngang của nền đất do thi công các cọc cát.
(2) Trình tự thiết kế B: Phương pháp B phối hợp ảnh hưởng của tính không đồng nhất của đất nền trong thiết kế tỷ lệ diện tích thay thế bằng biểu thức thực nghiệm của mật độ tương đối và trị số N – SPT. Tuy nhiên phương pháp này không phối hợp các ảnh hưởng của hàm lượng hạt mịn của đất nguyên thủy và biến dạng trồi lên và theo phương ngang của nền đất do thi công các cọc cát.
(3) Trình tự thiết kế C
Phương pháp này giống như phương pháp B về nguyên tắc, ngoại trừ nó phối hợp ảnh hưởng của hàm lượng hạt mịn dựa trên quan hệ giữa emax và emin và Fc. Tuy nhiên phương pháp này không phối hợp các ảnh hưởng của biến dạng trồi lên và theo phương ngang của nền đất do thi công các cọc cát.
(4) Trình tự thiết kế D
Phương pháp D phối hợp ảnh hưởng của đất trồi lên bằng cách áp dụng một thông số mới Rc được gọi là “tỷ số đầm có hiệu”. Ảnh hưởng của hàm lượng hạt mịn cũng được phối hợp theo cách tương tự như phương pháp C.
7.3.3.5 Thiết kế bố trí cọc cát
Trình tự thiết kế A là một phương pháp đơn giản và được dùng đối với giảm nhẹ hóa lỏng.
Trình tự thiết kế A thường được áp dụng cho các nền đất cát có hàm lượng hạt mịn nhỏ hơn 20 %.
Tỷ lệ diện tích thay thế as nên được thiết kế theo quan hệ giữa trị số N – SPT của đất nguyên thủy, tỷ lệ diện tích thay thế, as và trị số N – SPT của đất đã cải tạo, as thể hiện trên các Hình 28a và 28b.
Trị số trung bình N – SPT của các cọc cát và đất chung quanh, N, được tính theo biểu thức (29) phải đảm bảo trị số N – SPT mục tiêu.
|
N = (1-as). Nti + as. Nts |
(29) |
Trong đó:
as là tỷ lệ diện tích thay thế (xem điều 7.3.3.3);
N là Trị số trung bình N – SPT của đất sau cải tạo;
Nti là Trị số N – SPT của đất nền cát giữa các cọc;
Nts là Trị số N – SPT tại tâm cọc cát.
7.3.3.6 Phạm vi nền đất cải tạo SCP
Phạm vi nền đất cải tạo SCP để ngăn ngừa hóa lỏng được thiết kế theo 1) truyền áp lực nước lỗ rỗng vượt quá vào trong diện tích đã cải tạo, 2) áp lực nước do diện tích đã hóa lỏng, 3) giảm cường độ chịu cắt của diện tích đã hóa lỏng.
1) Truyền áp lực nước lỗ rỗng vượt quá vào trong diện tích đã cải tạo
Nền đất cải tạo SCP cần mở rộng đến chiều dầy của nền đất cải tạo nhân với tg 30° tính từ ngoại vi của kết cấu bên trên để không gây ra mọi hư hỏng nào của kết cấu bên trên do chênh lệch áp lực nước lỗ rông gây ra truyền áp lực nước lỗ rỗng bị vượt quá từ diện tích không cải tạo đi vào diện tích đã cải tạo.
2) Áp lực nước do diện tích đã hóa lỏng
Khi một trận động đất kích thích, cả hai áp lực nước tĩnh và động tác động trên đường biên của diện tích không hóa lỏng và đã hóa lỏng như trên các Hình 32a và 32b.
Hình 32a – Áp lực nước tác động trên đường biên nền đất cải tạo khi động đất kích thích về phía diện tích không cải tạo
Hình 32b – Áp lực nước tác động trên đường biên của nền đất cải tạo khi một trận động đất kích thích về phía diện tích đã cải tạo
Phạm vi của nền đất cải tạo cần đủ rộng để ngăn ngừa phá hoại hay biến dạng đáng kể của công trình do các áp lực nước tĩnh và động tác động trên đường biên của diện tích không hóa lỏng và đã hóa lỏng.
Hình 33 có thể áp dụng để nhận được phạm vi của nền đất cải tạo.
3) Giảm cường độ chịu cắt của diện tích đã hóa lỏng
Phạm vi của nền đất cải tạo SCP cần được thiết kế tuân theo ảnh hưởng giảm cường độ chịu cắt của diện tích đã hóa lỏng.
Hình 33 – Sơ đồ tính ổn định tường chắn
7.3.4 Trình tự thiết kế để tăng sức chịu tải và giảm lún nền đất
7.3.4.1 Khái quát
Tỷ lệ diện tích thay thế và phạm vi nền đất cải tạo SCP phải được thiết kế để đảm bảo yêu cầu và quy định kỹ thuật thiết kế.
Tỷ lệ diện tích thay thế để giảm nhẹ hóa lỏng thường khoảng 0,3.
7.3.4.2 Trình tự thiết kế bố trí cọc cát
Trị số trung bình N – SPT của các cọc cát và đất chung quanh N được tính theo biểu thức (30) phải bằng hoặc vượt quá trị số N – SPT mục tiêu.
|
N = (1-as). Nti + as. Nts |
(30) |
Trong đó:
as là tỷ lệ diện tích thay thế;
N là trị số trung bình N – SPT sau cải tạo;
Nti là trị số N – SPT tại nền đất cát giữa các cọc cát;
Nts là trị số N – SPT tại tâm cọc cát.
7.3.4.3 Phạm vi nền đất cải tạo SCP
Phạm vi nền đất cải tạo SCP để tăng sức chịu tải và giảm lún nền đất phải được thiết kế để đảm bảo yêu cầu và quy định kỹ thuật thiết kế.
7.3.5 Vật liệu
Vật liệu cát cho phương pháp SCP cần có cỡ hạt và phân bố cỡ hạt thích hợp để dễ đầm và có tính thấm cao trong trường hợp có dự kiến chức năng thoát nước.
Không có những yêu cầu kỹ thuật cụ thể về các vật liệu sử dụng cho các cọc cát. Phân bố cỡ hạt của vật liệu được sử dụng cho các cọc cát cần ưu tiên trong các giới hạn như đã cho trong Hình 25.
8 Phương pháp thoát nước đứng
8.1 Khái quát
Tiêu chuẩn này thiết lập nguyên tắc chung để thiết kế cho nền đất sét bằng phương pháp thoát nước đứng. Tiêu chuẩn này áp dụng để cải tạo cho các loại đất có tính thấm thấp, tính nén cao bằng phương pháp thoát nước đứng và chất tải trước.
Thoát nước đứng sử dụng cho cả hai công tác thi công trên đất liền và trên biển cho những mục đích sau:
– Cố kết (trước) và giảm lún sau thi công;
– Tăng nhanh quá trình cố kết bằng cách giảm các chiều dài tiêu tán nước lỗ rỗng, tăng ổn định (bằng cách tăng ứng suất có hiệu trong đất);
– Hạ mức nước ngầm.
Trong từng trường hợp có một cách xử lý tổng thể của đất (khối lượng các thoát nước nhỏ trong quan hệ với khối lượng đất xử lý).
Chỉ dẫn về những vấn đề thực tế của phương pháp thoát nước đứng, như các trình tự và thiết bị thi công đã nêu trong TCVN 9355:2013 và TCVN 11713:2017.
8.2 Nguyên tắc và trình tự thiết kế
8.2.1 Khái quát
Trong phương pháp thoát nước đứng, các bấc thấm hay các giếng cát được thi công theo các khoảng cách đều nhau trong nền đất sét để gia tăng quá trình cố kết.
Khoảng cách và chiều sâu của thoát nước đứng, đệm cát và chất tải trước phải được thiết kế để đảm bảo các yêu cầu và quy định kỹ thuật của thiết kế.
Lún cố kết và lún dư phải đảm bảo các yêu cầu và quy định kỹ thuật của thiết kế.
8.2.2 Thiết kế áp lực gia tải
Tải trọng khối đắp và tải trọng chân không có thể áp dụng như tải trọng gia tải để cung cấp áp lực cố kết.
Biên độ áp lực cố kết phải được thiết kế để duy trì cường độ tăng đến cường độ mục tiêu hay để đạt được lún cố kết trong thời gian thi công quy định.
Gia số cường độ chịu cắt sau cố kết Δc cần được tính theo các biểu thức (31) và (32).
|
Δc = Cu/p.Δp’.U |
(31) |
Đối với gia tải bằng tải trọng khối đắp
|
Δp’ = a.{γt.h -(p’c – p’0)} |
(32) |
Trong đó:
Cu/p là tỷ lệ gia tăng cường độ;
h là chiều cao khối đắp (m);
p0’ là áp lực ban đầu (áp lực đứng trước khi bắt đầu thi công) (kN/m2);
pc’ là áp lực cố kết trước (kN/m2);
U là mức độ cố kết;
α là hệ số phân bố ứng suất, được gọi là tỷ lệ ứng suất phân bố trong đất nền và tải trọng cố kết (tải trọng khối đắp);
γt là trọng lượng đơn vị của khối đắp (kN/m3);
Δc là gia tăng cường độ (kN/m2);
Ap‘ là áp lực cố kết (kN/m2).
Lún cố kết có thể được tính theo các biểu thức (33).
Trong đó:
Cu/p là tỷ lệ gia tăng cường độ;
h là chiều cao khối đắp (m);
Cc là hệ số nén của đất nền;
Cs là hệ số trồi của đất nền;
e0 là tỷ lệ rỗng ban đầu của đất nền;
ec là tỷ lệ rỗng của đất nền tại áp lực cố kết trước;
H là chiều dầy nền đất (m);
mv là hệ số thể tích của đất nền (m2/kN);
p0’ là áp lực ban đầu (áp lực đứng trước khi bắt đầu cố kết (kN/m2);
pc’ là áp lực cố kết trước (kN/m2);
S là lún của đất nền (m);
Δe là gia số tỷ lệ rỗng của đất sét;
Δp’ là áp lực cố kết (kN/m2).
Để loại trừ cố kết thứ cấp sau khi hoàn thành dự án, có thể sử dụng một tải trọng tạm thời, để tạo nên một áp lực cố kết trước có hiệu mà vượt quá áp lực đất bên trên có hiệu còn lại trong đất sau khi hoàn thành dự án.
8.2.2.1 Chất tải khối đắp như gia tải
Chiều cao và chiều rộng khối đắp phải được thiết kế để đạt được yêu cầu kỹ thuật của thiết kế.
Chiều rộng khối đắp thường chọn lớn hơn so với chiều rộng yêu cầu đối với cải tạo nền đất (Hình 34).
Hình 34 – Chiều rộng khối đắp cho phương pháp thoát nước đứng
Ổn định của khối đắp cần được đánh giá bằng phân tích trượt cung tròn để đảm bảo ổn định của khối đắp.
Nếu khi đặt tải trọng có thể gây mất ổn định, chiều rộng và chiều dầy của cơ chất tải yêu cầu phải được định nghĩa hay thao tác chất tải phải làm theo các bước đã định nghĩa rõ ràng. Trong trường hợp sau, biên độ và thời lượng của từng bước tải trọng phải được định nghĩa.
Khi các điều kiện ổn định không thỏa mãn, phương pháp chân không có thể thay thế và/hoặc bổ sung đặt gia tải. Trong trường hợp đó, trồi đất của các đường biên ngoài diện tích thoát nước có tầm quan trọng sống còn để thành công.
Chất tải bề mặt bằng cách đổ đất đắp có thể phối hợp với phương pháp chân không hay với hạ thấp mực nước ngầm tạm thời trong các lớp dễ thấm hay nằm bên dưới các lớp dễ thấm.
8.2.2.2 Chất tải chân không như gia tải
Phương pháp chân không tạo ra một áp lực thấp hơn trong nước lỗ rỗng trong lớp thoát nước và các thoát nước đứng, thường tương ứng với chân không khoảng 80 đến 90 % áp suất khí quyển.
8.2.3 Thiết kế khoảng cách giữa các thoát nước đứng
Khoảng cách giữa các thoát nước đứng phải được thiết kế để đạt được mức độ cố kết mục tiêu trong thời gian quy định.
Khoảng cách thoát nước cần được tính toán dựa trên lý thuyết Barron hay lý thuyết Bio.
Mức độ cố kết của đất nền cải tạo theo phương pháp thoát nước đứng cần được tính toán dựa trên lý thuyết Barron hay lý thuyết Bio. Biểu thức thực tế như biểu thức (34) có thể áp dụng được.
|
|
(34) |
Trong đó:
U là mức độ cố kết trung bình;
Th là hệ số thời gian;
ch là hệ số cố kết đối với dòng nước ngang (m2/day);
d là khoảng cách thoát nước (m);
de là đường kính tương đương (m): de = 1,05 d(m) đối với bố trí tam giác, de = 1,128 d(m) đối với bố trí hình vuông;
dw là đường kính thoát nước (m);
t là thời gian (ngày).
Đường kính thoát nước dw cần được tính theo biểu thức (35) trong trường hợp sử dụng thoát nước đứng chế tạo trong xưởng.
|
dw = 2(a+b)/π |
(35) |
|
dw = (a+b)/2 |
Trong đó:
a là chiều rộng bấc thấm (m);
b là chiều dầy bấc thấm (m).
8.2.3.1 Chiều sâu thoát nước
Thoát nước cần được lắp đặt vào trong lớp thấm được bên dưới đủ để dòng nước đi lên và đi xuống trong thoát nước, trong trường hợp khi tải trọng khối đắp được sử dụng như một gia tải.
Thoát nước cần không xuyên vào lớp thấm được bên dưới trong trường hợp khi tải trọng chân không được sử dụng như một gia tải.
8.2.3.2 Ảnh hưởng của thoát nước đứng
Ảnh hưởng của thoát nước đứng tại mặt đất có thể được phối hợp trong trường hợp khi khoảng cách thoát nước tương đối lớn so với chiều dầy của nền đất cần cải tạo. Mức độ cố kết có thể tính theo biểu thức (36).
|
U = 1 – (1-Uv). (1-Uk) |
(36) |
Trong đó:
Uk là mức độ cố kết do dòng nước ngang tính theo biểu thức (34)
Uv là mức độ cố kết do dòng nước đứng tính theo lý thuyết cố kết một chiều của Terzaghi.
8.2.3.3 Hệ số cố kết theo phương ngang
Hệ số cố kết đối với dòng nước ngang ch có quan hệ rất chặt chẽ với của dòng nước đứng cv. Tỷ số ch/cv phụ thuộc vào loại đất, lịch sử ứng suất và khác nữa, thường gặp từ 1 đến 10.
8.2.3.4 Những yếu tố ảnh hưởng đến tốc độ cố kết
Quá trình cố kết chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố, như ảnh hưởng của xáo trộn, sức kháng của giếng và đệm, chúng có thể phối hợp trong thiết kế để đánh giá chính xác.
Một vùng chung quanh thoát nước mà tính thấm và các đặc trưng cố kết của nó đã bị ảnh hưởng do bị xáo trộn. Trong trường hợp khoảng cách thoát nước nhỏ ảnh hưởng của vùng bị xáo trộn là yếu tố khống chế.
Các ảnh hưởng của sức kháng giếng và sức kháng đệm cần được phối hợp trong tính toán mức độ cố kết một cách phù hợp khi sức kháng không thể bỏ qua.
Các ảnh hưởng của sức kháng giếng và sức kháng đệm có thể được tính toán theo biểu thức (37).
|
|
(37) |
Trong đó:
B là chiều dài của đệm thoát nước (m);
H là chiều dài thoát nước (m);
Hm là chiều dầy của đệm thoát nước (m);
kc là tính thấm của đất nền (m/phút);
km là tính thấm của đệm thoát nước (m/phút);
kw là tính thấm của thoạt nước (m/phút);
Lm là hệ số sức kháng của đệm thoát nước;
Lw là hệ số yếu tố sức kháng của giếng.
8.3 Vật liệu
8.3.1 Khái quát
Thoát nước đứng bao gồm việc sử dụng các giếng cát và bấc thấm.
Mọi vật liệu và vật phẩm sử dụng phải tuân thủ các yêu cầu kỹ thuật dưới đây.
8.3.2 Giếng cát
Giếng cát là thoát nước có tiết diện ngang hình tròn, được làm bằng vật liệu hạt có tính thấm cao. Đường kính của giếng trong nhiều trường hợp từ 30 đến 50 cm. Giếng bằng bao cát chế tạo sẵn có đường kính từ 12 cm đến 40 cm và đóng gói trong các túi sợi tổng hợp, cũng có sẵn để cải tạo đất nhạy cảm cao và có tính nén cao.
Tính thấm của cát cần xác định để ngăn ngừa tắc do các hạt sét và tránh yêu cầu rất cao sức kháng giếng. Những yêu cầu về tính thấm phụ thuộc vào tính thấm của đất chung quanh và chiều sâu thi công thoát nước và chủ yếu cần được người thiết kế định nghĩa.
Phân bố cỡ hạt của vật liệu sử dụng cho giếng cát nên ưu tiên nằm trong các giới hạn đã cho trên Hình 35.
Hình 35 – Những ví dụ cát sử dụng cho các giếng cát
Rủi ro tắc nghẽn cổ chai của giếng cát khi thi công và/hoặc trong quá trình lún cần được xem xét trong trường hợp của đất nhậy cảm cao và có tính nén cao.
8.3.3 Bấc thấm
Bấc thấm có tiết diện ngang hình chữ nhật, thường bao gồm một lỗi trung tâm có một hệ thống rãnh bao quanh một ống lọc. Chiều rộng của lõi của bấc thấm thường là 100 mm, và chiều dày từ 2 mm đến 10 mm.
Khả năng thoát nước của bấc thấm phụ thuộc rất nhiều vào mục đích cải tạo đất nền, các thông số cố kết của đất, khoảng cách thoát nước và chiều sâu đặt bấc.
Khả năng thoát nước phải đủ cao để thỏa mãn các yêu cầu thiết kế.
Trong đất tính nén rất cao như sét hữu cơ và yếu, bấc thấm rất dễ bị uốn dọc trong quá trình lún. Uốn dọc có thể giảm nghiêm trọng khả năng thoát nước của các loại bấc thấm nhất định.
8.3.4 Đệm thoát nước
Đệm thoát nước bổ sung cũng phục vụ như một sàn công tác. Chiều dầy của đệm thoát nước thường lấy khoảng 1,0 m đến 1,5 m đối với công tác trên biển và 0,5 m đến 1,0 m đối với công tác trên bờ.
Vật liệu đá xay có thể dùng làm đệm thoát nước miễn là đạt các yêu cầu cỡ hạt đã cho trong 7.5.2.
Tính thẩm của đệm thoát nước theo phương ngang, nếu xem xét không thỏa mãn, cần được cải thiện bằng các cách đặt một hệ thống thoát nước ngang trong phần thấp hơn của đệm.
Phụ lục A
(Tham khảo)
Phương pháp trộn dòng khí ép
A.1 Khái quát
Phần này giới thiệu nguyên tắc chung để thiết kế cải tạo đất sét và đất nạo vét theo phương pháp trộn dòng khí ép.
A.2 Thiết kế
A.2.1 Nguyên lý phương pháp
Dùng khí ép để vận chuyển dòng bùn loãng do nạo vét, đồng thời trộn một lượng xi măng trong đường ống trước khi phun lên bãi chứa để sử dụng lại làm vật liệu tôn tạo bãi hay sử dụng cho những mục đích xây dựng khác.
Thiết kế phương pháp trộn dòng khí ép được thực hiện một cách phù hợp để đảm bảo yêu cầu thiết kế.
A.2.2 Trình tự thiết kế
Thiết kế để xác định điều kiện trộn đất cải tạo cần được thực hiện theo trình tự thiết kế trên Hình A.1.
Hình A.1 – Trình tự thiết kế điều kiện trộn đất cải tạo
Sơ đồ quan hệ giữa cường độ tiêu chuẩn thiết kế quck và cường độ chịu nén có nở hông trung bình của đất cải tạo trong phòng thí nghiệm qul và cường độ chịu nén có nở hông trung bình của đất cải tạo hiện trường quf thể hiện trên Hình A.2 và biểu thức (A.1).
Hình A.2 – Minh họa các cường độ hiện trường và trong phòng thí nghiệm của đất cải tạo
|
|
(A.1) |
Trong đó:
CV là hệ số biến động của đất cải tạo hiện trường;
K là hệ số;
quck là cường độ tiêu chuẩn thiết kế (kN/m2);
quf là cường độ chịu nén có nở hông trung bình của đất cải tạo hiện trường (kN/m2);
qul là cường độ chịu nén có nở hông trung bình của đất cải tạo trong phòng (kN/m2);
σ là độ lệch tiêu chuẩn (kN/m2);
λ là tỷ số quf/qul.
Biên độ của CV cần được xác định theo số liệu thực tế tích lũy được.
Biên độ của CV thường được chấp nhận 33% ở Nhật Bản theo số liệu thực tế tích lũy được.
Biên độ của K cần được xác định theo loại và quy mô của kết cấu bên trên.
Biên độ của K trong phương pháp trộn dòng khí ép thường giả thiết là 0,67 ở Nhật Bản theo số liệu thực tế tích lũy được.
Biên độ của λ cần được xác định bằng các thí nghiệm hiện trường hay theo số liệu thực tế tích lũy được.
Biên độ của λ chịu ảnh hưởng của rất nhiều yếu tố, bao gồm điều kiện trộn, loại đất, loại chất gia cố, môi trường và thời gian đông kết.
Biên độ xác suất phụ thuộc vào mục đích và ứng dụng của đất cải tạo, và loại, chức năng và tầm quan trọng của kết cấu bên trên nó. Trong nhiều dự án xây dựng ở Nhật Bản, thường đã áp dụng xác suất 75 %.
Theo số liệu thực tế tích lũy được ở Nhật bản, hệ số biến động của cường độ đất cải tạo và tỷ số cường độ quf/qul, thường được giả thiết tương ứng là 0,35 và 0,7.
A.2.3 Thiết kế địa kỹ thuật
Cường độ mục tiêu của nền đất cải tạo phải được xác định một cách phù hợp để đảm bảo các yêu cầu kỹ thuật thiết kế của nền đất.
Cường độ mục tiêu qu là 100 đến 200 kN/m2 trong nhiều trường hợp.
Vì các đặc trưng của đất cải tạo bằng xi măng khác với của sét nguyên thủy, đất cải tạo thường được giả thiết giống như đất dính thông thường có các đặc trưng mềm dẻo trong thiết kế địa kỹ thuật.
A.2.3.1 Áp lực đất của nền đất cải tạo có chiều rộng vô hạn
Những biểu thức dưới đây đã được cho với giả thiết là nền đất cải tạo là một nền đất phân lớp theo phương ngang có chiều rộng vô hạn và các đặc trưng đồng nhất.
a) Áp lực đất trước khi đông kết
Áp lực đất của đất cải tạo trong trạng thái lỏng cần được tính theo biểu thức (A.2).
|
pt = γt . h |
(A.2) |
trong đó:
h là chiều cao của lớp đất cải tạo trạng thái lỏng (m);
pt là áp lực đất của đất cải tạo trạng thái lỏng (kN/m2);
γt là trọng lượng đơn vị của đất cải tạo trạng thái lỏng (kN/m3).
b) Áp lực đất sau khi đông kết
– Áp lực đất khi nghỉ
Áp lực đất khi nghỉ của nền đất cải tạo p0’ cần được tính theo biểu thức (A.3).
Biên độ của hệ số áp lực đất khi nghỉ, K0, có thể giả thiết là 0,15 đến 0,2.
|
p0’ = K0 (Σγ’.h + w) |
(A.3) |
Trong đó:
h là chiều dầy của lớp đất cải tạo (m);
K0 là hệ số áp lực đất khi nghỉ;
p0’ là áp lực đất có hiệu với hệ số khi nghỉ;
w là gia tải trên diện tích đơn vị tại bề mặt đất (kN/m2);
γ’ là trọng lượng đơn vị có hiệu của đất cải tạo (kN/m3)
– Áp lực đất chủ động tĩnh
Áp lực đất chủ động tĩnh của nền đất cải tạo cần được tính theo biểu thức (A.4), trong đó lực dính c thường được giả thiết bằng qu/2.
|
pa’ = Σγ’.h + w – 2c |
(A.4) |
Trong đó:
c là lực dính của đất cải tạo (kN/m2);
h là chiều dầy lớp đất cải tạo (m);
pa’ là áp lực đất chủ động (kN/m2);
w là gia tải trên diện tích đơn vị tại bề mặt đất (kN/m2);
γ’ là trọng lượng đơn vị có hiệu của đất cải tạo (kN/m3).
– Áp lực đất chủ động động
Áp lực đất chủ động động của nền đất cải tạo cần tính theo biểu thức (A.5) (xem Hình A.3).
Trong đó:
ci là lực dính của đất lớp thứ i (kN/m2);
hi là chiều dầy của đất lớp thứ I (m);
kh là hệ số động đất ngang;
kh’ là hệ số động đất ngang biểu kiến;
pai là áp lực đất chủ động động của lớp thứ i (kN/m2);
w là gia tải trên diện tích đơn vị tại bề mặt đất (kN/m2);
β là góc đất đắp phía sau so với phương ngang (°);
δ là góc ma sát tường (°);
ξi là góc ma sát trong của lớp thứ i;
γi là trọng lượng đơn vị của lớp thứ i (kN/m3);
θ là góc hệ số động đất tổng cộng (°);
ψ là góc nghiêng tường so với phương đứng (°);
ξi là góc của mặt phá hoại trên lớp thứ i so với phương ngang (°).
Hình A.3 – Tính áp lực đất chủ động động
A.2.3.2 Áp lực đất cả nền đất cải tạo có chiều rộng giới hạn
Áp lực đất cả nền đất cải tạo có chiều rộng giới hạn cần được tính theo phương pháp tính theo mảnh như minh họa trên Hình A.4.
Hình A.4 – Tính áp lực đất theo phương pháp mảnh
A.2.3.3 Sức chịu tải của nền đất cải tạo
Sức chịu tải của nền đất cải tạo có không gian và phạm vi theo mặt cắt đủ lớn cần được đánh giá theo lý thuyết sức chịu tải truyền thống như thể hiện trong biểu thức A.7.
|
|
(A.7) |
Trong đó:
B là chiều rộng của kết cấu bên trên (m);
cub là cường độ chịu cắt không thoát nước của đất bên dưới nền đất cải tạo (kN/m2);
m là hệ số điều chỉnh;
Nc, Nq, Nγ là hệ số sức chịu tải của đất bên dưới nền đất cải tạo;
q là áp lực đất bên trên có hiệu tại đáy của nền đất cải tạo (kN/m2);
qf là sức chịu tài của đất bên dưới nền đất cải tạo (kN/m2);
γ là trọng lượng đơn vị của đất bên dưới nền đất cải tạo (kN/m3).
Biên độ phù hợp của các hệ số sức chịu tải cần được xác định bằng cách xem xét các kinh nghiệm đã tích lũy được.
A.2.3.4 Thiết kế khối lượng đất
Tỷ số khối lượng giữa đất nạo vét và đất vận chuyển trên xà lan Nvol cần tính theo biểu thức (A.8a), và của giữa đất sẽ nạo vét và đất cải tạo Nvol‘ có thể tính theo biểu thức (A.8b) (xem Hình A.5).
|
|
(A.8a) |
|
|
(A.8b) |
Trong đó:
C là hệ số xi măng (kg/m3);
Gc là tỷ trọng của xi măng;
Gs là tỷ trọng của hạt đất;
Gw là tỷ trọng của nước;
w0 là hàm lượng nước của đất tại nơi đào (%);
wa là hàm lượng nước của đất trên xà lan vận chuyển (%);
wb là hàm lượng nước của đất sau khi hiệu chỉnh (%);
Vc là khối lượng xi măng (m3);
Vcw là khối lượng nước trong vữa xi măng (m3);
Vw2 là khối lượng nước thêm vào trên xà lan vận chuyển (m3);
W/C là tỷ số nước trên xi măng của vữa xi măng.
Hình A.5 – Thay đổi thể tích đất trong quá trình đào, cải tạo và đổ
A.2.3 Thiết kế trộn đất cải tạo
Thiết kế trộn đất cải tạo cần được xác định bằng cách thực hiện các thí nghiệm trộn trong phòng hay thí nghiệm hiện trường theo các điều kiện giống như khi thi công thực tế (Tham chiếu TCVN 9403: 2012 Gia cố đất nền yếu – Phương pháp trụ đất xi măng).
Thư mục tài liệu tham khảo
(1) OCDI 2002 & 2009, Technical Standards and Commentaries for Port and Habour Facilities in Japan (Tiêu chuẩn kỹ thuật công trình cảng và bể cảng Nhật Bản);
(2) The Ports and Harbours Association of Japan (2018), Technical Standards and Commentaries for Port and Harbour Facilities in Japan (Japanese Version) (Tiêu chuẩn kỹ thuật công trình cảng và bể cảng Nhật Bản (bản tiếng Nhật));
(3) Masaki Kitazume, Masaaki Terashi: Deep Mixing Method; CRS Press, 2013 (Phương pháp trộn sâu).
(4) Masaki Kitazume: The Sand Compaction Pile Method; A.A. Balkema, 2005 (Phương pháp cọc cát đầm chặt).
(5) Peter G. Nicholson: Improvement and Ground Moditication Methods; Elsevier, 2015 (Phương pháp cải tạo và thay nền).
Mục lục
Lời nói đầu
1 Phạm vi áp dụng
2 Tài liệu viện dẫn
3 Thuật ngữ, định nghĩa, ký hiệu và từ viết tắt
3.1 Thuật ngữ, định nghĩa
3.2 Ký hiệu và từ viết tắt
4 Nguyên tắc chung
5 Phương pháp thay đất
5.1 Khái quát
5.2 Phân tích ổn định
5.3 Phân tích lún
5.4 Phân tích hóa lỏng
5.5 Vật liệu đắp
6 Phương pháp trộn sâu
6.1 Khái quát
6.2 Bố trí cải tạo điển hình
6.3 Thiết kế
6.4 Thiết kế trộn đất cải tạo
7 Phương pháp cọc cát
7.1 Khái quát
7.2 Trình tự thiết kế cho nền đất sét
7.3 Trình tự thiết kế cho nền đất cát
8 Phương pháp thoát nước đứng
8.1 Khái quát
8.2 Nguyên tắc và trình tự thiết kế
8.3 Vật liệu
Phụ lục A (Tham khảo) Phương pháp trộn dòng khí ép
Thư mục tài liệu tham khảo
| TIÊU CHUẨN QUỐC GIA TCVN 11820-4-2:2020 VỀ CÔNG TRÌNH CẢNG BIỂN – YÊU CẦU THIẾT KẾ – PHẦN 4-2: CẢI TẠO ĐẤT | |||
| Số, ký hiệu văn bản | TCVN11820-4-2:2020 | Ngày hiệu lực | |
| Loại văn bản | Tiêu chuẩn Việt Nam | Ngày đăng công báo | |
| Lĩnh vực |
Xây dựng Nông nghiệp - Nông thôn |
Ngày ban hành | |
| Cơ quan ban hành | Tình trạng | Còn hiệu lực | |
Các văn bản liên kết
| Văn bản được hướng dẫn | Văn bản hướng dẫn | ||
| Văn bản được hợp nhất | Văn bản hợp nhất | ||
| Văn bản bị sửa đổi, bổ sung | Văn bản sửa đổi, bổ sung | ||
| Văn bản bị đính chính | Văn bản đính chính | ||
| Văn bản bị thay thế | Văn bản thay thế | ||
| Văn bản được dẫn chiếu | Văn bản căn cứ |
