PHÓ TỔNG BIÊN TẬP Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƯỜNG _Dia ky thuat_ So... · 2017-11-30 · Mức độ hòa trộn của khí với hỗn hợp 2

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2017 1

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT

ISSN - 0868 - 279X NĂM THỨ 21

SỐ 2 NĂM 2017

MỤC LỤC

NGUYỄN XUÂN THẢO, NGUYỄN DUY TUẤN, NGUYỄN THẾ VINH: Nghiên cứu công nghệ khoan tuần hoàn nghịch bằng bơm Erlift để khoan các giếng khai thác nước ngầm ở Nhơn Trạch - Đồng Nai 3 TRẦN THƯƠNG BÌNH: Một số vấn đề về kết quả tính toán biến dạng lún cuối cùng trong thiết kế nền móng 9 ĐỖ NGỌC HÀ, ĐOÀN HUY LỢI, HUỲNH ĐĂNG VINH, HUỲNH THANH BÌNH: Ứng dụng thiết bị máng mô phỏng trượt đất để nghiên cứu hiện tượng trượt nông tại thành phố Hạ Long, Quảng Ninh 15 NGUYỄN VĂN VI, NGUYỄN THANH HƯNG, NGUYỄN VĂN HIỀN: Nghiên cứu các đặc trưng thống kê giới hạn chảy của cốt thép trong các cầu btct thường 26 PHAN HUY ĐÔNG: Độ lún cố kết của nền theo quá trình gia tải nhiều cấp trong gia cố nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước 30 TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG, HÀ HOAN HỶ: Đường kính cọc Soilcrete tạo ra bởi Jet Grouting: các yếu tố ảnh hưởng và phương pháp xác định 41

PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƯỜNG

HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP

PGS.TS. ĐẶNG HỮU DIỆP

PGS.TS. PHÙNG MẠNH ĐẮC

PGS.TS. PHẠM QUANG HƯNG

PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ

TS. PHÙNG ĐỨC LONG

GS. NGUYỄN CÔNG MẪN PGS.TS. NGUYỄN HỒNG NAM

PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC

GS.TS. VŨ CÔNG NGỮ

PGS.TS. VÕ PHÁN

PGS.TS. NGUYỄN HUY PHƯƠNG

PGS.TS. DOÃN MINH TÂM

GS.TS. TRẦN THỊ THANH

PGS.TS. VƯƠNG VĂN THÀNH

GS.TS. TRỊNH MINH THỤ TS. LÊ THIẾT TRUNG

GS.TS. ĐỖ NHƯ TRÁNG PGS, TS. TRẦN VĂN TƯ

TS. TRẦN TÂN VĂN

Giấy phép xuất bản số 1358/GPXB - Ngày 8-6-1996, Bộ Văn hóa - Thông tin Cơ quan xuất bản: Viện Địa kỹ thuật (Liên hiệp các Hội KH&KT Việt Nam) 38 phố Bích Câu - Đống Đa - Hà Nội Tel: 04. 22141917. Email: [email protected]; [email protected] Website: www.vgi-vn.vn Xuất bản 3 tháng 1 kỳ Nộp lưu chiểu: tháng Sáu 2017 In tại Công ty in Thủy lợi

Giá: 20.000 đ


VIETNAM GEOTECHNIAL JOURNAL

ISSN - 0868 - 279X

VOLUME 21 NUMBER 2 - 2017

CONTENTS

PHAN HUY DONG: Thiếu tít tiếng Anh NGUYEN DINH THU: Thi u tít ti ng Anh

NGUYEN XUAN THAO, NGUYEN DUY TUAN, NGUYEN THE VINH: Research on applying reverse circulation technology by using erlift pump to drill wells in Nhon Trach - Dong Nai 3

TRAN THUONG BINH: Some problems on calculation results final settlement of design foundation 9 DO NGOC HA, DOAN HUY LOI, HUYNH DANG VINH, HUYNH THANH BINH: Application of landslide flume experiment to research the shallow landslides in Ha Long, Quang Ninh 15 NGUYEN VAN VI, NGUYEN THANH HUNG, NGUYEN VAN HIEN: Studies statistical characteristics of the yield strength of steel rod in conventional reinforced concrete bridge 26 PHAN HUY DONG: Consolidation settlement of soil under multi – stage loading in soft soil improvement by PVP with surcharge 30 TRAN NGUYEN HOANG HUNG, HA HOAN HY: Diameters of soilcrete columns created by Jet Grouting: affected factors and determination methods 41

DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG

EDITORIAL BOARD

Assoc. Prof.,Dr. DANG HUU DIEP Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC Assoc. Prof., Dr. PHAM QUANG HUNG Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN BA KE Dr. PHUNG DUC LONG Prof. NGUYEN CONG MAN Assoc. Prof. Dr. NGUYEN HONG NAM Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN SY NGOC Prof.,Dr. VU CONG NGU Assoc. Prof.,Dr. VO PHAN Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN HUY PHUONG Assoc., Prof. Dr. DOAN MINH TAM Prof., Dr. TRAN THI THANH Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH Prof. Dr. TRINH MINH THU Dr. LE THIET TRUNG Prof., Dr. DO NHU TRANG Assoc. Dr. TRAN VAN TU Dr. TRAN TAN VAN

Printing licence No 1358/GPXB

dated 8 June 1996 by the Minister of Culture and Information Published by the Vietnam Geotechnical Institute (Vietnam

Union of Science and Technology Associations) Add: 38 Bich Cau, Dong Da, Hanoi

Tel: 04.22141917. Email: [email protected]; [email protected]

Website: www.vgi-vn.vn Copyright deposit: June 2017


NGHIÊN CỨU CÔNG NGHỆ KHOAN TUẦN HOÀN NGHỊCH BẰNG BƠM ERLIFT ĐỂ KHOAN CÁC GIẾNG

KHAI THÁC NƯỚC NGẦM Ở NHƠN TRẠCH- ĐỒNG NAI

NGUYỄN XUÂN THẢO* NGUYỄN DUY TUẤN NGUYỄN THẾ VINH**

Research on applying reverse circulation technology by using erlift pump to drill wells in Nhon Trach- Dong Nai Abstract: One of the causes to the decline and breakage of the underground well in Nhon Trach - Dong Nai industrial zone is the application of forward circulation drilling technology. This method consists a lot of weak points when being used in cohesionless sedimentary layers in Nhon Trach. A number of researches on reverse circulation drilling technology by using Erlift pump in sedimentary layers in Nhon Trach, Dong Nai will be presented in this article.The advantage of this method is that the components are extruded from the boreholes such as gas, water and drill cuttings wash (3-phase flow) no directly impacts to the wellbores and aquifer characteristics. This has a positive impact on the life expectancy of the well, as well as improvement of the efficiency of use of wells.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ * Trong những năm gần đây, nhu cầu nước

sạch cho sinh hoạt ở khu công nghiệp Nhơn Trạch-Đồng Nai ngày càng gia tăng; trong khi đó lưu lượng các giếng khai thác nước ngầm ngày càng suy giảm. Sau 5 năm vận hành khai thác, hầu hết các giếng đều giảm lưu lượng khai thác so với thiết kế ban đầu; trong đó có một số giếng bị hư hỏng nặng. Một trong các nguyên nhân gây ra suy giảm lưu lượng khai thác hoặc hư hỏng là do các giếng đều thi công bằng phương pháp khoan xoay tuần hoàn thuận truyền thống. Đây là phương pháp có nhiều nhược điểm khi khoan khai thác nước ngầm

* Viện Công nghệ Khoan; ĐD: 0912 015 585; E-mail: [email protected] ĐD: 0913537739; E-mail: [email protected] ** Trường Đại học Mỏ -Địa chất ĐD: 098 365 5056; E-mail: [email protected]

trong địa tầng trầm tích bở rời như ở Nhơn Trạch - Đồng Nai.

Để đảm bảo yêu cầu thiết kế, chất lượng giếng và công suất khai thác, các tác giả đã nghiên cứu và lựa chọn công nghệ khoan tuần hoàn nghịch bằng bơm erlift để khoan các giếng bổ sung khai thác nước ngầm trong địa tầng trầm tích khu công nghiệp Nhơn Trạch - Đồng Nai thay thế các giếng đã hư hỏng.

2. NGHIÊN CỨU ÁP DỤNG CÔNG NGHỆ KHOAN TUẦN HOÀN NGHỊCH BẰNG BƠM ERLIFT ĐỂ KHOAN CÁC GIẾNG KHAI THÁC NƯỚC NGẦM

2.1. Sơ lược về cấu tạo và nguyên lý làm việc của bơm erlift

Bơm erlift (Airlift pump) được áp dụng rộng rãi trong công nghiệp mỏ để bơm thoát nước tháo khô mỏ; trong khai thác khoáng sản rắn bằng phương pháp thủy lực; trong khai thác cát làm vật liệu xây dựng; bơm nước quan trắc thủy


văn, v.v.. Trong khoan thăm dò, bơm erlift được áp dụng để duy trì dòng nước rửa tuần hoàn nghịch khi khoan trong các điều kiện địa chất phức tạp với mục đích nâng cao tỷ lệ mẫu; khoan thăm dò sa khoáng ở thềm lục địa và khoan các giếng đường kính lớn khai thác nước ngầm.

Cấu tạo bơm erlift (hình 1) gồm: ống nâng; ống dẫn khí; buồng hòa trộn khí; ống hút.

Hình 1. Sơ đồ cấu tạo và nguyên lý làm việc của bơm erlift (Airlift pump). 1- ống nâng; 2- ống dẫn khí; 3-buồng phối khí; 4- ống hút

Trong quá trình khoan, hỗn hợp ban đầu gồm

dung dịch và mùn khoan (2 pha) ở phía dưới buồng hòa trộn khí; nhờ chênh lệch áp suất ở buồng hòa trộn khí, hỗn hợp 2 pha được hút vào buồng hòa trộn khí qua ống hút 4 và hòa trộn với khí tạo thành hỗn hợp 3 pha gồm dung dịch- mùn khoan- khí. Sau khi hòa trộn, hỗn hợp 3 pha được vận chuyển lên bề mặt qua ống 1. Mức độ hòa trộn của khí với hỗn hợp 2 pha để tạo thành hỗn hợp 3 pha có khối lượng riêng nhỏ hơn phụ thuộc vào lưu lượng và áp suất khí truyền vào buồng hòa trộn khí.

Hỗn hợp 3 pha được vận chuyển lên bề mặt qua ống nâng 1 nhờ năng lượng tạo ra từ khí nén truyền từ máy nén khí vào buồng hòa trộn

khí. Năng lượng cần thiết của khí nén để nâng hỗn hợp 3 pha được xác định như sau [4,5,6]:

)10

1ln( 0hPQN ak (1)

trong đó N - năng lượng cần thiết của khí nén để nâng hỗn hợp 3 pha,J; kQ - lưu lượng khí nén, m3/s; aP - áp suất khí quyển, N/m2; 0h - chiều sâu nhấn chìm buồng hòa trộn khí so với mực nước động, m;

2.2. Tính toán lưu lượng và áp suất khí nén cần thiết để nâng hỗn hợp 3 pha trong cột cần khoan

Công nghệ khoan tuần hoàn nghịch cũng như công nghệ khoan tuần hoàn thuận cần đảm bảo rửa sạch mùn khoan ở đáy giếng. Đây là một trong các yếu tố cơ bản quyết định tới chất lượng và năng suất khoan. Để đảm bảo rửa sạch mùn khoan cần tính toán lưu lượng và tốc độ bơm rửa phù hợp với phương pháp khoan, đặc điểm và tính chất đất đá khoan qua. Lưu lượng cần thiết của bơm erlift để rửa sạch và tải mùn khoan lên bề mặt được xác định theo công thức sau:

02785,0 VDQ (2)

Trong đó: Q - lưu lượng cần thiết để rửa sạch mùn khoan ở đáy giếng, m3/s; D - đường kính trong của cần khoan, m; 0V - vận tốc trung bình của dòng hỗn hợp 3 pha chảy trong cần khoan, m/s.

Khi nghiên cứu năng lượng khí cần thiết để nâng hỗn hợp 3 pha dọc theo cần khoan lên mặt đất, các tác giả đã xác định vận tốc dòng chảy của hỗn hợp 3 pha phụ thuộc vào lưu lượng khí truyền từ máy nén khí vào buồng hòa trộn và đường kính trong của cần khoan theo công thức:

3600.).(4

20 DKQQV nk

(3)

trong đó: kQ - lưu lượng khí cần thiết để tạo năng lượng nâng hỗn hợp 3 pha lên bề mặt, m3/h; nK - hệ số nén của khí do áp suất của cột dung dịch trong cần khoan ở phía trên buồng hòa trộn khí và được xác định theo công thức:


)1)10

10(5,00

h

K n (4)

Vận tốc hV dòng chảy của hỗn hợp 2 pha (dung dịch và mùn khoan) từ đáy giếng khoan lên buồng hòa trộn khí được xác định theo công thức sau:

360042h

h DQV

(5)

hV - vận tốc của dòng chảy 2 pha từ đáy giếng khoan lên buồng hòa trộn khí, m/s; hD - đường kính cần khoan ở phía dưới buồng hòa trộn khí,m;

Lưu lượng khí cần thiết để nâng hỗn hợp 3 pha lên bề mặt được xác định theo công thức sau [4,6]:

)110

lg(23 0

hQHQk

(6)

H - chiều cao nâng hỗn hợp 3 pha của bơm erlift, m; - hệ số hữu ích của bơm erlift. Từ biểu thức (6),ta tính lưu lượng của bơm erlift phụ thuộc vào lưu lượng khí và chiều cao nâng hỗn hợp 3 pha:

H

hQ

Qk )1

10lg(23 0

(7)

Hệ số hữu ích của bơm erlift xác định theo công thức [4,6]:

)10

1lg( 0

0

hPQ

gQH

ak

(8)

0 - khối lượng riêng của hỗn hợp 3 pha, kg/m3;

Lưu lượng bơm của bơm erlift không chỉ phụ thuộc vào lưu lượng khí và đường kính trong của cần khoan mà còn phụ thuộc vào hệ số nhấn chìm của bơm trong lòng giếng. Mối quan hệ giữa hệ số với chiều sâu nhấn chìm buồng hòa trộn khí và chiều cao nâng hỗn hợp 3 pha của bơm erlift trong lòng giếng được xác định theo công thức sau:

Hhh

0

0 (9)

- hệ số nhấn chìm. Kết quả nghiên cứu [ 4,5,6] cho thấy đường

đặc tính bơm phụ thuộc vào lưu lượng khí, hệ số và chiều sâu nhấn chìm của bơm erlift khi chiều cao nâng và sức kháng chuyển động của hỗn hợp 3 pha không thay đổi như mô tả ở hình 2. Đối với mỗi loại bơm erlift, khi thay đổi mực nước động trong giếng khoan sẽ dẫn tới thay đổi đặc tính bơm, vì chiều sâu nhấn chìm bơm erlift phụ thuộc vào mực nước động trong giếng khoan.

3. KẾT QUẢ THỬ NGHIỆM CÔNG NGHỆ KHOAN TUẦN HOÀN NGHỊCH BẰNG BƠM ERLIFT ĐỂ KHOAN CÁC GIẾNG KHAI THÁC NƯỚC NGẦM Ở NHƠN TRẠCH - ĐỒNG NAI

3.1. Đặc điểm địa chất thủy văn và địa tầng chứa nước

Theo tài liệu Địa chất thủy văn [3] tầng chứa nước trong trầm tích khu công nghiệp Nhơn Trạch là tầng Pliocen (N2) nằm dưới tầng Pleistocen; chiều dày tầng chứa nước dao động từ 35 m - 65m; lưu lượng đạt từ 3 l/s đến 19 l/s; hệ số dẫn nước (Km) từ 300 m2 /ngày đến 720m2/ngày; trữ lượng nước đạt tới 110.000 m3 /ngày.

Hình 2. Đường đặc tính bơm của bơm erlift khi thay đổi hệ số và chiều sâu nhấn chìm.

Cột địa tầng trầm tích khu công nghiệp Nhơn

Trạch gồm các lớp đất đá kém bền vững, liên kết yếu như : sét pha cát, cát hạt trung đến thô;


và các lớp sét lẫn sạn sỏi laterit ngăn cách nước. Tầng chứa nước là tầng cát hạt trung đến hạt thô lẫn sạn sỏi.

Kết quả nghiên cứu thành phần hạt [3] cho thấy các lớp cát pha có kích thước hạt từ trung bình đến thô (từ 1mm-0,5mm) và rất thô (từ 2mm-1mm). Đặc biệt lớp cát nâu vàng có chứa sỏi kích thước từ 5 mm-2mm (tới 6,6%). Hầu hết các lớp sét pha đều chứa sỏi kích thước khác nhau; sỏi kích thước lớn hơn 10mm chiếm tới 29,3% ; sỏi kích thước nhỏ từ 10-5mm chiếm tới 13,3%.

Các lớp cát pha hạt thô và rất thô có khối lượng riêng từ 2,63 g/cm3 đến 2,67 g/cm3; độ rỗng dao động từ 34-35%; hệ số rỗng dao động từ 0,511-0,579; cường độ kháng nén lớn nhất dao động từ 13,73 N/cm2 đến 14,58 N/cm2; lực dính kết dao động từ 0,49 N/cm2 đến 0,63 N/cm2. Các lớp sét pha và sét pha lẫn sạn sỏi laterit trạng thái déo,dẻo cứng, nửa cứng có khối lượng riêng từ 2,70 g/cm3 đến 2,77 g/cm3; độ rỗng dao động từ 37-44%; hệ số rỗng dao động từ 0,582-0,795; cường độ kháng nén lớn nhất dao động từ 9,48 N/cm2 đến 11,85 N/cm2; lực dính kết dao động từ 1,76 N/cm2 đến 2,83 N/cm2.

3.2. Yêu cầu kỹ thuật đối với các giếng khai thác nước ngầm và thiết bị, dụng cụ khoan

Các giếng bổ sung khai thác nước ngầm ở Nhơn Trạch- Đồng Nai được khoan thăm dò đường kính 120 mm từ 0m-80 m. Sau đó theo yêu cầu của thiết kế, các giếng khai thác nước đều được khoan đường kính 550 mm đến chiều sâu 78 m bằng công nghệ khoan xoay tuần hoàn nghịch.

Công nghệ khoan tuần hoàn nghịch bằng bơm erlift được áp dụng khoan 18 giếng bổ sung thay thế các giếng khai thác nước ngầm đã bị hư hỏng ở khu công nghiệp Nhơn Trạch- Đồng Nai. Hình 3 mô tả cấu trúc giếng khai thác nước ngầm GK5A đặc trưng cho vùng Nhơn Trạch được khoan bằng công nghệ tuần hoàn nghịch bằng bơm erlift.

Để khoan thử nghiệm các tác giả đã lựa chọn thiết bị và dụng cụ khoan như sau:

1. Máy khoan УРБ-ЗАМ-500 đã được cải

tiến chuyên dùng cho khoan khai thác nước ngầm bằng công nghệ tuần hoàn nghịch .

2. Dụng cụ khoan gồm: bộ cần khoan đường kính ngoài 127mm, dày 9 mm, dài 3 m, nối với nhau bằng mặt bích; ống dẫn khí nén CS 33x27 mm,dài 3 m, lắp đối xứng ở cạnh bề mặt ngoài của cần khoan.

3. Chòong khoan ba cánh đường kính 650mm; 550 mm;

Hình 3. Cấu trúc giếng GK5A khai thác nước ngầm

4. Máy nén khí PDS -750. Sơ đồ công nghệ khoan tuần hoàn nghịch bằng

bơm erlift xem hình 4. Chế độ khoan như sau: - Tải trọng chiều trục lên chòong khoan:

2500 N- 3000 N; - Tốc độ vòng quay: 25-30 v/ph. - Áp suất khí nén: 0,5-0,6 MPa; Lưu lượng

khí nén: 6-7 m3/ph. Trong quá trình khoan sử dụng dung dịch ít sét

để ngăn ngừa sự sập lở thành giếng khoan. Các thông số cơ bản của dung dịch khoan như sau: Trọng lượng riêng 1,05-1,1 g/cm3; độ nhớt biểu kiến 22-24 s; độ thải nước 8 - 10 cm3/30 ph.

Sau khi khoan đến chiều sâu thiết kế, các giếng khoan được thực hiện các công đoạn xây


dựng, lắp đặt giếng khai thác nước ngầm như trong khoan tuần hoàn thuận.

3.3. Đánh giá kết quả thử nghiệm. Các kết quả thử nghiệm (bảng 1) áp dụng công

nghệ tuần hoàn nghịch bằng bơm erlift để khoan các giếng khai thác nước ngầm ở Nhơn Trạch- Đồng Nai cho thấy các chỉ tiêu kinh tế - kỹ thuật đạt giá trị cao hơn so với công nghệ tuần hoàn thuận trong cùng điều kiện ở Nhơn Trạch - Đồng Nai (điều kiện địa tầng, yêu cầu thiết kế giếng, chiều sâu và công suất ở khai thác).

Hình 4. Sơ đồ công nghệ khoan tuần hoàn

nghịch bằng bơm erlift

1.cần khoan phía dưới buồng hòa trộn khí;2. buồng hòa trộn khí; 3.ống dẫn khí; 4.mực nước thủy tĩnh; 5.hỗn hợp mùn khoan-dung dịch- khí; 6. ống định hướng; 7.bong bóng khí; 8. máy nén

khí; 9.tyô dẫn khí nén;10.cần chủ động; 11.đầu xanhic; 12.tyô xả; 13.bàn rô to; 14. mực nước động; 15. hố dung dịch; 16. choòng khoan.

Hình 5. Hình ảnh sỏi và cát lấy từ giếng khai thác nước ngầm ở Nhơn Trạch khi khoan tuần

hoàn nghịch bằng bơm erlift Hình 5 mô tả một số hình ảnh thành phần và

kích thước hạt mùn khoan lấy lên từ các giếng khai thác nước ngầm ở vùng Nhơn Trạch Đồng- Nai khi khoan tuần hoàn nghịch bằng bơm erlift.

Bảng 1. So sánh kết quả khoan các giếng khai thác nước ngầm ở Nhơn Trạch bằng công nghệ tuần hoàn nghịch và thuận

Các chỉ tiêu Công nghệ khoan tuần hoàn nghịch

Công nghệ khoan tuần hoàn thuận

Tỷ lệ tăng giảm so với tuần hoàn

thuận - Thời gian trung bình khoan, h/giếng - Tiến độ khoan trung bình, m/h - Thời gian rửa và làm sạch giếng, h/giếng - Lưu lượng bình quân 1 giếng, m3/h

55, 3 1,45 24 115

67,8 1,12 52 83

Giảm 18% Tăng 29,5% Giảm 53,8% Tăng 39%


4. KẾT LUẬN Các kết quả nghiên cứu và thử nghiệm áp

dụng công nghệ khoan tuần hoàn nghịch bằng bơm erlift để khoan các giếng khai thác nước ngầm ở Nhơn Trạch- Đồng Nai cho thấy:

- Công nghệ khoan tuần hoàn nghịch bằng bơm erlift cho phép khoan các giếng khai thác nước ngầm đường kính đến 550 mm trong địa tầng trầm tích bở rời,liên kết yếu. Ưu điểm của phương pháp này là các thành phần được đẩy lên từ giếng khoan gồm khí,nước rửa và mùn khoan (dòng 3 pha) không tác động trực tiếp đến thành giếng khoan và đặc tính của tầng chứa nước. Điều này ít nhiều có tác động tích cực tới tuổi thọ của giếng cũng như nâng cao hiệu quả sử dụng giếng.

- Trong cùng một điều kiện địa tầng như ở Nhơn Trạch, khi áp dụng công nghệ khoan tuần hoàn nghịch bằng bơm erlift cho phép tăng lưu lượng khai thác đến 39%; tốc độ cơ học tăng 29,5%; thời gian thi công giảm 18%; thời gian thổi rửa và làm sạch giếng giảm 53,8% so với công nghệ khoan tuần hoàn nghịch.

-Tùy thuộc vào đường kính giếng khoan, đường kính cần khoan, lưu lượng và áp suất khí, công nghệ khoan tuần hoàn nghịch bằng bơm erlift có thể nâng được cột dung dịch với hàm lượng mùn khoan tới 60%-70% và kích thước hạt mùn từ 50-60 mm tới chiều cao từ 80 m-100 m.

TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Lê Kim Đồng và nnk. Báo cáo đề tài

nghiên cứu khoa học “ Thiết kế chuyển đổi công nghệ khoan tuần hoàn thuận sang công nghệ khoan tuần hoàn ngược trong khoan khai thác nước dưới đất trong điều kiện Việt Nam. Tp. Hồ Chí Minh-2006

2. Nguyễn Duy Tuấn, Nguyễn Xuân Thảo. Kết quả áp dụng công nghệ khoan tuần hoàn ngược trong các giếng khai thác nước dưới đất ở Nhơn Trạch- Đồng Nai. Tạp chí Khoa học kỹ thuật Mỏ- Địa chất số 54/04-2016, tr. 62-65.

3. Nguyễn Duy Tuấn, Nguyễn Minh Quân. Báo cáo kết quả khoan thăm dò và khai thác nước dưới đất khu công nghiệp Nhơn Trạch 5 tại Huyện Nhơn Trạch Tỉnh Đồng Nai.Viện Công nghệ Khoan- Hà Nội- 2015.

4. Drilling technique manual 1981, Wirth Maschen-und Bohrgerate –Fabrik Gmbh; Germal-1981

5. Xu Liu Wan. Air Lift Reverse Circulation Drilling Technique in Water Well Construction. Institute of Exploration Techniques. China Academy of Geosciences, Beijing 2004.

6. Гейер В. Г. Эрлифтные установки. Донецк-1982.

Người phản biện:GS.TS. TRƯƠNG BIÊN


MỘT SỐ VẤN ĐỀ VỀ KẾT QUẢ TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG LÚN CUỐI CÙNG TRONG THIẾT KẾ NỀN MÓNG

TRẦN THƯƠNG BÌNH*

Some problems on calculation results of final settlement in the foundation design Abstract: The paper analyzes the error factors in the prediction method of final settlement, clarifies the practical meaning of the calculation results

ĐẶT VẤN ĐỀ * Biến dạng lún của nền là sự phản ánh kết

quả tương tác giữa đất nền với tải trọng công trình. Trong khi đó, đất nền có vô vàn các thuộc tính và tải trọng thì đa dạng, nên từ các bài toán liên quan đến tính toán biến dạng lún đã có các cách mô phỏng khác nhau về các đặc điểm đất nền và tải trọng. Theo đó, biến dạng lún đã có nhiều phương pháp khác nhau với kết quả tính không giống nhau. Ngoài ra, nếu phân biệt các phương pháp bởi bản chất thông tin của các số liệu đất nền, thì trong cùng một diện tích lãnh thổ, các phương pháp khác nhau luôn cho kết quả tính khác nhau. Sự khác nhau đó chính là sự khác nhau về giá trị sai số của kết quả tính mà phương pháp nào cũng có. Do đó, để đánh giá sự khác nhau về giá trị kết quả tính trong cùng một xác suất tin cậy của lý thuyết xác suất thống kê, để khẳng định phương pháp nào chính xác hơn là không đủ cơ sở, nếu không có một giá trị lún thực tế. Trong khi đó, giá trị lún cuối cùng của đất nền dưới một tải trọng không đổi là kết quả của một quá trình diễn biến theo thời gian, có khi hàng chục năm. Ngoài sự khác nhau về mức

* Đại học Kiến trúc Hà Nội ĐC: Km 10, đường Nguyễn Trãi, quận Thanh Xuân,

TP. Hà Nội ĐT: 0913537260

độ sai số, các phương pháp còn có những ưu nhược điểm khác nhau về tính thực dụng. Đó là các lý do mà trong tiêu chuẩn tính toán nền móng đã hướng dẫn nhiều phương pháp tính mà không quy định một phương pháp cụ thể cho mọi trường hợp. Do đó, lựa chọn phương pháp tính hợp lý trên cơ sở xem xét bản chất của các yếu tố sai số trong mỗi phương pháp là một vấn đề rất đáng bàn luận.

1. CÁC PHƯƠNG PHÁP ĐÁNH GIÁ BIẾN DẠNG LÚN CHO CÔNG TRÌNH

Các phương pháp đánh giá biến dạng lún của nền, nếu phân biệt với nhau theo bản chất của thông tin sử dụng trong đánh giá thì có thể chia thành các nhóm:

+ Quan trắc lún Các thông tin trong quan trắc là các giá trị

lún thực tế đo được của một công trình với tải trọng xác định trên vị trí nền xác định. Như thế, kết quả quan trắc cho biết giá trị lún chính xác ứng với các điều kiện rất cụ thể của tải trọng tại chính đất nền đó. Mọi ứng xử của đất nền sẽ thể hiện khách quan và trực tiếp tổng hợp vào các phép đo chuyển vị lún hay nghiêng. Do đó, về nguyên tắc sử dụng thí nghiệm quan trắc để đánh giá cho công trình khác tương tự, đặt trên đất nền tương tự sẽ cho các ứng xử tương tự. Tuy nhiên, thực tế một nền đất tương tự là một khái niệm liên quan đến mức độ khác nhau của


các loại nền thông qua việc đánh giá các đặc điểm ứng xử của nền. Do đó, kết quả quan trắc là giá trị lún thực tế, nhưng luôn có tính bất định về không gian, tức là kết quả không đúng cho công trình có tải trọng như thế, nhưng đặt ở không gian khác.

+ Tính toán theo kết quả thí nghiệm hiện trường

Điểm chung của các thí nghiệm hiện trường có khả năng xác định biến dạng lún của nền là tạo ra biến dạng cho nền bằng một tác dụng của tải trọng tại hiện trường nơi đã, đang hoặc sẽ xảy ra các ứng xử với tải trọng công trình. Giá trị của kết quả thí nghiệm hiện trường là sự phản ánh khách quan các đặc điểm đất nền trong một phạm vi nào đó được nhận biết thông qua sự biến đổi trạng thái ứng suất nền bởi một tác động bên ngoài gây ra biến dạng cho nền. Cho nên, giá trị sử dụng của thông tin về đất nền mà thí nghiệm hiện trường mang lại, phụ thuộc vào phương thức gây ra dạng phản ứng của nền và cách thức thu nhận thông tin từ các phản ứng đó. Do đó, ý nghĩa của kết quả thí nghiệm hiện trường phụ thuộc vào việc khai thác và sử dụng nó.

Hiện nay, kết quả thí nghiệm hiện trường trong tính toán biến dạng lún thường sử dụng hệ số nền của thí nghiệm nén tĩnh nền, giá trị kháng xuyên của thí nghiệm CPT.

- Phương pháp nén tĩnh nền Cơ sở của phương pháp là đề xuất của

Sleikhe-Polshin trong trường hợp nền đất một lớp đất với chiều dày vô hạn, thì biến dạng lún của nền dưới đế móng được xác định bởi

CPbS

S- độ lún trung bình của toàn bộ diện chịu tải b- chiều rộng hình chữ nhật hay bán kính

hình tròn hệ số tra bảng phụ thuộc vào hình dạng

kích thước độ cứng của móng P- cường độ tải trọng phân bố đều

C- hệ số nền , 21

EC trong đó E modul

đàn hồi. Thí nghiệm nén tĩnh nền khi gia tải các cấp

khác nhau, cùng với việc sử dụng diện tích bàn nén khác nhau sẽ cho giá trị của kết quả với các ý nghĩa phản ánh ứng xử của nền khác nhau. Bởi vì, nếu diện tích hoặc tải trọng càng lớn thì chiều sâu vùng ảnh hưởng càng lớn, theo đó hệ số nền phản ánh ứng xử nén của nền đến chiều sâu lớn hơn.

Do đó, để xác định độ cứng của nền chỉ nên áp dụng cho trường hợp nền đất đồng nhất hoặc nền có chiều dầy lớp đất chịu nén nằm trên đá gốc không lớn, trong trường hợp nền phân lớp thì sử dụng diện tích bàn nén và tải trọng nén bằng với diện tích đế móng và tải trọng công trình. Như thế, khi nén trên nền phân lớp, tải trọng thí nghiệm sẽ rất lớn nếu công trình có tải trọng lớn, đó là hạn chế phương pháp này khi triển khai vào thực tế.

- Phương pháp dựa vào kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh CPT

Năm 1957, De Beer và Martens được bổ xung bởi Bogdanovich, Milovich 1963, phương pháp đánh giá biến dạng lún theo giá trị xuyên CPT như sau:

2 ln3

t mi i i i zi

it i i i

z zS hC z

Trong đó, izi - ứng suất bản thân ở độ sâu zi t- chiều sâu đáy móng m- chiều sâu giới hạn là chiều sâu có ứng

suất bản thân bt = gl, zi - ứng suất hiệu quả do tải trong công trình

gây ra (ứng suất gây lún) Ci - sức kháng xuyên mũi, tính trung bình

cho lớp. So sánh sự hình thành phản lực nền lên đáy

móng trong quá trình ứng xử,với phản lực nền lên mũi xuyên có sự khác nhau về phương của


phản lực nền và không giống nhau về chế độ chất tải. Ngoài ra, sự biến đổi mối quan hệ ứng suất biến dạng trong ứng xử của đất dưới đế móng với đất xung quanh mũi xuyên có những điểm khác biệt đã hạn chế ý nghĩa sử dụng kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh trong tính toán biến dạng. Nhưng, với ưu điểm tiến hành đơn giản cho phép thu thập thông tin đất nền ở nhiều điểm và ở các độ sâu khác nhau, kết quả xuyên tĩnh có nhiều điều kiện để kết hợp với các thông tin khác trong đánh giá biến dạng lún.

Tính toán biến dạng lún bằng thí nghiệm xuyên tĩnh còn được tiến hành thông qua các quan hệ tương quan giữa qc với E thể hiện dưới dạng bảng tra hoặc các hàm tương quan. Tuy nhiên, các hàm tương quan được xây dựng trên các số liệu của một khu vực giữa các cặp số liệu, nên chỉ có ý nghĩa khu vực với một sự chính xác nhất định. Ưu việt lớn nhất của phương pháp tính biến dạng lún bằng xuyên tĩnh là kết quả tính là không phụ thuộc vào việc phân chia chủ quan các lớp đất dưới nền.

- Tính toán theo kết quả thí nghiệm trong phòng Các phương pháp tính toán này xem xét quy

luật phân bố ứng suất gây lún giảm dần theo độ sâu, trên cơ sở sử dụng kết quả thí nghiệm nén không nở hông và tính toán độ lún của nền dưới tâm diện chịu tải. Theo mức độ xem xét khác nhau về quy luật phân bố ứng suất và vùng chịu nén, có các phương pháp sau

Phương pháp sử dụng đường cong e-p. Đặc điểm của phương pháp xem xét biến

dạng lún thông qua biến thiên từ lúc chưa chất tải đến khi kết thúc lún của quá trình chất tải của độ rỗng đất ở các độ sâu khác nhau, theo đó độ lún của nền sẽ là

bti

zi

Si

Ti

n

ii

eemS

1

Trong đó, eiT

,eis- hệ số rỗng của phân tố thứ i

trước và sau khi gia tải

iz, ứng suất gây lún ở phân tố thứ i

ibt ứng suất bản thân ở phân tố thứ i

m- chiều dày phân tố i- hệ số nở hông của phân tố thứ i Phương pháp dựa vào đường e-logp Đặc điểm của phương pháp là dựa vào đường

cong bán loga để tìm ra giới hạn phân chia 2 trạng thái của đát có bản chất cố kết khác nhau:

- Với đất quá cố kết (c> vo) đất đã trải qua quá trình nén chặt

'

'

1 0

lg.1 pi

voii

n

i

cic

qhe

CS

- Với đất thiếu cố kết

)lglg(1 '

'

1 0 pi

voi

voi

pisi

n

i

ic

qCe

hS

trong đó, hi , Cci Csi, e0i- chiều cao, chỉ số nén, chỉ số nở và hệ số rỗng ban đầu của lớp đất thứ i

voi áp lực thẳng đứng ban đầu của lớp đất

thứ i bằng trọng lượng lớp nằm trên đến giữa lớp tính toán

q = I.H.- tải trọng gây lún lên lớp thứ i, trong đó I hệ số ảnh hưởng xác định theo toán đồ Oserberg

Phương pháp lớp tương đương: Đặc điểm của phương pháp là tuyến tính hóa

đường phân bố ứng suất bằng việc quy đổi vùng chịu nén theo chiều dày lớp tương đương như sau:

hs chiều dày lớp tương đương hs=A b với A là hệ số tra bảng dựa vào kích thước độ cứng ở tâm hoặc góc móng và hệ số biến dạng ngang

a0 – hệ số nén lún rút đổi bình quân;

00 1 e

aa

với eo hệ số rỗng của đất và a hệ số

nén lún của đất. h- độ sâu vùng chịu nén được xác định theo

biểu thức:

pP

hPj

jhh ct

s

s

2

12


Trong đó, Pct độ bền cấu trúc của đất; j- Grandien thủy lực.

xem độ lún của nền dưới một diện chịu tải, được xác định bởi biểu thức

sPhaS 0

+ Phương pháp phân tầng lấy tổng Đặc điểm của phương pháp là chia nền đất ra

nhiều phân tố để xác lập trạng thái ứng suất cho các phân tố, trong đó độ lún của nền là tổng biến dạng của các phân tố theo công thức:

iii

in

i

n

ii m

ESS

11

trong đó, Si - giá trị lún của một lớp phân tố trong vùng chịu nén

mi – chiều dầy phân tố thứ i Ei – modul tổng biến dạng của phân tố thứ i nhận

được từ tính toán kết quả thí nghiệm trong phòng i - hệ số nở hông của phân tố thứ i nhận được

từ bảng tra hoặc tính theo công thức n - số phân tố trong vùng chịu nén z. Z là

chiều sâu tính từ đáy diện chịu tải đến độ sâu có ứng suất gây lún z nhỏ hơn 5 lần ứng suất bản thân bt

Các phương pháp liên quan đến kết quả thí nghiệm trong phòng chứa đựng nhiều yếu tồ sai số, bao gồm:

- Kết quả thí nghiệm trong phòng là sản phẩm của nhiều công đoạn lấy mẫu, vận chuyển, bảo quan, gia công và kết quả thí nghiệm phụ thuộc vào kỹ năng thao tác, sự chính xác của thiết bị.

- Các mô phỏng về trạng thái của mẫu đất trong phòng thí nghiệm không thể đúng với trạng thái tồn tại của nó và điều kiện để nó ứng xử đúng với thực tế. Trong khi, một sai số nhỏ của thí nghiệm thông qua các phép cộng sẽ trở thành lớn của kết quả tính.

- Tính lún bằng kết quả thí nghiệm trong phòng còn phụ thuộc vào sự xác lập chiều dày các lớp đất.

Nhưng các phương pháp tính lún bằng kết

quả thí nghiệm trong phòng đều tính ở tâm diện chịu tải, nơi phân bố ứng suất theo chiều sâu là lớn nhất, cùng với sự chỉnh lý thống kê kết quả thí nghiệm và các phép tuyến tính trong bài toán. Do đó, thay vì các sai số của kết quả tính dao động xung quanh giá trị thực đã được dồn về một phía để đảm bảo kết quả tính toán là giá trị có độ tin cậy cao nhất cho ổn định công trình. Chính vì thế, cùng với các ưu điểm khác, phương pháp tính toán dựa vào kết thi nghiệm trong phòng đã trở thành truyền thống và phổ biến trong thiết kế tiền định.

Tóm lại mỗi phương pháp đêu có những ưu và nhược điểm khác nhau, không phương pháp nào ưu việt trong mọi hoàn cảnh. Do đó, kết hợp giữa các phương pháp thí nghiệm hiện trường và quan tắc với tính toán bằng thí nghiệm trọng phòng sẽ cho giá trị sát thực nhất, vấn đề là kết hợp như thế nào để có kết quả đánh giá hợp lý nhất.

2. Mục đích của tính toán biến dạng và ý nghĩa cúa các kết quả

Ngoài các sai số kết quả của các phương pháp tính, thì kết quả tính còn phụ thuộc vào việc xác định tải trọng, trong khi tải trọng công trình là kết quả của tổ hợp theo các kịch bản. Như vậy, tải trọng tác dụng xuống nền đất thông qua móng không phải là giá trị thực, nên kết quả tính toán biến dạng lún cho một công trình cụ thể cũng là không thực, cho dù kết quả từ các phương pháp tính là chính xác.

Hơn thế, biến dạng lún của đất nền luôn kèm theo sự biến đổi cấu trúc của đất để hình thành một cấu trúc khác. Khi biến dạng còn nằm trong giới hạn phát triển của biến dạng trượt thì sự biến đổi cấu trúc có xu hướng làm tăng bền và giảm khả năng biến dạng. Như thế, biến dạng lún của công trình còn phụ thuộc vào phương thức chất tải nhanh hay chậm, trong khi các phương pháp tính chưa tường minh sự ảnh hưởng này.


Tóm lại có rất nhiều vấn đề chỉ ra rằng, kểt quả tính toán lún cuối cùng của đất nền dưới tải trọng công trình là giá trị không thực. Vậy, chúng có ý nghĩa gì trong thiết kế nền móng, khi mà theo thời gian chịu tải trọng công trình, đất nền chỉ biến đổi theo chiều hướng tăng bền, giảm tốc độ lún và tắt dần đã được khẳng định chăc chắn bằng sự thỏa mãn điều kiện chịu tải của đất nền.

Để tường minh về ý nghĩa thực tiễn của kết quả tính toán, trước hết phải tường minh về bản chất biến dạng lún của công trình.

Biến dạng lún của công trình là sự chuyển vị thẳng đứng lũy tiến theo thời gian của công trình đó. Nếu xét chuyển vị bằng sự biến đổi theo thời gian khối tâm của công trình thì sẽ có sự phân biệt biến dạng lún giữa công trình có khối tâm không đổi là công trình có kết cấu cứng hoặc đặt trên diện chịu tải cứng với công trình kết cấu mềm như nền đường, nền đê v.v... Giữa chúng luôn có yêu cầu khác nhau về sử dụng kết quả tính biến dạng lún

- Đối với công trình kết cấu cứng, khi chuyển vị thẳng đứng, mọi điểm trên công trình đều dịch chuyển theo quỹ đạo thẳng đứng và khi chuyển vị xoay, mọi điểm đều dịch chuyển theo quỹ đạo tròn, chung một trục nhưng khác bán kính, sự phân bố tải trọng công trình xuống đất nền là không giống nhau giữa các điểm, nên biến dạng lún ở một điểm trong nền không phải biến dạng lún cho công trình, nhưng sẽ làm thay đổi nội lực của kết cấu. Vì thế với công trình kết cấu cứng, mục đích tính biến dạng là xác định sự lún lệch với quan niệm rằng, sai số xảy ra thì cùng sai số như nhau, chênh lún giữa các điểm không bị ảnh hưởng.

Trong thiết kế tiền định, tính toán biến dạng nhằm khẳng định giải pháp móng được lựa chọn thỏa mãn về điều kiện biến dạng, với yêu cầu kết quả tính nhỏ hơn trị giới hạn cho phép về

biến dạng tuyệt đối và độ lún lệch, còn nhỏ hơn bao nhiêu không cần xem xét.

Trong TCVN 9362 và TCVN 10304 quy định: nhà khung bê tông cốt thép không có tường chèn, giá trị lún tuyệt đối giới hạn Sgh=8cm và độ lún lệch giữa hai móng liền kề S/L= 0.002 là thỏa mãn, không cần xem xét đến sai số của kết quả tính. Việc không xét đến sai số của kết quả tính, đã dẫn đến những sai lầm tiềm ẩn nguy cơ hoặc thể hiện ra bên ngoài bằng sự phá hủy kết cấu.

Ví dụ, lún của đài A là S= 5cm và đài B có S=4,2 cm khoảng cách 2 đài L=5 mét, khi đó độ lún lệch giữa hai đài là 0.0016<0.002 và được đánh giá là thỏa mãn cả hai giới hạn. Nhưng, nếu xem xét sai số của kết quả tính với giá trị thực vẫn có thể xảy ra khả năng: tại A độ lún S= 4mm, tại B độ lún S= 2,5mm, khi đó độ lún lệch S/L=0.003, tức là không thỏa mãn giá trị cho phép. Ngược lại sẽ có trường hợp kết quả tính không thỏa mãn, nhưng vì sai số nên giá trị thực vẫn thỏa mãn.

- Đối với công trình có kết cấu mềm từ thân đến móng, những vấn đề chuyển vị và phân bố tải trọng công trình xuống nền khác với kết cấu cứng. Trong đó, với công trình kết cấu mềm, tải trọng công trình truyền xuống các điểm dưới nền là như nhau. Vì thế, lún lệch không phải là vấn đề chính yếu mà giá trị độ lún tuyệt đối mới cần có sự yêu cầu chính xác.

Trong tính toán nền đường đắp trên đất yếu thì độ lún rất lớn, vì vậy sai số sẽ rất lớn, nếu bỏ qua sai số, tính toán chỉ xét theo độ tin cậy sẽ làm tăng khối lượng so với thực tế vốn có. Đặc biệt với nền đất yếu, lún là quá trình lâu dài phụ thuộc vào điều kiện cố kết. Vì thế, thời gian lún hay thời gian cố kết mới là điều quan tâm.

Như vậy, muốn có một giá trị lún thực tế thì mọi phương pháp tính toán đều không đáp ứng được, ngoài phương pháp quan trắc. Nhưng,


phương pháp quan trắc lại có tính bất định không gian. Do đó, kết hợp chúng lại là nguyên tắc cơ bản trong thiết kế nền móng để lựa chọn hợp lý kết quả tính. Nguyên tắc đó là: căn cứ vào độ lệch của các kết quả tính so với kết quả quan trắc để làm cơ sở lựa chọn. Tuy nhiên, thực hiện theo nguyên tắc đó đòi hòi một quy trình phức tạp, nhất là với nhà cao tầng giải pháp móng sâu.

Đối với công trình nhà kết cấu cứng, luôn có yêu cầu về độ tin cậy của lún lệch, nhất là trường hợp dưới móng công trình có nhiều thành tạo cùng ở một độ sâu nhưng có tốc độ lún khác nhau sẽ xảy ra sự chênh lún tức thời, trước khi đạt giá trị cuối cùng. Cho nên, để đảm bảo sai số nhỏ hơn của giá thực so với kết quả tính sẽ có cách giải quyết đơn giản như sau:

Giá trị giới hạn về điều kiện lún cho một loại công trình, bao gồm: Giá trị lún tuyệt đối xem như điều kiện cần là S <Scgh, giá trị độ lún lệch là điều kiện đủ, xác định theo đẳng thức Sgh

= L. sgh, khi đó điều kiện cần và đủ sẽ là: S <Scgh

= L. sgh Trong đó, Scgh - độ lún tuyệt đối giới hạn phụ

thuộc vào loại công trình L - khoảng cách giữa 2 điểm của móng gần

nhất được tính toán lún sgh - độ lún lệch giới hạn quy định theo kết

cấu loại công trình, Ví dụ, nhà khung bê tông cốt thép không có

tường chèn quy định S< Scgh=8cm đồng thời s< sgh= 0.002 thì đề xuất điều kiện cần S < 8cm điều kiện đủ S< Sgh

= 0.002L Theo đề xuất này, kết quả kiểm tra điều kiện

biến dạng lún sẽ loại bỏ tất cả các khả năng lún lệch giữa các móng vượt quá giới hạn cho phép. So với với cách kiểm tra điều kiện biến dạng của giải pháp móng truyền thống S< Scgh và s< sgh, phương pháp đề xuất áp dụng cho giải pháp móng sâu không ảnh hưởng nhiều, vì độ lún tuyệt đối của móng sâu rất nhỏ, nhưng áp

dụng với móng nông trong nhiều trường hợp sẽ phải thay đổi đáng kể kích thước móng để có được sự thỏa mãn. Trong những trường hợp với móng nông, nên sử dụng kết quả nén tĩnh nền, hoặc sử dụng hệ số an toàn do đề xuất Statements (1967).

Kết luận: Lựa chọn hợp lý kết quả tính toán biến dạng

trong thiết kế nền móng công trình có vai trò quyết định đến lựa chọn giải pháp móng hợp lý, nếu lựa chọn kết quả không hợp lý sẽ có giải pháp móng không hợp lý .Để lựa chọn hợp lý kết quả tính toán lún đòi hỏi phải tường minh tổ hợp tải trọng, kết cấu công trình, đặc biệt là quá trình xác lập các thông số đất nền xây dựng các phương án làm cơ sở lựa chọn.

Ngoài những vấn đề được trình bày xung quanh kết quả tính toán và lựa chọn hợp lý kết quả tính, để sáng tỏ vấn đề biến dạng lún của đất nền còn nhiều vấn đề khác phải xem xét, trong đó vấn đề sử dụng lý thuyết xác suất thống kế làm công cụ để giải quyết các biến dạng của nền không đồng nhất về thành phần và bất đẳng hướng về cấu tạo và tính chất.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. E.D Sukina (1985), “Cơ lý hoá hệ phân

tán tự nhiên”, NXB Matxcova,< Tiếng Nga> 2. N.A Xưtovich.(1983), “Cơ học đất”, bản

dịch tiếng Nga Nhà xuất bản Nông nghiệp 3.Shamsher Prakash- Hary D.Sharma

(1999),“Móng cọc trong thực tế xây dựng“ ,NXB XD – HN 4. R. Whitlow (1997), “Cơ học đất”, NXB

Giáo dục. 5.K.Széchy, L. Varga (1978), “ Foundation

engineering”, Akadémiai Kiadó Budapest, <Tiếng Anh>

Người phản biện: PGS.TS ĐOÀN THẾ TƯỜNG


ỨNG DỤNG THIẾT BỊ MÁNG MÔ PHỎNG TRƯỢT ĐẤT ĐỂ NGHIÊN CỨU HIỆN TƯỢNG TRƯỢT NÔNG TẠI THÀNH PHỐ

HẠ LONG, QUẢNG NINH

ĐỖ NGỌC HÀ, ĐOÀN HUY LỢI, HUỲNH ĐĂNG VINH,

HUỲNH THANH BÌNH*

Application of landslide flume experiment to research the shallow landslides in Ha Long, Quang Ninh Abstract: Heavy rainfall is one of the major causes of shallow landslides in the world. To analyze landslide mechanisms triggered by rainfall, large-scale models have been used. In Japan, there are several landslide experiments conducted in Forestry and Forest Products Research Institute and National Research Institute for Earth Science and Disaster Prevention. In Vietnam, the similar landslide flume experiment was manufactured in Institute of Transport Science and Technology (ITST), Ministry of Transport. This study used the laboratory flume experiment in ITST with artificial heavy rainfall to analyze the mechanism of a shallow landslide in Quang Ninh, Vietnam. Wire extensometers were installed to detect the surface displacement before the landslide initiation. Time prediction of landslide initiation could be possible from the accumulation and acceleration of slope surface movement.

1. GIỚI THIỆU * 1.1. Tổng quan việc ứng dụng máng mô

phỏng trượt đất để nghiên cứu trượt nông trên thế giới

Trượt nông dọc tuyến đường giao thông là một trong những hiện tượng địa chất động lực công trình diễn ra trong phạm vi mái dốc nền đường hoặc trong một phạm vi rộng lớn hơn bao gồm cả một phần sườn đồi hay sườn núi tiếp giáp với mái dốc nền đường. Hiện tượng trượt đất phát sinh khi chịu tác động trực tiếp của con người kết hợp với các yếu tố tác động thiên nhiên như mưa, bão, lũ lụt, dòng chảy, nước ngầm hoặc động đất,... làm khối đất đá nằm trên mái dốc hoặc sườn đồi, sườn núi bị mất ổn định cơ học và sau đó tự tách ra thành một hoặc nhiều khối đất

* Viện Khoa học và Công nghệ GTVT E-mail: [email protected]

đá chuyển động tự do xuống phía dưới, ở các dạng khác nhau, theo phương trọng lực.

Trong các nguyên nhân gây ra trượt đất ở trên, mưa lớn là một nguyên nhân chính, đặc biệt là hiện tượng trượt nông nơi mặt trượt chỉ nẳm sâu từ 1m đến 10m (phân loại theo Hội Trượt Đất Quốc tế ICL). Trượt nông thường xảy ra ở những khu vực mà lớp đất trên mặt có hệ số thấm cao nằm trên một lớp đất có hệ số thấm thấp. Khi nước mưa ngấm từ trên xuống gặp lớp đất có hệ số thấm thấp sẽ không thấm qua được, do đó mực nước sẽ dâng lên trong lớp đất thấm tốt trên mặt, làm gia tăng áp lực nước lỗ rỗng và dẫn đến mất ổn định sườn dốc. Các vụ trượt nông thường là nguồn gốc gây ra lũ bùn đá, lũ quét và khi xảy ra, sẽ gây ra thiệt hại rất lớn về con người và tài sản.

Để nghiên cứu trượt đất, người ta có thể dùng các mô hình thí nghiệm. Mô hình thí nghiệm


trong phòng là phương pháp mô phỏng gần đúng với thực tế nhất. Trong mô hình này, các đặc tính của đất, điều kiện biên có thể kiểm soát được và các thông số lượng mưa, áp lực nước lỗ rỗng, độ dịch chuyển có thể quan trắc được. Do đó, để nghiên cứu cơ chế của hiện tượng trượt nông, trên thế giới đã sử dụng một số thiết bị máng mô phỏng trượt đất có xét đến ảnh hưởng của mưa. Một số nghiên cứu đã được thực hiện bởi Wang, Sassa (2003), Lourenco và nnk (2006), Tohari và nnk (2007), Chen và nnk (2012), Tsutsumi và Fujita

(2012), Okada (2014), L.Z.Wu và nnk (2015), M.R. Hakro và nnk (2015). Các máng trượt có kích thước khác nhau: ví dụ tại trường đại học Chengdu, Trung Quốc máng có kích thước chiều dài, rộng và cao lần lượt là 2x0,6x0,8 m và tại trường Teknologi, Malaysia là 2,2x1x2,2 m. Máng mô phỏng trượt đất lớn nhất trên thế giới với kích thước cao, dài, rộng tương ứng là 23x3x1,5 (m) được thiết kế và thí nghiệm tại Viện nghiên cứu Quốc gia về khoa học Trái Đất và phòng chống thảm họa thiên nhiên (NIED), đặt tại Tsukuba, Nhật Bản.

Hình 1: Thiết bị máng mô phỏng trượt đất với kích thước dài, cao, rộng tương ứng là 23x3x1,5 (m)

được thiết kế và thí nghiệm tại Viện nghiên cứu Quốc gia về khoa học Trái Đất và phòng chống thảm họa thiên nhiên (NIED), đặt tại Thành phố Tsukuba, Nhật Bản

Máng mô phỏng trượt đất có kích thước nhỏ

hơn với kích thước dài, rộng, cao tương ứng là 9x1x1 (m) và góc nghiêng 320 được thiết kế và thí nghiệm tại Viện nghiên cứu lâm nghiệp và lâm sản (FFPRI), đặt tại Thành phố Tsukuba, Nhật Bản. Máng trượt có kích thước càng lớn thì càng mô phỏng gần với thực tế hơn, tuy

nhiên việc thí nghiệm sẽ tốn kém và mất nhiều thời gian hơn.

1.2. Mô hình máng mô phỏng trượt đất ở Việt Nam

Năm 2013, phòng thí nghiệm máng mô phỏng trượt đất đã được thiết kế và bắt đầu xây dựng tại Viện Khoa học và Công nghệ


GTVT. Máng được thiết kế dựa trên chỉ tiêu cơ lý của đất đá phong hóa tại khu vực Hải Vân. Năm 2015 và năm 2016, các thí nghiệm máng mô phỏng trượt đất có mưa nhân tạo đã được thực hiện tại Viện Khoa học và Công

nghệ GTVT. Hai thí nghiệm sử dụng mẫu cát từ sông Hồng, Hà Nội. Hai thí nghiệm khác sử dụng mẫu đất lấy từ hiện trường khu vực trượt Ga Hải Vân, Đà Nẵng.

Hình 2: Thiết bị máng mô phỏng trượt đất với kích thước cao, dài, rộng tương ứng là 9x1x1 (m) được thiết kế và thí nghiệm tại Viện Khoa học và Công nghệ GTVT

2. THIẾT BỊ VÀ VẬT LIỆU 2.1. Cấu tạo máng mô phỏng trượt đất Sơ đồ thiết kế của máng mô phỏng trượt đất

tại Viện Khoa học và Công nghệ GTVT cùng hệ thống giàn mưa nhân tạo được thể hiện trong Hình 3. Một mặt của máng được làm bằng kính cường lực trong suốt để có thể quan sát được dịch chuyển của toàn bộ khối đất, một mặt làm bằng thép. Máng có chiều dài 9 m được chia làm ba đoạn với các độ dốc khác nhau mô phỏng theo điều kiện tự nhiên. Đoạn trên cùng dài 1 m có độ dốc 00 mô phỏng như đỉnh mái dốc. Đoạn giữa dài 4 m có độ dốc 340, được

thiết kế căn cứ theo kết quả thí nghiệm cắt phẳng cho vật liệu đất đá granit phong hóa tại Hải Vân có góc ma sát trong là 340. Đoạn dưới dài 4 m có độ dốc 100, mô phỏng sự thoải dần của mái dốc, đồng thời phản ánh sự khác biệt trong cơ chế dịch chuyển của đoạn mái dốc 340.

Để mô phỏng hiện tượng mưa, một hệ thống các đầu phun mưa được thiết kế trên nóc mái máng trượt. Hệ thống các đầu phun mưa này được thiết kế sao cho lượng mưa được phun đều dọc theo chiều dài máng trượt. Để điều chỉnh được lượng mưa, một hệ thống van điều áp được lắp đặt dọc theo ống dẫn nước lên đầu phun.


Hình 3: Cấu tạo máng trượt và hệ thống phun mưa.

2.2. Hệ thống quan trắc Sơ đồ hệ thống quan trắc được thể hiện trong

Hình 4. Hệ thống này được thiết kế nhằm quan

trắc được sự thay đổi của áp lực nước lỗ rỗng, sự dịch chuyển bề mặt, và sự dịch chuyển của toàn bộ khối trượt.

Hình 4: Hệ thống quan trắc máng mô phỏng trượt đất


- Quan trắc sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng tại một độ sâu nhất định để thấy được sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình mưa. Khi áp lực nước lỗ rỗng tăng, mái dốc sẽ dần đạt tới trạng thái giới hạn trượt. Một loại đầu đo áp lực nước lỗ rỗng hình trụ được đặt vào trong đất cát trong máng trượt để đo áp lực nước lỗ rỗng thay đổi.

- Quan trắc sự dịch chuyển của bề mặt mái dốc để thấy rõ các dịch chuyển bề mặt mái dốc, bằng cách sử dụng thiết bị đo độ dãn dài. Sự dịch chuyển bề mặt và tốc độ dịch chuyển được ghi lại trong biểu đồ. Sử dụng phương pháp phân tích nghịch đảo tốc độ dịch chuyển theo Saito (1968) và Fukuzono (1985) có thể dự báo được thời gian xảy ra trượt đất.

- Quan trắc dịch chuyển của toàn bộ khối trượt trên mái dốc để phân tích, so sánh với sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng trong khối trượt. Các hình trụ đánh dấu hoặc các vật liệu cát màu có thể được sử dụng để đặt dọc theo khối trượt. Dịch chuyển của các hình trụ đánh dấu được ghi lại bằng máy quay và máy ảnh đặt dọc theo máng.

- Thời gian của các dữ liệu quan trắc được đồng bộ bằng đồng hồ hiển thị số hoặc bằng thiết bị GPS.

2.3. Lựa chọn địa điểm lấy mẫu vật liệu và lượng mưa thí nghiệm

Điểm trượt đất được lựa chọn thí nghiệm là khu vực trượt đất cầu vượt Bàn Cờ, đường vào Cảng Cái Lân, thành phố Hạ Long, tỉnh Quảng Ninh (Hình 5).

Hình 5: Điểm trượt tại thành phố Hạ Long, Quảng Ninh được lựa chọn lấy mẫu làm thí nghiệm máng mô phỏng trượt đất.

Lượng mưa lớn nhất tại điểm trượt đất được

lấy theo số liệu thủy văn khu vực Phường Bãi Cháy – thành phố Hạ Long - Quảng Ninh ngày 28/7/2015 (thời điểm trượt đất xảy ra). Lượng

mưa trung bình đo được trong ngày xảy ra trượt đất ở hai giờ mưa lớn nhất là 75mm/h (Hình 6). Đây là lượng mưa được sử dụng để thí nghiệm mô hình máng trượt.


Hình 6: Biểu đồ lượng mưa theo giờ ngày 26,27,28 tháng 7 năm 2015 khi trượt đất xảy ra tại thành phố Hạ Long, Quảng Ninh (Theo số

liệu quan trắc tại trạm Bãi Cháy) 3. MỘT SỐ KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM Thí nghiệm mô phỏng trượt đất nông bằng

thí nghiệm máng trượt với lượng mưa lớn nhất tại điểm trượt đất (75mm/h) thực hiện tại Phòng thí nghiệm mô hình thuộc Viện Khoa học và Công nghệ GTVT ngày 17/3/2017 ghi nhận được một số nội dụng chủ yếu sau:

- Với lượng mưa lớn nhất tại điểm trượt đất (75mm/h) mái dốc bắt đầu có hiện tượng dịch chuyển sau 18 phút mưa. Biến dạng bắt đầu từ chân mái dốc có độ dốc 340, do mái dốc mất ổn định phần chân mái nên tạo ra các vùng sụt trên thân mái.

- Đoạn mái dốc có độ dốc 100 độ ổn định, không biến dạng trong suốt quá trình thí nghiệm mưa.

- Vùng sụt phát triển từ mặt mái sau đó xuống sâu 35cm-:- 45cm so với mặt mái tạo ra cung trượt. Đỉnh điểm của biến dạng tại phút thứ 70 (sau 4200 s tính từ khi thí nghiệm mưa), vùng sụt trượt kéo theo cả đoạn mái dốc 340 sụt xuống tạo thành dòng bùn đổ xuống chân mái dốc.

3.1. Phân tích các chỉ tiêu cơ lý của mẫu vật liệu sử dụng cho thí nghiệm

Trước khi tiến hành thí nghiệm mô phỏng, mẫu đất được tiến hành các thí nghiệm trong phòng để xác định các chỉ tiêu cơ lý. Bảng 1 trình bày tính chất cơ lý của mẫu lấy tại thành phố Hạ Long.

Bảng 1: Chỉ tiêu cơ lý của mẫu dùng để thí nghiệm trong mô phỏng máng trượt đất

STT Chỉ tiêu

50,00 100,00 25,00 100,00 20,00 100,00 10,00 91,11

Sạn sỏi

5,00 81,22 2,00 72,23 1,00 66,63 0,50 58,72 0,25 44,02

Cát

0,1 31,94 0,06 25,20

Bụi 0,02 18,04

1

Thàn

h ph

ần h

ạt

Sét 0,002

P %

9,86 2 Độ ẩm tự nhiên w % 17,2 3 Khối lượng thể tích tự nhiên w g/cm3 1,41 4 Khối lượng thể tích khô d g/cm3 1,20


STT Chỉ tiêu 5 Khối lượng riêng s g/cm3 2,67 6 Hệ số rỗng e 1,219 7 Độ lỗ rỗng n % 54,9 8 Độ bão hoà Sr % 37,7 9 Giới hạn chảy LL % 28,2 10 Giới hạn dẻo PL % 20,5 11 Chỉ số dẻo PI % 7,7 12 Hệ số thấm k cm/s 3,03x10-3

Độ 17°29' Tự nhiên

c kPa 9,50 Độ 12°07'

13 Thí nghiệm cắt trực tiếp Bão hòa

c kPa 4,75

TCVN 5747:1993 SC 14 Phân loại đất

Mô tả

Đất cát lẫn sét cấp phối kém

Từ kết quả thí nghiệm thành phần hạt và hệ số

thấm của đất có thể thấy kích thước hạt và hàm lượng hạt mịn ảnh hưởng rất lớn đến sự trượt lở của địa hình đồi núi dốc, điển hình cho hiện tượng trượt nông dọc các tuyến đường giao thông tại Việt Nam. Mẫu lấy trong thân trượt có hàm lượng hạt mịn thấp cùng với hàm lượng các hạt bụi và sỏi sạn nhiều hơn do đó tính liên kết giữa các lớp đất giảm tạo nên mặt trượt giữa những lớp đất đá với nhau. Hệ số thấm của mẫu lại rất lớn, vì thế khi nước thấm qua lớp đất nhanh chóng lấp đầy các lỗ rỗng, làm đất bão hòa trong thời gian ngắn, làm tăng áp lực nước lỗ rỗng và giảm cường độ lực dính, giảm góc ma sát của lớp đất.

Để so sánh sự thay đổi về khối lượng thể tích của mẫu trước và sau thí nghiệm, chúng tôi tiến hành lấy mẫu thí nghiệm được lấy tại ba vị trí và tại ba độ sâu đối với mỗi vị trí lấy mẫu. Vị trí lấy mẫu lần lượt là 1m, 2m và 4m tính từ đỉnh cao nhất của máng trượt. Ba độ sâu tại mỗi vị trí lần lượt là 20cm, 40cm và 60cm tính từ đáy máng trượt lên. Hình 7 thể hiện sự thay đổi thể tích tại các vị trí khác nhau trên máng trượt. Độ ẩm của mẫu sau thí nghiệm lớn hơn trước thí

nghiệm. Độ sâu của mẫu ở độ sâu 60 cm thay đổi càng ít nhất.

Hình 7. So sánh khối lượng thể tích của đất

trước và sau khi thử nghiệm

3.2. Kết quả quan trắc áp lực nước lỗ rỗng và độ dịch chuyển

Hai mươi đầu đo áp lực nước lỗ rỗng (BI1-BI20) được lắp đặt dọc theo máng trượt. Các đầu đo chẵn được lắp đặt ở độ sâu 60 cm, còn các đầu đo lẻ được lắp đặt ở độ sau 30 cm. Do các đầu đo áp lực nước lỗ rỗng chẵn nằm ở vị trí sâu hơn nên có thể đánh giá chi tiết hơn sự gia tăng mực nước ngầm, nên trong bài báo này, chúng tôi sẽ tiến hành phân tích với các đầu đo đó.


Hình 8 Áp lực nước lỗ rỗng tại các đầu đo chôn sâu 60 cm

Hình 9 Độ dịch chuyển của EX1 theo thời gian

Dựa trên biểu đồ quan hệ giữa áp lực nước lỗ rỗng và thời gian ở Hình 8, có thể chia thành các giai đoạn sau:

- Giai đoạn 1: Đất khô, ở giai đoạn này áp lực nước lỗ rỗng âm do đất hút nước trongg đầu đo và tạo ra áp lực chân không trong đầu đo.

- Giai đoạn 2: Đất phía dưới đầu đo bão hòa, giai đoạn này có đặc điểm là áp lực nước lỗ rỗng tăng rất nhanh từ giá trị âm lên giá trị 0

- Giai đoạn 3: Áp lực nước lỗ rỗng tăng dần từ 0 (mực nước ngầm dâng lên trên phía trên

đầu đo) đến một giá trị nhất định thì hiện tượng trượt xảy ra (đây là ngưỡng gây ra trượt lở).

- Giai đoạn 4: Áp lực nước lỗ rỗng tăng nhanh trong khoảng thời gian ngắn, áp lực nước lỗ rỗng tăng trong giai đoạn này không phải là do mưa gây ra mà là do trượt đất làm thay đổi cấu trúc, cách sắp xếp các hạt trong đất đặc biệt là sự nghiền nhỏ các hạt ở mặt trượt gây ra hiện tượng hóa lỏng cục bộ tại mặt trượt.

- Giai đoạn 5: Giai đoạn khối đất dừng lại, áp lực nước lỗ rỗng giảm.


Đối với 3 thiết bị đo dịch chuyển mái dốc trên mặt, độ dịch chuyển của thiết bị đo dãn dài EX1 là lớn nhất và nằm trên đỉnh của khối trượt

nên chúng tôi sẽ sử dụng số liệu của thiết bị này để tiến hành phân tích.

Hình 10 Tốc độ dịch chuyển của EX1 theo thời gian

Hình 11 Tốc độ dịch chuyển của EX1 theo thời gian (giai đoạn trượt đất xảy ra)

Hình 9, 10 và 11 biểu thị độ dịch chuyển và tốc độ dịch chuyển của EX1 theo thời gian. Trong giai đoạn đầu (từ 0 đến khoảng 1000s) độ dịch chuyển gần như bằng 0, Từ 1000s đến

4100s, EX1 dịch chuyển chậm với tổng độ dịch chuyển khoảng 15cm. Giai đoạn từ 4225 đến 4245 là giai đoạn trượt nhanh với tốc độ trượt trên 0,5cm/s, tốc độ lớn nhất đạt 3,6 cm/s.


Hình 12. Mối quan hệ giữa tốc độ dịch chuyển của EX1 và áp lực nước lỗ rỗng (giai đoạn trượt đất xảy ra)

Hình 12 thể hiện mối quan hệ giữa tốc độ

dịch chuyển và áp lực nước lỗ rỗng theo thời gian. Tại thời điểm trượt đất xảy ra nhanh nhất (4235 s) thì áp lực nước lỗ rỗng cũng tăng đột biến tại các đầu đo 12 và 16, sau đó áp lực nước lỗ rỗng giảm dần theo thời gian.

Phương pháp Fukuzono là một trong những phương pháp phổ biến nhất để xác định thời điểm

trượt đất. Phương pháp này được phát triển thông qua công tác khảo sát trượt đất có xem xét yếu tố mưa nhân tạo. Trước khi trượt đất xảy ra, vận tốc dịch chuyển của khối đất tăng rất nhanh. Đối với phương pháp này, giá trị nghịch đảo của vận tốc dịch chuyển được sử dụng. Hình 13 cho thấy nghịch đảo vận tốc có xu hướng đi xuống và vị trí giao với trục hoành là thời điểm trượt đất xảy ra.

Hình 13. Nghịch đảo vận tốc theo thời gian


4. KẾT LUẬN Với kết quả bước đầu thí nghiệm nghiên cứu

hiện tượng trượt nông tại thành phố Hạ Long, tỉnh Quảng Ninh bằng thí nghiệm máng trượt đất ở phòng thí nghiệm của Viện Khoa học và Công nghệ GTVT cho thấy:

- Mô hình máng trượt có thể mô phỏng được hiện tượng trượt nông do mưa gây ra.

- Đối với đất mẫu đất tại thành phố Hạ Long, áp lực nước lỗ rỗng biến đổi theo 5 giai đoạn, trong đó có giai đoạn áp lực nước tăng rất nhanh từ khoảng -190 kPa đến khoảng 0 kPa đây là giai đoạn đất chuyển từ trạng thái không bão hòa sang đất bão hòa.

- Tốc độ dịch chuyển của khối trượt thay đổi từ 0 – 3,6 cm/s tương ứng với tốc độ của một vụ trượt lở đất nhanh ở ngoài thực tế.

- Đối với đất sét pha không bão hòa, hiện tượng trượt đất xảy ra khi áp lực nước lỗ rỗng gần như bằng không.

- Tại giai đoạn trượt đất xảy ra, áp lực nước tại một số đầu đo tăng nhanh, chứng tỏ trong quá trình dịch chuyển, các hạt đất bị nghiền nhỏ ở mặt trượt gây ra hiện tượng hóa lỏng cục bộ tại mặt trượt.

TÀI LIỆU THAM KHẢO 1 Báo cáo tóm tắt tình hình thời tiết, thiên

tai và thiệt hại tuần từ ngày 27/7 đến ngày 02/8/2015 do Trung tâm phòng tránh và giảm nhẹ thiên tai thực hiện.

2 Do Ngoc Ha, Huynh Dang Vinh, Huynh Thanh Binh (2014), Landslides on the road in Vietnam – Monitoring and solutions for landslide risk reduction, 2014 Vietnam – Japan SATREPS report meeting.

3 Hirotaka Ochiai, Do Ngoc Ha, Huynh Dang Vinh (2016), Activities Report of WG4, 2016 Vietnam – Japan SATREPS report meeting.

4 Hirotaka Ochiai, Yasuhiko Okada, Gen Furuya, Yoichi Okura, Takuro Matsui, Toshiaki Sammori, Tomomi Terajima, Kyoji Sass (2004), A fluidized landslide on a natural slope by artificial rainfal, Landslides (2004) 1:211 219, DOI 10.1007/s10346-004-0030-4

5 Kyoji Sassa (2016) Instruction for World Reports on Landslides, International Consortium on Landslide

6 Yoichi Okura, Hikaru Kitahara, Hirotaka Ochiai, Toshiaki Sammori, Akiko Kawanami (2002), Landslide fluidization process by flume experiments, Engineering Geology 66: 65-78.

Người phản biện: PGS.TS NGUYỄN SỸ NGỌC


NGHIÊN CỨU CÁC ĐẶC TRƯNG THỐNG KÊ GIỚI HẠN CHẢY CỦA CỐT THÉP TRONG CÁC CẦU BTCT THƯỜNG

PGS.TS. NGUYỄN VĂN VI*

ThS. NGUYỄN THANH HƯNG ThS. NGUYỄN VĂN HIỀN

Studies on statistical characteristics of the yield strength of steel rod in conventional reinforced concrete bridge Abstract: The article mentioned the need to update the design thinking in view of the reliability theory, presents the results of the study to identify the main statistical parameters of the yield strength of conventional steel rod in the bridge structure of reinforced concrete to serve for the construction design according to the reliability theory.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ * Các phương pháp tính toán và thiết kế các

công trình xây dựng, bao gồm cả các công trình cầu, trong các Tiêu chuẩn hiện nay đều dựa trên phương pháp các trạng thái giới hạn hoặc phương pháp hệ số an toàn bộ phận mà ở Tây Âu người ta gọi là “phương pháp nửa xác suất”. Chúng là cơ sở cho Tiêu chuẩn ISO-2394-73 [4], Tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN272-05 [1] và nhiều Tiêu chuẩn thiết kế của Nga [10] và Châu Âu [3]. Nhược điểm cơ bản của hệ phương pháp này là ở chỗ, các hàm tải trọng hay nội lực và hàm độ bền hay khả năng chịu tải của cấu kiện và của cả công trình đều được coi là hàm của các đại lượng không đổi, trong khi bản chất các đại lượng này là các đại lượng ngẫu nhiên. Các đại lượng được đưa vào tính toán công trình chính là các tham số của độ bền vật liệu của kết cấu, các kích thước hình học, các chỉ tiêu cơ-lý của đất, các tải trọng và tác động,… Khi đó, giới hạn chảy của cốt thép chịu lực thông thường là một trong các đại lượng quan trọng nhất được đưa vào để thiết kế các

* Trường Đại học Công nghệ GTVT 54 Triều Khúc, Q. Thanh Xuân, Hà Nội ĐT: 0974853495 Email: [email protected]

cầu bê tông cốt thép (BTCT), và trong điều kiện Việt Nam các nghiên cứu thống kê về đại lượng này hầu như chưa có.

Xét đến bản chất ngẫu nhiên của các đại lượng kể trên, ngày nay trên thế giới người ta đã sử dụng tương đối phổ biến các phương pháp xác suất và độ tin cậy trong tính toán các công trình xây dựng, trong đó có các công trình cầu [6], [7], [9],... Do vậy, cần cập nhật tư duy thiết kế các công trình theo quan điểm của lý thuyết độ tin cậy. Việc xác định các tham số thống kê chủ yếu, đánh giá quy luật phân bố và mức độ phân tán của giới hạn chảy của cốt thép chịu lực được dùng nhiều trong xây dựng cầu BTCT thông thường là một trong các nhiệm vụ quan trọng để thiết kế các công trình cầu theo lý thuyết độ tin cậy.

Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu xác định các tham số thống kê chủ yếu của giới hạn chảy của cốt thép thường trong các công trình cầu BTCT dựa trên các kết quả thí nghiệm được ở một số cầu đã được xây dựng.

2. CÁC KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU Các tác giả đã tiến hành thu thập số liệu thí

nghiệm về giới hạn chảy của cốt thép thường trong các công trình cầu BTCT tại các cơ quan quản lý cầu. Đã thu thập số liệu của 7 cầu: Cầu Đông Trù, Hà Nội; Cầu Dự án Đường cao tốc


Hạ Long - Vân Đồn, Quảng Ninh; Cầu Bạch Đằng, Hải Phòng; Cầu đường Pháp Vân - Cầu Giẽ, Hà Nội; Cầu Kon Brai, Kon Tum; Cầu quốc lộ 38 Quán Gỏi - Yên Lệnh, Hưng Yên; Cầu Sông Hốt, Quảng Ninh.

Các số liệu thí nghiệm về giới hạn chảy của cốt thép, được tiến hành trong quá trình thi công các công trình cầu, đã được tập hợp trong

các hồ sơ hoàn công các hạng mục và toàn bộ công trình. Giá trị giới hạn chảy của cốt thép được sắp xếp theo từng chủng loại thép với việc loại bỏ các giá trị ngoại lai trong quá trình xử lý số liệu.

Các số liệu được tổng hợp trong Bảng 1 và có thể xem chi tiết trong phần Phụ lục của tài liệu [2].

Bảng 1. Tổng hợp số liệu thu thập tại các công trình cầu

Số liệu thu thập

STT Tên công trình Số lượng mẫu Loại thép

1 Cầu Đông Trù, Hà Nội 74 C-III

2 Cầu Dự án Đường cao tốc Hạ Long – Vân Đồn, Quảng Ninh

32 CB400-V

3 Cầu Bạch Đằng, Hải Phòng 30 CB400-V

4 Cầu đường Pháp Vân – Cầu Giẽ, Hà Nội 45 CB400-V

5 Cầu Kon Brai, Kon Tum 99 C-III

6 Cầu quốc lộ 38 Quán Gỏi – Yên Lệnh, Hưng Yên 54 GR60

7 Cầu Sông Hốt, Quảng Ninh 24 CB400-V

Các tác giả đã tiến hành xử lý, phân tích thống kê các số liệu thí nghiệm. Khi phân tích thống kê các số liệu thí nghiệm các tác giả đã kiểm tra giả thiết cơ bản với việc sử dụng tiêu chuẩn tương thích [8], trên cơ sở so sánh độ lệch A và độ nhọn E của phân bố thực nghiệm với đại lượng liên quan đến phương sai của chúng.

Phương sai của các đại lượng này được xác định theo các công thức [8]:

)3)(1(

)1(6)(

nnnAD ,

)5)(3()1()3)(2(24)( 2

nnnnnnED , (1)

trong đó n − dung lượng của bộ mẫu nghiên cứu. Theo tiêu chuẩn tương thích, nếu độ lệch và

độ nhọn của phân bố thực nghiệm theo số liệu thí nghiệm thỏa mãn các bất đẳng thức

)(3|| ADA , )(5|| EDE (2) thì phân bố của đại lượng được thí nghiệm có

thể coi là phân bố chuẩn. Để phục vụ cho việc xử lý và phân tích

thống kê các số liệu một cách thuận lợi và nhanh chóng, nhóm nghiên cứu đã lập chương trình “XLSLTN-1” trên ngôn ngữ Turbo Pascal. Tất cả các số liệu thu thập được ở các công trình cầu đều được xử lý thống kê bằng chương trình này.

Trên h.1 và h.2 là ví dụ thể hiện kết quả phân tích thống kê số liệu về giới hạn chảy của cốt thép trong các cầu Đông Trù và cầu trên đường Pháp Vân – Cầu Giẽ. Còn trên h.3 và h.4 thể hiện kết quả phân tích thống kê số liệu tổng hợp về giới hạn chảy của cốt thép CIII và cốt thép CB400-V.


Hình 1. Biểu đồ phân bố giới hạn chảy của thép CIII ở cầu Đông Trù: 1- đường phân bố lý thuyết; 2- biểu đồ thực nghiệm

Hình 2. Biểu đồ phân bố giới hạn chảy

của thép CB400-V ở công trình cầu trên đường Pháp Vân – Cầu Giẽ

Hình 3. Biểu đồ phân bố giới hạn chảy của thép CIII theo số liệu tổng hợp

Hình 4. Biểu đồ phân bố giới hạn chảy của thép CB400-V theo số liệu tổng hợp

Từ các kết quả phân tích thống kê số liệu

thí nghiệm về giới hạn chảy của các loại cốt thép thu thập được có thể rút ra một số kết luận sau đây:

- Trong hầu hết các trường hợp điều kiện (2) đều được đảm bảo, chỉ có 1 trường hợp đối với thép GR60 thu thập được ở cầu trên quốc lộ 38 Quán Gỏi – Yên Lệnh có

)(3|| ADA và | | 5 ( )E D E . Từ kết quả

phân tích thống kê có thể kết luận là: số liệu về giới hạn chảy của cốt thép ở cầu trên quốc lộ 38 Quán Gỏi – Yên Lệnh không

đồng nhất, mà đây là số liệu của 2 loại thép khác nhau.

- Khi số lượng mẫu thí nghiệm đủ lớn (n > 50) và điều kiện thí nghiệm như nhau thì giới hạn chảy của cốt thép hầu hết đều có phân bố chuẩn hoặc rất gần với phân bố chuẩn.

- Hệ số phân tán của giới hạn chảy của cốt thép thường trong các cầu BTCT phân bố trong một khoảng rộng, từ 0,025 đến 0,094, trung bình là 0,06. Với số liệu tổng hợp thì hệ số phân tán của giới hạn chảy của cốt thép lớn hơn: = 0,07÷0,075.


- Khoảng tin cậy của giới hạn chảy của cốt thép CIII là (397,7646535,4200) MPa và của thép CB400-V là (437,2394575,8702) MPa.

3. KẾT LUẬN - Các kết quả nghiên cứu đã chỉ ra rằng, tính

chất bền của cốt thép không phải là đại lượng không đổi mà là đại lượng ngẫu nhiên, giá trị của chúng phân bố trong một khoảng rộng. Cần phải xét đầy đủ bản chất ngẫu nhiên của độ bền của cốt thép trong quá trình thiết kế, xây dựng và khai thác công trình, trong đó có công trình cầu. Điều đó chỉ có thể thực hiện được trên cơ sở lý thuyết độ tin cậy.

- Trong điều kiện cho phép, nên tiến hành kiểm tra giả thiết thống kê cơ bản phân bố của giới hạn chảy của cốt thép từ số liệu thu thập hoặc thí nghiệm được theo định lý A. N. Kolmogorov hoặc tiêu chuẩn Pirxon (hay tiêu chuẩn khi-bình-phương 2 ).


[1] Bộ Giao thông vận tải. Tiêu chuẩn thiết kế cầu – 22 TCN 272-05. Hà Nội, 2005.

[2] Nguyễn Văn Vi, Nguyễn Thanh Hưng, Nguyễn Văn Hiền (2016). Nghiên cứu một số đặc trưng thống kê của giới hạn chảy của cốt thép chịu lực được dùng nhiều trong công trình cầu BTCT thường để phục vụ thiết kế

cầu theo độ tin cậy. Thuyết minh đề tài nghiên cứu khoa học, Trường Đại học Công nghệ Giao thông vận tải.

[3] Eurocode - EN 1990: 2002. Cơ sở thiết kế kết cấu. Uỷ ban Tiêu chuẩn Châu Âu, Brussels.

[4] ISO-2394 (1973). General Principles for the Verification of the Safety of Structures.

[5] ISO 2394-98 (1998). General Principles on Riliability for Structures, Second Edition 98-06-01.

[6] JB 50153-92 (1992). Unified Standard of Riliability of Structure Design. Beijing, China.

[7] OCDI (2009). Technical standards and and commentarics for port and habour facilities in Japan. Tokyo, Japan.

[8] Пустыльник Е. И. (1968). Статистические методы анализа и обработки наблюдений. – Москва: Наука – 288 с.

[9] РД 31-31-35-85 (1986). Основные положения расчета причальных сооружений на надежность. В/О “Мортехинформреклама”, Москва.

СП 35.13330.2011 (2011). Мосты и трубы. Москва.

Người phản biện: GS.TS ĐỖ NHƯ TRÁNG


ĐỘ LÚN CỐ KẾT CỦA NỀN THEO QUÁ TRÌNH GIA TẢI NHIỀU CẤP TRONG GIA CỐ NỀN ĐẤT YẾU

BẰNG BẤC THẤM KẾT HỢP GIA TẢI TRƯỚC

PHAN HUY ĐÔNG*

Consolidation settlement of soil under multi – stage loading in soft soil improvement by PVP with surcharge Abstract: Soft soil improvement by PVD combined with surcharge and/or vacuum preloading has been widely applied for industrial projects, transport as well as infrastructures in Vietnam. In practical design, the coupled radial-vertical flow problem has been employed by either analytical solution or numerical simulation. However, the nonlinear consolidation considering the multi-stage loadings has not been incorporated in most design standards in Vietnam. This matter has not reflect the real condition of ground since the construction loads of buildings or embankments on clayed soil are usually applied gradually to extend loading rate in order to against sliding failure or due to construction requirement. During loading, total excess pore water pressure at any given loading stage depends on the excess porter pressure retained from previous stage, and therefore it also affects the general consolidation degree of ground. This paper introduces a practical method for estimating consolidation degree of ground that incorporate influences of loading rate and loading pattern. In addition, the method also considers influences of smear effect and well resistance effects. The analysis and comparison based on data at a soil improvement project using PVD combined with vacuum and surcharge preloading indicate the beneficial use of the method.

1. GIỚI THIỆU* Giải pháp gia tải trước kết hợp với vật thoát

nước thẳng đứng (VTNTĐ) như bấc thấm (PVD), giếng cát (SD),… đã và đang được áp dụng khá phổ biến ở nước ta hiện nay trong công tác xử lý nền đất yếu cho các công trình xây dựng, giao thông, hạ tầng, công nghiệp,... Trong thực tế thi công công trình trên nền đất yếu, tải trọng của công trình cũng như tải trọng từ các lớp đất đắp sẽ được tăng theo từng cấp, ở mỗi cấp lại được duy trì trong thời gian nhất định nhằm làm giãn tốc độ gia tải. Mục đích của việc làm này là nền có đủ thời gian cố kết,

* Bộ môn Cơ học đất-Nền móng, Đại học Xây dựng E-mail: [email protected]

sức kháng cắt (cường độ) tăng, tránh mất ổn định trượt trước khi thi công đắp các lớp tiếp theo. Như vậy, trong quá trình gia tải, tổng áp lực nước lỗ rỗng dư ứng với mỗi cấp tải trọng sau sẽ phụ thuộc vào áp lực nước lỗ rỗng dư còn lại từ các cấp gia tải trước đó, và do đó cũng sẽ ảnh hưởng đến độ cố kết chung của nền. Trong thực hành thiết kế hiện nay, ngay cả trong các tiêu chuẩn thiết kế đang được áp dụng rộng rãi tại Việt Nam (TCVN 9355:2013, TCVN 9355:2012, 22TCN 262:2000, TCVN 9842:2013), tải trong được mô tả thành tăng tức thời mà chưa mô tả được quá trình gia tải nhiều cấp theo điều kiện thi công. Mặc dù trường hợp xem tải trọng tăng một cấp tuyến tính đã được


tính đến (mục VI.5, 22TCN262-2000) thì độ cố kết trong giai đoạn tăng tải trọng được xác định

gần đúng theo suy diễn hình học mà không có định lượng cụ thể.

Hình 1. Sơ đồ gia tải và độ lún cố kết điển hình theo điều kiện thi công thực tế

Lý thuyết cố kết thấm có kết hợp vật thoát nước thẳng đứng lần đầu tiên đã được phát triển bởi Barron (1948). Nhiều nghiên cứu về sau đã được mở rộng để mô tả được cả quá trình thoát nước thẳng đứng, mở rộng lý thuyết cố kết thấm tuyến tính và cả phi tuyến để mô tả được gần đúng hơn với ứng sử thực tế của nền. Trong đó nghiên cứu của Hansbo và cộng sự (1981), Deng và cộng sự (2013),… chỉ ra rằng ảnh hưởng của sức cản thoát nước đứng của bấc thấm (well resistance) cần phải được tính toán đến, đặc biệt là khi bấc thấm cắm sâu. Thực tế, ảnh hưởng của sức cản thoát nước đứng có thể do một số nguyên nhân như: do tiết diện ngang của bấc thấm giảm, bấc thấm bị xoắn vặn, hay do các hạt mịn thẩm thấu qua lớp vỏ của bấc thấm khi bấc thấm cắm sâu vào đất. Ảnh hưởng của vùng xáo động (smear effect) xung quanh VTNTĐ (thường chỉ xét khi thi công bấc thấm, còn với cọc cát, giếng cát thì không xét đến) cũng đã được thực hiện bởi nhiều tác giả như Walker and Indraratna (2007). Một số nghiên cứu như Conte and Troncone (2009), Geng và cộng sự (2012) hay Lu và cộng sự (2011) đã kể

đến được ảnh hưởng của tốc độ gia tải, thời gian gia tải. Ngoài ra, một số nghiên cứu xét đến ảnh hưởng phi tuyến khi quan hệ ứng suất biến dạng của nền là phi tuyến và cả khi dòng thấm không tuân thủ định luật thấm Darcy như Walker và cộng sự (2012).

Bài báo này nhằm mục đích giới thiệu bài toán cố kết thấm đối xứng trục phi tuyến khi kể đến ảnh hưởng của tốc độ gia tải, thời gian gia tải, và xét đến cả ảnh hưởng của vùng xáo động (smear zone) và ảnh hưởng lực cản thấm (well resistance). Từ lời giải của bài toán tổng quát của phương trình vi phân cơ bản, một số trường hợp riêng sẽ được phân tích cụ thể. Các ví dụ phân tích sẽ được thực hiện sử dụng số liệu tại một dự án thi công xử lý nền cụ thể và so sánh với kết quả quan trắc thực tế, từ đó khẳng định độ chính xác khi tính toán dự báo độ lún cố kết của nền gia cố bằng phương pháp này.

2. LÝ THUYẾT CỐ KẾT THẤM ĐỐI XỨNG TRỤC PHI TUYẾN

2.1. Phương trình vi phân cơ bản Phương trình vi phân cơ bản của bài toán cố


kết thấm đối xứng trục tổng quát được xây dựng trên sơ đồ Hình , trong đó có kể đến ảnh hưởng của khu vực bị xáo động quanh VTNTĐ (smear

zone) làm hệ số thấm ngang ở vùng xáo động bị giảm theo một trong ba trường hợp Dạng I, Dạng II và Dạng III, tương ứng.

Hình 2. Sơ đồ tính cho bài toán cố kết thấm đối xứng trục

Một số giả thiết được sử dụng như sau: 1. Biến dạng trong vùng có VTNTĐ và biến

dạng ở khu vực đất xung quanh là bằng nhau và chỉ xét đến biến dạng theo phương đứng. Các mối quan hệ phi tuyến của tính thấm và tính nén của đất được mô tả như sau:

'

0 '0

log sce e C

(1)

00

log hkh

h

ke e Ck

(2)

00

log vkv

v

ke e Ck

(3)

trong đó: Cc, Ckh và Ckv lần lượt là chỉ số nén, chỉ số thấm theo phương ngang và chỉ số thấm đứng; kh, kh0 là hệ số thấm ngang tại thời điểm t và tại thời điểm ban đầu trong vùng không bị xáo động; kv, kv0 là hệ số thấm ngang

tại thời điểm t và tại thời điểm ban đầu trong vùng không bị xáo động; e, e0 là hệ số rỗng tại thời điểm t và tại thời điểm ban đầu; '

s và '0s là

ứng suất hữu hiệu trung bình trong đất tại thời điểm t và tại thời điểm ban đầu;

2. Dòng thấm đứng và ngang tuân thủ định luật thấm Darcy.

3. Ảnh hưởng đến khả năng thoát nước ngang trong vùng xáo động (smear zone) được mô tả như sau:

( ) ( )r hk r k f r (4) trong đó: kh biến đổi trong suốt quá trình

thoát nước theo phương trình (2). Trong vùng bị xáo động, giá trị năng tăng từ ks đến kh theo qui luật hàm f(r) như mô tả trong hình 2.


4. Lượng nước thoát ra khỏi VTNTĐ bằng lượng nước chảy vào. Khi đó:

w

22s w

w 2w w

u u( )[2 r ] wrr r

kk r rr z

(5)

với uw là áp lực nước lỗ rỗng dư trong VTNTĐ tại các độ sâu khác nhau, us áp lực nước lỗ rỗng dư trong nền đất xung quanh VTNTĐ tại độ sâu bất kỳ; rw, rs và rc lần lượt là bán kính của VTNTĐ, của vùng xáo động và vùng ảnh hưởng; kr(r) là hệ số thấm của nền đất xung quanh có thể biến đổi theo bán kinh r theo các dạng I, Dạng II và Dạng III; kw là hệ số thấm của VTNTĐ và sẽ là hằng số trong suốt quá trình cố kết (Hình ).

5. Tải trọng đắp tại mức mặt nền đất yếu tăng từng cấp theo hàm thời gian như sau:

( ) ( )up t p g t (6) trong đó pu là giá trị tổng tải trọng ở các lần

gia tải và biến đổi theo hàm g(t) theo thời gian. Phương trình vi phân cơ bản của bài toán cố

kết thấm đối xứng trục được mô tả dựa vào giả thiết tổng biến dạng thể tích bằng tổng lượng nước thoát ra theo cả hai phương đứng và phương ngang (xuyên tâm) như sau:

2

2w w

( )1 sv s vr u kk r urt r r r z

(7)

trong đó su là áp lực nước lỗ rỗng dư trung bình của đất xung quanh VTNTĐ tại độ sâu

bất kỳ, v là biến dạng thể tích của khối đất và của VTNTĐ. Tiếp tục biến đổi với các điều kiện biên tương ứng, sau đó giải phương trình vi phân sẽ thu được nghiệm là giá trị su theo độ sâu và thời gian như sau (chi tiết lời giải tham khảo các nghiên cứu của tác giả Lu và cộng sự, 2011, 2015):

0 21 0

2 ( )( )sin( )h

m h m h m

TT T t

s um

dg t Mu p e p e e dtM dt H

(8)

22 0

0

84 vm e

h c

k Mrk H F

(9)

trong đó H chiều dài đường thoát nước theo phương đứng; M=(2m-1)/2; m=1,2,3…; Fc là hệ số kể đến ảnh hưởng của kích thước hình học và đặc điểm của bấc thấm; m là hệ số tính toán kể đến ảnh hưởng của vùng xáo động và khả năng thoát nước, trong công thức (9), hệ số m được đơn giản hóa khi không xét đến sức cản thấm trong bấc thấm (chi tiết về thông số này xem trong Xie và cộng sự, 2009 hoặc Lu và cộng sự, 2015).

Hệ số cố kết của nền được xác định theo nguyên lý ứng suất như sau:

02

1 0

2 ( )( ) ( ) ( )h

m h m h m

TT T t

h hm u

p dg tU T g T e e e dtM p dt

(10)

2.2. Lời giải cho một số trường hợp đặc biệt

Hình 3. Một số trường hợp gia tải.


(1) Trường hợp tải trọng tức thời Tải trọng tăng tức thời theo thời gian như mô

tả trong Hình .a, khi đó ta có:

1

2( , ) sin( )m hTus

m

p Mu z t e zM H

(11)

21

2( ) 1 m hTh

mU T e

M

(12)

(2) Trường hợp tải trọng tăng tuyến tính một cấp

Trường hợp tải trọng tăng tuyến tính theo một cấp và giữ ổn định được mô tả trong Hình .b, khi đó ta có:

1

11 1

( )

11 1

2 (1 ) sin( ),( , )

2 ( ) sin( ),

m h

m h h m h

Tu

h hm m h

s T T Tu

h hm m h

p e M z T TM T H

u z tp e e M z T T

M T H

(13)

1

1211 1

( )

121 1

2(1 ) ,

2( )1 ,

m h

m h h m h

Th

h hmh m h

p T T T

h hm m h

T e T TT M T

Ue e T T

M T

(14)

(3) Trường hợp tải trong tăng tuyến tính nhiều cấp

Trường hợp tổng quát và thông thường gặp đó là khi nền đất yếu không đủ chịu tổng tải trọng đắp lớn, cần thi công nhiều bước, mỗi bước có một thời gian đợi nhất định như trình bày trong Hình .c. Khi đó tải trọng gia tải được

mô tả dưới dạng sau:

1 (2 2) (2 2) (2 1)

(2 1) (2 )

0 0;( ),

( ),

i i h h i h i h h i

i h i h h i

pa R T T T T T

g ta T T T

(15)

với ai = pi/pu; Ri = (ai-ai-1)/(Th(2i-1)-Th(2i-2)); i là chỉ số cho bước tải trọng thứ i=1,2,3…; pi là tải trọng cuối cùng ở cấp thứ i;

Giá trị áp lực nước dư trung bình trong đất tại độ sâu z được xác định như sau:

( 2 2)( )( )( , )

1 1

2 sin( ) ( )m h h jm h s

iT TT Tu

s z t jm jm

p Mu z R e eM H

(16)

với Ts = min(Th, Th(2j-1)) và j =1,2,3… Độ cố kết trung bình của nền được xác định

như sau: (2 2)( )( )

21 1

2( ) ( )m h h jm h s

iT TT T

p h jm jm

U g T R e eM

(17)

3. ÁP DỤNG TÍNH TOÁN CHO TRƯỜNG HỢP CỤ THỂ

3.1 Giới thiệu dự án Nhằm kiểm tính phương pháp tính toán, phân

tích tiếp theo dựa trên số liệu đầu vào tại một dự án có công tác xử lý nền đất yếu bằng bấc thấm kết hợp với hút chân không và tải trọng đắp. Dự án thuộc khu vực khí điện đạm Cà Mau, Tỉnh Cà Mau. Địa chất điển hình tại khu vực được trình bày trên hình 4.

Hình 4. Lát cắt địa chất tại khu vực khảo sát.


Hình 4 trong đó lớp đất yếu số 1 là bùn sét lẫn hữu cơ trạng thái dẻo nhão đến nhão phân bố đến độ sâu từ 17m đến 18m trên toàn khu vực dự án.

Hình 5 trình bày một số chỉ tiêu cơ lý đặc trưng của nền đất biến động theo độ sâu tại khu vực dự án. Số liệu trên hình 5 cho thấy nền đất

yếu ở trạng thái cố kết thường. Lớp đất yếu có hệ rố rỗng lớn, các chỉ số nén lớn.

Khu vực dự án có tổng diện tích xấp xỉ 20 ha, được chia thành nhiều khu vực nhỏ nhằm kiểm soát chất lượng trong quá trình thi công và phù hợp với mặt bằng xử lý nền. Khu vực xem xét có diện tích xấp xỉ 2 ha.

0

5

10

15

20

25

30

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2

Cc chỉ số nén

Cr Chỉ số nén lại

Độ

sâu (

m)

Cc, Cr

0

5

10

15

20

25

30

0 0,5 1 1,5 2

Pc-Áp lực tiền cố kết

Us bản thân

p'c (kg/cm2) Đ

ộ s

âu

(m)

0

5

10

15

20

25

30

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Độ

sâu

(m

)

Hệ số rỗng (e)

Hình 5. Một số chỉ tiêu cơ lý điển hình.

3.2. Kết quả tính toán và phân tích Bấc thấm được thiết kế đảm bảo yêu

cầu về độ cố kết dưới tải trọng thi công đạt trên 90%, độ lún dư của nền dưới 20

cm trong vòng 10 năm kể từ năm bắt đầu khai thác. Bảng 1 tổng hợp các thông số thiết kế cho bấc thấm theo thực tế thi công tại dự án.


Bảng 1. Thông số thiết kế bấc thấm.

STT Thông số Ký hiệu Giá trị Đơn vị

1 Kích thước của bấc thấm aw*bw 100*3 mm

2 Khoảng cách bấc thấm (lưới ô vuông) s*s 1,0*1,0 mxm

3 Độ sâu cắm bấc thấm L (H) 18 m

4 Đường kính thoát nước tương đương (rc=dc/2) dc=1,13*s 1,13 m

5 Hệ số phạm vi vùng xáo động rs/rw 2

6 Hệ số ảnh hưởng xáo động kh/ks 2

7 Hệ số sức cản bấc thấm kn/qw 0,0001 m-2

Công tác thi công san lấp và xử lý nền thực tế tại khu vực xem xét bao gồm các bước sau:

(1). San lấp đến cao độ thiết kế, chiều dày đắp trung bình 3m. Thời gian tính toán là 60 ngày.

(2). Thi công lớp cát đệm dày 0,5m trong vòng 8 ngày.

(3). Thi công cắm bấc thấm trong vòng 20 ngày. Bấc thấm được thiết kế với khoảng cách 1.0x1.0m, chiều sâu bấc thấm là 18m tính từ mặt lớp đất yếu (hết phạm vi đất yếu).

(4). Thi công hệ thống chân không, các lớp màng kín khí và bắt đầu hút chân không, áp suất chân không đã đạt giá trị thiết kế là trên 70 kPa sau 7 ngày chạy hệ thống chân không. Tổng thời gian từ lúc bắt đầu gia tải chân không đến thời điểm áp suất chân không đạt giá trị thi thiết kế là xấp xỉ 7 ngày theo đúng lộ trình thiết kế.

(5). Thi công bơm cát bù lún ngay sau khi áp suất chân không đạt giá trị thiết kế và ổn định trong vòng 8 ngày. Tổng thời gian thi công bơm cát bù lún là 20 ngày;

(6). Đợi gia tải; (7). Dỡ tải chân không. Như vậy, tải trọng được gia tải theo nhiều

cấp mở mỗi cấp có thời gian đợi khác nhau sau đó mới tăng cấp tiếp theo theo trình tự thi công. Qui trình gia tải theo các bước thi công từ lúc

thi công san lấp ban đầu đến khi xử lý nền xong và dỡ tải chân không được mô tả trong hình 2a. Trong đó, đường gia tải trung bình được tổng hợp sử dụng cho tính toán.

Trong quá trình thi công, các số liệu quan trắc (lún mặt, áp lực nước lỗ rỗng, lún theo độ sâu và chuyển vị nghiêng) được theo dõi liên tục nhằm đánh giá chất lượng thi công, độ cố kết của nền và đánh giá thời điểm ngừng gia tải chân không. Các giá trị này sẽ là cơ sở để so sánh đối chiếu giữa các phương pháp tính. Hình 2.b trình bày độ lún mặt trung bình của khu vực đang xét được xác định từ quan trắc bàn đo lún bề mặt trong suốt quá trình thi công. Trong quá trình thi công cát san lấp (3m), do chưa có bấc thấm nên nền đất lún rất ít. Sau khi thi công xong bấc thấm, độ lún của nền tăng lên nhanh chóng, đặc biệt là khi bắt đầu vận hành hệ thống chân không.

Nhằm đánh giá độ tin cậy của phương pháp tính, một đoạn chương trình phần mềm đã được lập dựa trên phân tích độ cố kết của nền theo lý thuyết cố kết cấm đối xứng trục trình bày trong công thức (15) và (16). Kết quả tính toán cho thấy độ lún dự báo là sát với giá trị quan trắc cả về trị số độ lún cuối cùng và tốc độ lún theo thời gian (Hình 6c), đặc biệt là khi hệ số cố kết ngang Ch=2,5Cv.


0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

Tải t

rọng

(kN

/m2)

Gia tải thực tế

Tải trọng tính toán

(1) (2) (3) (4) (5) (6) (7)

a.

020406080

100120140160180200

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

Độ

lún

(cm

)

Thời gian thi công (ngày)

Độ lún tính toán, Ch= 2CvĐộ lún tính toán, Ch= 2.5CvĐộ lún tính toán, Ch= 3CvĐộ lún quan trắc

San lấp và thi công bấc

Hút chân không + Bơm cát

b.

0102030405060708090

100

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

Tốc

độ lú

n (m

m/n

gày)


Tốc độ lún tính toán, Ch=2.5CvQuan trắc

c.

Hình 2. Độ lún cố kết của nền theo tốc độ gia tải thực tế: a. Sơ đồ gia tải thực tế và số liệu tính toán; b. Độ lún cố kết trung bình của nền trong giai đoạn thi công;

c. Tốc độ lún trung bình của nền.

Ảnh hưởng của tốc độ gia tải tới độ cố kết chung của nền được khảo sát với các trường hợp gia tải khác nhau như trình bày trên hình 7. Trong đó hình 7a mô tả lộ trình gia tải theo

các trường hợp tải trọng thực tế, tải trọng tăng nhiều cấp theo thực tế thi công, tải trọng tăng tuyến tính một cấp và trường hợp tải trọng tăng tức thời. Giá trị độ lún cố kết và tốc độ


lún của nền theo thời gian thi công, ứng với các trường hợp được trình bày trên hình 7b và hình 7c, trong khi giữ nguyên tỷ số Ch/Cv = 2,5. Kết quả phân tích cho thấy ở các qui trình gia tải khác nhau, mặc dù độ lún cố kết tổng cuối cùng (lún sơ cấp) giữa các sơ đồ gia tải là giống nhau, tuy nhiên tốc độ lún của nền, đặc biệt trong giai đoạn đầu tiên khi bắt đầu tăng tải là rất khác nhau.

Ngoài ra, trong hình 7b có trình bày kết quả tính toán độ lún cố kết của nền trong trường hợp độ cố kết được xác định theo công thức được trình bày trong TCVN 9355: 2012 về thiết kế xử lý nền bằng bấc thấm kết hợp gia tải trước, và

tải trọng tăng tức thời. Kết quả trên hình 7b cho thấy hai kết quả là tương đối khớp nhau.

Kết quả tổng hợp trên bảng 2 tại thời điểm ngừng gia tải xử lý nền cho thấy, nếu sơ đồ gia tải không chính xác sẽ dẫn đến việc dự báo không chính xác về độ cố kết cũng như tốc độ lún tại thời điểm nhất định. Trong khi, việc xác định độ lún cố kết và tốc độ lún một cách chính xác có ý nghĩa thực tế rất lớn trong công tác thiết kế, thi công và kiểm soát chất lượng của công tác xử lý nền. Ví dụ, trường hợp cần khống chế tốc độ lún để đảm bảo điều kiện chống trượt cho công tác thi công đắp, xác định thời điểm dỡ tải trọng gia tải trước…

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

Tải

trọn

g (k

N/m

2)

Gia tải thực tếTH1: Tải tăng nhiều cấpTH2: Tải tăng tuyến tínhTH3: Tải tăng tức thời

a.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220

Độ

lún

(cm

)


Độ lún quan trắc

TH1: Tải tăng từng cấp

TH2:Tải tăng tuyến tính

TH3: Tải tăng tức thời

TH3: Tăng tải tức thời (TCVN 9355:2012)

Hút chân không + Bơm cát bù PVD

Dỡ tải chân không

San lấp

b.


0102030405060708090

100

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220T

ốc đ

ộ lú

n (m

m/n

gày)


Quan trắc

TH1: Tải tăng từng cấp

TH2: Tải tăng tuyến tinh

TH3: Tải tăng tức thời

c.

Hình 7. Ảnh hưởng của lộ trình gia tải đến độ lún cố kết của nền

Bảng 2. Độ cố kết của nền được xác định tại thời điểm ngừng gia tải chân không

Trường hợp gia tải

STT Thông số Thực tế TH1 TH2 TH3

TH3

(TCVN 9355: 2012)

1 Thời điểm ngừng gia tải (ngày)

205 205 205 205 205

2 Độ lún cố kết (cm) 185,94 185,48 182,26 180.57 180,47

3 Độ cố kết dưới tải trọng thi công thực tế (%)

92,3% 92,1% 90,5% 89.6% 89,6%

4 Tốc độ lún (mm/ngày)

2,31 2,35 4,11 4.63 4,78

4. KẾT LUẬN Bài báo đã giới thiệu phương pháp phân tích

độ cố kết của nền dưới các trường hợp tải trọng tăng phi tuyến. Mặc dù cần có các số liệu đánh giá so sánh với các điều kiện địa chất và phương pháp thi công khác nhau, các phân tích trong bài báo này có thể dẫn đến kết luận là phương pháp phân tích độ cố kết của nền có kể đến tải trọng tăng theo nhiều cấp giúp mô tả chính xác hơn độ lún cố kết của nền trong quá trình thi công, đặc

biệt giúp kiểm soát tốc độ thi công đắp nền và thời điểm dỡ tải xử lý nền.


1. TCVN 9355-2012: Gia cố nền đất yếu bảng bấc thấm thoát nước.

2. TCVN 9842-2013: Xử lý nền đất yếu bằng Phương pháp Cố kết hút chân không có màng kín khí trong Xây dựng các công trình


giao thông - Thi công và Nghiệm thu. 3. 22TCN262-2000: Qui trình khảo sát, thiết

kế nền đường ô tô trên nền đất yếu. 4. Barron, R.A., (1948). “Consolidation of

fine-grained soils by drain wells”. Trans. Am. Soc. Civ. Eng. 113, 718-742.

5. Conte, E., Troncone, A. (2009). “Radial consolidation with vertical drains andgeneral time-dependent loading”. Can. Geotech. J. 46, 25-36.

6. Deng, Y.B., Xie, K.H., Lu, M.M., Tao, H.B., Liu, G.B. (2013). “Consolidation by prefabricated vertical drains considering the time dependent well resistance”. Geotext. Geomembr. 36, 20-26.

7. Geng, X.Y., Indraratna, B., Rujikiatkamjorn, C. (2012). “Analytical solutions for a single vertical drain with vacuum and time-dependent surcharge preloading in membrane and embraneless systems”. ASCE Int. J. Geomech. 12 (1), 27-42.

8. Hansbo, S., Jamiolkowski, M., Kok, L. (1981). “Consolidation by vertical drains”.

Geotechnique 31 (1), 45-66. 9. Lu, M.M., Xie, K.H., Wang, S.Y., (2011).

“Consolidation of vertical drain with depth-varying stress induced by multi-stage loading”. Comput. Geotech. 38 (8), 1096-1101.

10. Lu, M.M., Wang S., Sloan S.W., Sheng D., Xie K. (2015). “Nonlinear consolidation of vertical drains with coupled radial-vertical flow considering well resistance”. Geotex. and Geomembr. http://doi.org/10.1016/j.geotexmen.2014.12.001.

11. Xie, K.H., Lu, M.M., Liu, G.B., (2009). Equal strain consolidation for stonecolumn reinforced foundation. Int. J. Numer. Anal. Methods Geomech. 33 (15), 1721-1735.

12. Walker, R., Indraratna, B., Rujikiatkamjorn, C. (2012). “Vertical drain consolidation with non-Darcian flow and void ratio dependent compressibility and permeability”. Geotechnique 62 (11), 985-997.

13. Walker, R., Indraratna, B., (2007). “Vertical drain consolidation with overlapping smear zones”. Geotechnique 57 (5), 463-467.

Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ


ĐƯỜNG KÍNH CỌC SOILCRETE TẠO RA BỞI JET GROUTING: CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG VÀ PHƯƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH

TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG*

HÀ HOAN HỶ **

Diameters of soilcrete columns created by Jet Grouting: affected factors and determination methods Abstract: Jet Grouting is a ground improvement and reinforcement technology and has contributed to solve difficult problems in Geotechnical Engineering for construction, but remains uncertainty in prediction of soilcrete column diameters. Diameters of soilcrete columns created by Jet Grouting are influenced by several factors and the existing Equations have not included all factors. The paper investigated factors affecting soilcrete diameters and examined an appropriate Equation computing soilcrete diameters. The result indicates that the Equations (10a) and (10 b) can relevantly analyze soilcrete diameters. Keywords: Jet Grouting, soilcrete, deep mixing method, soilcrete diameters, soft ground improvement.

1. GIỚI THIỆU CHUNG* Jet Grouting thường được áp dụng để tăng

cường độ và giảm thấm cho nhiều công trình xây dựng như gia cường nền đất yếu, tăng sức chịu tải móng, và làm tường chống thấm bằng cách tạo ra các cọc đất trộn xi măng có đường kính và chiều sâu thiết kế được bố trí theo một cách nhất định tùy theo mục đích ứng dụng [26, 14]. Các cọc đất xi măng hay soilcrete được tạo ra bằng các tia cao áp (20-60 MPa) vữa, hay nước, hay khí làm nhiệm vụ cắt xói đất và trộn với vữa xi măng thay cho cánh trộn kim loại [25]. Vì vậy, Jet Grouting có nhiều ưu điểm như gọn nhẹ, không phá huỷ lớp mặt, không gây chấn động, và có thể thi công trong * Giảng viên, Khoa Kỹ thuật Xây dựng (KTXD), Trường Đại học Bách Khoa - ĐHQG TP. HCM (HCMUT), Email: [email protected] ** Nghiên cứu sinh, KTXD, HCMUT, Email: [email protected]

không gian chật hẹp. Jet grouting thích hợp cho đất dính có cường độ chịu cắt không thoát nước Su nhỏ hơn 30 kN/m² [23]. Theo [19] cho rằng Su bằng 40 kPa và giới hạn chảy, WL = 40% là giới hạn cho mọi loại Jet Grouting. Theo [8], cọc soilcrete không thể bố trí hiệu quả trong đất bụi sét có NSPT từ 6 ÷ 7 và Su từ 48 ÷ 52 kN/m², ngay cả với hệ thống Phun ba. Phù hợp với quan sát [1]: giới hạn áp dụng Jet Grouting là Su từ 50 ÷ 60 kPa. Nhiều tác giả xác định phạm vi sử dụng Jet Grouting theo chỉ số NSPT: (i) Phun đơn sử dụng không hiệu quả ở đất rời có chỉ số NSPT > 20 và đất dính có NSPT > 5 theo đánh giá [19]. Giới hạn theo [11], [23] thì thấp hơn ở đất cát: NSPT < 15, và đất dính NSPT < 5 ÷ 10; (ii) Phun đôi với đất dính có chỉ số NSPT ≤ 5 và đất hạt rời có NSPT ≤ 50 theo [23]. Theo [19], Jet Grouting Phun đôi thường không dùng cho đất dính có NSPT > 20; và (iii) Phun ba theo [23] với đất dính có chỉ số NSPT ≤ 5, đất rời NSPT ≤ 50.


Kích thước (đường kính và chiều sâu), hình dạng (độ tròn và đồng đều), và chất lượng (cường độ, độ cứng, và hệ số thấm) bị ảnh hưởng bởi nhiều yếu tố như thông số vận hành thiết bị Jet Grouting (áp lực vữa, lưu lượng vữa, áp lực nước, lưu lượng nước, áp lực khí, lưu lượng khí, tốc độ nâng hạ cần, tốc độ xoay cần, số lần lặp lại, kích thước và số lượng vòi phun, và tỷ lệ nước : xi măng), loại đất, trạng thái và đặc trưng cơ-lý-hoá của đất xung quanh cọc soilcrete [25]. Chất lượng sản phẩm soilcrete tạo ra từ Jet Grouting thường được tập trung vào đường kính, độ đồng đều, và cường độ [25]. Hiện nay, hai cách xác định đường kính soilcrete là đào lộ đầu cọc để đo trực tiếp sau khi thi công hay dự kiến đường kính bằng các thông số đầu vào và các công thức lý thuyết. Một số tác giả xây dựng phương pháp xác định đường kính cọc bằng cách phân tích cấu tạo tia phụt và tương tác giữa tia phụt và đất nguyên dạng [8, 17]. Đặc trưng cấu tạo và năng lượng của tia phụt đã được làm rõ qua nhiều nghiên cứu nhưng cơ chế cắt xói còn chưa được hiểu đầy đủ, phân tích chủ yếu còn dựa trên nhiều giả thiết [8, 17]. Quan sát trực tiếp cho thấy trục của cọc soilcrete có thể lệch đáng kể từ vị trí được bố trí [11]. Hơn nữa, soilcrete hình thành không đồng nhất và phần đất tự nhiên không được xử lý có thể tồn tại trong cọc, đặc biệt với đất hạt mịn [20]. Bài báo này tập trung nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng và phương pháp xác định đường kính soilcrete tin cậy.

2. CÁC THÔNG SỐ ĐÁNH GIÁ CHẤT LƯỢNG SOILCRETE

Chất lượng sản phẩm Jet Grouting gồm: (i) kích thước cọc Soilcrete được đánh giá qua thông số về hình dạng và độ đồng đều; và (ii) tính chất Soilcrete liên quan đến nhiều thông số phức tạp hơn là cường độ, mô đun biến dạng, và hệ số thấm [8]. Ngoài ra chất lượng Soilcrete

còn được đánh giá theo những thông số phù hợp với mục đích ứng dụng: (a) mô đun biến dạng nếu để giảm độ lún; (b) cường độ trong ổn định và chống trượt; và (c) tính thấm khi cần khống chế nước trong đất hoặc chất ô nhiễm [2].

3. YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG KÍCH THƯỚC (ĐƯỜNG KÍNH) SOILCRETE

3.1. Cơ chế làm việc tia phụt áp lực cao Ba yếu tố ảnh hưởng hiệu quả Jet Grouting

gồm: (a) cấu tạo tia phụt; (b) năng lượng phụt; (c) cơ chế cắt xói [8]. Quá trình cắt xói làm đất xung quanh bị phá huỷ hoàn toàn một phần tia phụt vẫn thấm vào lỗ rỗng và một phần thay thế đất do dòng bùn chảy lên mặt đất qua khoảng trống giữa thành lỗ khoan và cần phụt. Phần trào ngược (vữa và đất) tăng khi cỡ hạt giảm từ 0% ÷ 80% [15, 17]. Đất dễ thấm như sỏi thô dòng trào ngược thường không đáng kể vì hầu hết dòng vữa phụt có thể thấm dễ dàng vào lỗ rỗng theo phương bán kính mà không làm xáo trộn. Nền được cải thiện chủ yếu theo cơ chế phụt vữa thấm nhập [12].

Khi cỡ hạt mịn hơn (cát hay sét), khe rỗng các hạt nhỏ hơn, tính thấm giảm đáng kể. Tia phụt có xu hướng phản xạ và phá vỡ cấu trúc đất nên nền được cải thiện theo cơ chế cắt xói và trộn đất [8, 17]. Nhiều tác giả giả định trong nền cát tia phụt thấm vào sau bề mặt một khoảng cách hạn chế, làm tăng đáng kể áp lực lỗ rỗng, do đó giảm lực tiếp xúc giữa các hạt. Hạt dễ dàng bị dời khỏi vị trí ban đầu do tác động tia chất lỏng [17].

Trong nền sét, khe rỗng rất nhỏ nên tia phụt không thể thấm vào, tia phụt được xem như một khối cứng xuyên vào đất dưới tải trọng tỷ lệ thuận với động lượng, gây ra ứng suất. Đất bị cắt xói khi ứng suất cắt vượt cường độ chịu cắt đất. Sự phá hoại theo cơ chế cắt không thoát nước nên khả năng chịu cắt xói nền liên quan chủ yếu Su, [8, 17].


3.2. Các đặc trưng và trạng thái đất nền Đặc trưng đất nền ảnh hưởng đến cơ chế cắt

xói gồm: (i) thành phần hạt; (ii) độ chặt tương đối (NSPT), và (iii) cường độ cắt nhanh không thoát nước Su [11]. Theo Keller Group, Jet Grouting có thể xử lý cho hầu hết các loại đất từ đất yếu, đất rời, đất sét trừ sỏi cuội hạt lớn. Jet grouting còn có thể gia cố cho các vị trí có cấu tạo địa chất thay đổi và cả đất lẫn hữu cơ (Keller Group).

Đường kính cọc soilcrete giảm khi cỡ hạt giảm [11, 21]. Đất hạt rời có lỗ rỗng lớn hơn, lực dính nhỏ hơn nên lực tiếp xúc giữa các hạt giảm nhiều hơn, kết cấu dễ bị phá hủy [8, 12]. Theo [1], phụt vữa trong đất cát sẽ tạo đường kính cọc lớn, do đất cát sẽ cần ít năng lượng hơn do tính rời rạc, ngoài ra lượng vữa dư dễ trồi lên mặt do tính lưu động cao của vữa. Khả năng cắt xói giảm đáng kể ngay cả khi đất có lực dính nhỏ [1]. [8] cho thấy lực dính đất càng tăng, đường kính càng giảm nếu không thay đổi áp lực và vận tốc cần phụt. [18] chỉ ra rằng giảm 25% đường kính cọc khi xuyên qua từ đất rời sang đất rất chặt, tất cả các thông số khác là như nhau.

Ảnh hưởng Su đến kích thước cọc, khi áp lực phụt còn nhỏ, khoảng cách cắt được không đáng kể (dưới 5 mm). Đến khi áp lực lớn hơn cường độ, qu (gấp 2 lần Su) thì khoảng cách cắt tăng nhanh theo áp lực [12]. Nguyên nhân do áp lực tia phụt đủ lớn mới làm đất bị phá hoại theo cơ chế cắt không thoát nước. Theo [8] (từ nguồn Welsh et al. 1986) với Su > 41 kPa, đường kính Soilcrete < 1,5 m.

Đường kính cọc lớn nhất đạt được trong đất cấp phối rời rạc. Tuy nhiên, cấp phối ít có ảnh hưởng khi hệ số đồng nhất (Cu = D60/D10) cao [8]. Theo [8] (từ nguồn Miki 1985), đường kính cọc không chịu ảnh hưởng bởi sự phân bố cỡ hạt khi Cu > 10. Theo [8] (từ nguồn Welsh

et al. 1986) khi Cu > 8, cấp phối có ảnh hưởng nhỏ đối với khả năng tia phụt xuyên phá cát hoặc bụi.

Theo [18], quan hệ giữa đường kính soilcrete và giá trị NSPT với Phun ba tạo nên cọc có đướng kính lớn gấp 3 lần đường kính cọc thi công bởi Phun đơn nếu không xét đến loại đất và độ chặt đất. Chỉ số NSPT thể hiện rõ độ chặt của đất rời hơn sự phân bố cỡ hạt. NSPT còn thể hiện cường độ đất nên có quan hệ với đường kính cọc không chỉ ở đất rời mà còn ở đất dính. Tuy nhiên, ảnh hưởng NSPT không lớn bằng Su. Đường kính cọc giảm không nhiều khi NSPT tăng từ 4 ÷ 35 nhưng thay đổi rõ rệt khi từ lớp đất rời sang lớp đất dính [20].

Thực tế bán kính thực cọc giảm so với lý thuyết bởi ảnh hưởng độ ẩm do bùn dư gây ra [5]. Điều này đặc biệt đúng ở đất dính vì loại đất này phải mất năng lượng đáng kể để phá cấu trúc đất và áp lực tối thiểu phải dùng 40 MPa chỉ để xói đất có sức chống cắt bằng 0.04 MPa [5] nguồn Coomber (1985). Sự thay đổi đường kính cọc ít khi vượt quá 10% ngoại trừ trong đất hạt thô [5].

Áp lực phun cần xem xét đến loại và độ chặt đất, có như vậy sẽ đạt được kết quả tối ưu, áp lực thông thường vào khoảng 20 ÷ 60 MPa, tổn thất do ma sát giữa bơm và đầu phun có thể vào khoảng 5 ÷ 10% áp lực bơm [5]. Trong thí nghiệm [5] (từ nguồn Broid et al. 1981) với đường kính cọc lớn (từ 5,0 ÷ 7,0 m) và khối lượng vữa phụt ra lớn (120 ÷ 150 lít/phút) trong đất cát với áp lực thấp (7,0 MPa).

[1] đề nghị rằng đối với các loại đất lẫn sỏi sạn thường dễ xử lý. Tuy nhiên, các loại cỡ hạt cấp phối không tốt với tính thấm cao có thể làm mất mát lượng vữa do quá trình thấm vữa ra vùng nền xung quanh, vì vậy làm giảm đường kính và làm thay đổi đặc tính. Nền chứa nhiều hạt cuội sỏi (trên 50%), sản phẩm có hình dạng


bất thường hơn, khối Soilcrete không đặc chắc do vữa bị thấm [16].

3.3. Ảnh hưởng hệ thống thiết bị Quá trình cắt xói đất thực chất là quá trình

động năng tia vận tốc cao tác dụng vào đất, phá vỡ cấu trúc đất. Năng lượng cắt xói đất phụ thuộc: (i) Vận tốc tia phun, (ii) Áp lực phun, (iii) khối lượng riêng chất phun (vữa hay nước), lưu lượng (số lượng, kích cỡ, hiệu quả vòi), (iv) tốc độ quay và nâng hạ cần phun, (v) lớp đệm khí, (vi) độ nhớt vữa (độ nhớt càng thấp thì tia vữa càng dễ phân tán). Tia phun phân tán thì dù năng lượng cao cũng không tạo ra cọc kích thước lớn hơn [10]. Trong đó, áp lực, lưu lượng, và vận tốc phun được nhiều tác giả xem là những nhân tố quan trọng nhất [5].

3.3.1. Ảnh hưởng áp lực phun Xói đất với áp lực cao khoảng cách xói sẽ

tăng tối đa khi áp lực phun vượt quá cường độ

nén nở hông đất [12]. Quan hệ giữa khoảng cách xói và áp lực phun: (1) với cát khi áp lực phun 0 ÷ 100 kPa thì khoảng cách xói tăng chậm, nhưng khi tăng áp lực lên trên 100 kPa thì khoảng cách xói tăng nhanh; (2) với đất sét với cấp áp lực 0 ÷ 180 kPa thì khoảng cách xói tăng rất chậm và nhỏ hơn so với cát, nhưng khi tăng áp lực này lên trên 180 kPa thì khoảng cách xói bắt đầu tăng nhanh hơn. Nguyên nhân được cho là cường độ nén có nở hông đất sét cao hơn.

Phun vữa bên dưới mực nước ngầm, sự tiêu hao năng lượng tia nước là vấn đề cần xem xét [7]. [7] đã chứng minh rằng việc bổ sung đệm khí sẽ làm gia tăng hiệu quả cắt tia nước. Với khí màn che bên ngoài, tia vữa có thể gia tăng khoảng cách xói tia nước lên 5 lần so phụt trong nước (Hình 1). Ngoài ra, đệm khí còn đẩy hỗn hợp bùn dư lên phía trên bề mặt giảm giúp áp suất môi trường xung quanh tia phun [12].

Hình 1: Quan hệ khoảng cách phun và áp lực vữa [24] (từ nguồn Miki và Nakanishi 1984) Áp lực có ảnh hưởng lớn vì quan hệ chặt chẽ

với vận tốc tia phun quyết định động năng tia phụt. Nếu áp lực không đủ lớn, tia phụt sẽ không đạt được vận tốc thích hợp để cắt xói đất

[10]. Áp lực miệng vòi phụ thuộc chủ yếu vào áp suất máy bơm. Độ mất mát do ma sát từ bơm đến vòi có thể từ 5% ÷ 20% áp lực bơm [5, 11]. Áp lực miệng vòi lớn phải dùng bơm có áp lực


lớn có thể giảm an toàn. Theo [8], áp suất bơm ít khi cao hơn 50 MPa.

3.3.2. Ảnh hưởng lưu lượng phun Động năng tia phun không chỉ phụ thuộc vào

vận tốc hay áp lực phun mà còn phụ thuộc vào khối lượng riêng chất phun. Động lượng tia phn (tích vận tốc & khối lượng riêng tia phun) có ảnh hưởng đối với kích thước cọc. Thông số quan trọng nhất ảnh hưởng hình thành Soilcrete là động lượng tia phụt [10]. Tăng kích thước cọc theo hướng tăng khối lượng riêng vữa phun bằng cách mở rộng kích thước lỗ phun (tăng lưu lượng) hoặc kéo dài thời gian phun. Biện pháp đầu tiên an toàn hơn dùng áp suất bơm lớn [7]. Tuy nhiên, với cùng một thể tích đất cắt xói được, biện pháp tăng khối lượng riêng vữa tạo ra lượng vữa trào ngược nhiều hơn và tốn nhiều thời gian thi công hơn [10, 12].

Hai cách để nâng cao động lượng tia phun: (1) tăng vận tốc bằng cách tăng áp lực phun và (2) tăng khối lượng bằng cách tăng lưu lượng phun [7]. [7] cho rằng tăng lưu lương phun làm

tăng khả năng cắt và an toàn hơn vì tránh được những nguy hiểm khi làm việc với áp lực lớn. [10] cũng cho rằng phương pháp gia tăng lưu lượng phun sẽ hiệu quả hơn, nhưng nhược điểm là lãng phí và cần xử lý khối lượng lớn bùn trao ngược.

3.3.3. Ảnh hưởng tốc độ xoay và rút cần Theo [5] (từ nguồn Kauschinger & Welsh

1989), tốc độ xoay thanh cần từ 4 ÷ 6 vòng để đủ trộn đất với vữa và số lặp lớn hơn 5 ít làm tăng đường kính cọc (Hình 2). Mối quan hệ giữa tốc độ rút cần, thể tích đất xử lý, và áp lực phun thể hiện trên Hình 3. Tốc độ quay và rút cần chậm làm tăng năng lượng xói lên một đơn vị thể tích và khoảng cách xói sẽ tăng lên. Vận tốc rút cần càng giảm, thời gian phụt càng tăng, lượng vữa bơm vào đất và lượng đất được thay thế càng nhiều, hỗn hợp vữa – đất cũng được trộn nhiều hơn, cường độ sản phẩm tăng [8]. Thời gian phụt tăng làm tăng lượng vữa trào ngược, tăng lãng phí vật liệu, và công tác xử lý bùn thải [10].

Hình 2. Tốc độ xoay và chu kỳ lặp ảnh hưởng đường kính xói [12]


Hình 3. Quan hệ tốc độ rút cần và thể tích đất xử lý [24] từ nguồn ASCE (1987) Vận tốc quay cần được phối hợp với tốc

độ rút cần để tia phụt có thời gian tác dụng phù hợp lên đất [16]. Cỡ hạt càng giảm hay lực dính càng tăng, vận tốc quay cần càng giảm [10]. Tuy nhiên, do một phần tia phụt phản xạ khi gặp đất. Tia phụt quay chậm đến một mức nào đó có thể bị giảm hiệu quả cắt xói do sự phản xạ trên [16]. Nếu tốc độ rút cần và quay cần không phối hợp hợp lý, tốc độ rút cần nhanh có thể tạo ra cọc ‘xoắn ốc”, không phù hợp với những tổ hợp cọc Soilcrete giao nhau [10] nguồn Coomber (1985). Tuy nhiên, một số trường hợp, khi cần khoan phụt quay đều, khoảng cách cắt xói được ở các hướng có thể chênh lệch lớn do lớp đất không đồng nhất hoặc có chướng ngại vật che tia phụt [12].

Theo [8], vận tốc rút cần từ: 15 ÷ 100 cm/phút với Phun đơn, 10 ÷ 30 cm/phút với Phun đôi, 6 ÷ 15 cm/phút với Phun ba. Vận tốc quay cần thông thường từ: 5 ÷ 15 vòng/phút với Phun đơn, 4 ÷ 8 vòng/phút với Phun đôi và Phun ba. Việc nâng đầu phun có thể liên tục hoặc tiến hành theo từng nấc [12], [8].

3.3.4. Ảnh hưởng tỉ lệ nước : xi măng Tỉ lệ w:c lựa chọn sao cho đạt được yêu cầu

về cường độ và tính thấm [5]. Việc lựa chọn vật liệu vữa nhằm tạo sản phẩm chất lượng cao với chi phí thấp. Cường độ chịu nén Soilcrete được xác định bởi lượng xi măng và một phần đất còn lại trong Soilcrete, tính chống thấm Soilcrete ngăn không cho nước thấm vào bằng cách lựa chọn loại vữa phù hợp, có thể bổ sung thêm bentonite.


Tỉ lệ w:c thường dùng giá trị vào khoảng 0,6 ÷ 1,2 (thường lấy 1) và dựa trên cấp phối hạt đất, tính thấm đất, độ ẩm đất, khối lượng trung bình vữa trong 1 m³ đất [5]. Đối với đất có tính thấm thấp, trường hợp này nước trong vữa thoát ra kém, nên soilcrete có cường độ thấp hơn trong đất rời, còn các thông số khác thì không đổi [5]. Trong trường hợp cho mục đích chống thấm, vật liệu Soilcrete không cần cường độ cao đặc biệt đất rời, khi đó việc bổ sung Bentonite (hơn 5% trong lượng đất) là cần thiết [5]. [5] (từ nguồn Coomber 1985) cho rằng có thể dùng tro bay với tỷ lệ xi măng : tro bay = 1:1 ÷ 1:10 có lọc tránh hiện tượng tắc nghẽn trong thiết bị và đầu phun.

3.3.5. Ảnh hưởng kích thước và số lượng vòi phun

Nhiều nghiên cứu về thiết kế cấu tạo vòi phun để nâng cao khả năng cắt đất tia vữa/nước [24]. Số lượng và đường kính vòi phun ảnh hưởng trực tiếp đến lưu lượng phụt ra, tỉ lệ đất bị cắt, và lượng vữa phụt vào trong nền [14]. Số lượng vòi phun có thay đổi từ 1 ÷ 4 vòi và đường kính vòi phun thường khoảng 1 ÷ 5 mm [14]. Lưu lượng cao sẽ cần một bơm công suất lớn để duy trì áp lực cao [16]. Vòi phun đường kính lớn sẽ làm cho việc sử dụng bơm công suất lớn. Tuy nhiên, với cùng một giá trị lưu lượng, việc gia tăng số lượng vòi sẽ làm giảm khả năng cắt đất do mất mát năng lượng nhiều hơn. [5] (từ nguồn Kauschinger & Welsh 1989) vòi phun có đường kính 2,0 mm với vận tốc phun 250 m/s tạo ra lưu lượng khoảng 75 lít/phút và có năng lượng 100 sức ngựa.

3.4. Ảnh hưởng áp suất môi trường xung quanh tia phun

Động năng tia phụt không chỉ phụ thuộc thiết bị mà còn phụ thuộc vào áp suất môi trường lỏng xung quanh vòi phun. Áp suất môi trường lỏng càng lớn vận tốc tia phun càng giảm động năng cắt xói càng nhỏ [12, 18]. Khi tia phun cắt xói đất, một phần tia phun phá huỷ đất và một phần có xu hướng làm tăng áp lực môi trường

lỏng xung quanh. Việc duy trì dòng bùn trào ngược qua khoảng hở giữa thành cần và lỗ xuang quanh giúp giảm áp suất môi trường lỏng [4, 8, 11, 23]. Nếu khoảng trống giữa thành lỗ khoan và cần phun quá nhỏ hoặc bị tắt, lượng vữa phun vào nền dưới áp lực cao sẽ làm tăng áp lực hỗn hợp vữa - đất quanh vòi phun [10]. Tia phun không đạt được vận tốc cao để cắt xói và trộn đất hiệu quả. Năng lượng máy bơm bị hao phí vào việc nén ép đất làm nền chuyển vị. Cọc soilcrete không đạt được hình dạng và chất lượng vật liệu như mong muốn [5, 6].

Chuyển vị đất do áp lực hỗn hợp lỏng khi dòng vữa trào ngược bị tắt có thể vượt quá giới hạn và gây ra vết nứt trong nền (hiện tượng Hydro-fracturing) [4, 5]. Khi xảy ra hiện tượng nứt nền, vữa chảy từ thành lỗ khoan vào khe nứt tạo ra sản phẩm cuối cùng không như kỳ vọng. Đồng thời, chuyển vị nền khi xảy ra hiện tượng Hydro-Fractureing có thể làm hư hỏng kết cấu công trình xung quanh [10]. Độ nâng nền sét mềm có thể hơn 1 m [5].

Để đảm bảo chất lượng soilcrete và hạn chế biến dạng nền, một trong những yêu cầu cơ bản Jet Grouting cần phải duy trì dòng vữa trào ngược liên tục trong suốt quá trình cắt xói [15]. Lỗ khoan có thể bị tắt nghẽn do đất rời rạc khiến thành lỗ khoan không ổn định. Tuy nhiên, với đất dính như sét dẻo thường chỉ vỡ thành từng tảng hoặc cục đất mà không dễ bị cắt xói thành những hạt nhỏ. Dòng bùn thải thường chỉ có thể mang theo các hạt lớn hơn cỡ hạt cát mịn (0,25 mm) lên mặt đất. Hậu quả các tảng hoặc cục đất dính thường chỉ lên đến lưng chừng lỗ khoan và có thể gây tắt nghẽn [4].

4. CÁC PHƯƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH ĐƯỜNG KÍNH CỌC SOILCRETE

Đường kính cọc soilcrete không chỉ liên quan đến phương pháp phun vữa mà còn phụ thuộc lớn vào rất nhiều nhân tố như: loại đất, đặc trưng và trạng thái đất, mực nước ngầm, lượng xi măng, và năng lượng dùng làm cọc [24]. Vì vậy, việc xác định đường kính Jet Grouting


chính xác là vấn đề hết sức phức tạp. Nhiều nghiên cứu trong việc xác định đường kính soilcrete khi dùng phương pháp thi công Jet Grouting dựa vào các quan hệ sau:

4.1. Khi điều kiện đất nền thay đổi thì bán kính soilcrete thay đổi theo, dựa vào đo đạc tỏa nhiệt và phân tích tỏa nhiệt bởi các sensor đặt tại các vị trí trong cọc, [3] đề nghị xác định: (a) bán kính soilcrete và (b) lượng xi măng trong soilcrete ảnh hưởng đến đặc trưng vật liệu.

4.2. Với tốc độ rút vt, thể tích đất V, khả năng xói theo thời gian dV/dt = (πD²/4).vt, đường kính cọc soilcrete có thể xác định theo công thức,

1 tD v và phù hợp [1]. 4.3. Trong việc xác định đường kính cọc sau

khi thi công bằng Jet Grouting, [15] đưa ra công thức xác định đường kính soilcretedựa trên mối quan hệ cân bằng khối lượng công thức (1):

4

ct

ct

WDH

(1)

trong đó: H: chiều cao của cọc; ctW : trong

lượng tích lũy tính toán từ sự cân bằng giữa đo đạt trọng lượng tại hiện trường, trọng lượng phun và đất bị trào ngược,

c c c c ct cement water soil airW W W W W ; c

t : trọng lượng đơn vị của cọc. c

cementW , cwaterW , c

soilW , cairW :

trọng lương xi măng, nước, đất, khí trong cột tương ứng.

4.4. Theo [9] dùng Phun đôi Jet Grouting giảm nguy hại địa kỹ thuật, công thức tính năng lượng phun đôi theo (2). Cọc đường kính 1,5 m, cách nhau 1,2 m, vữa /m cọc 1070 lít hoặc 667 kg xi măng. Năng lượng cụ thể 373 MJ/m tạo ra cọc đường kính trung bình 1,5 m.

( ³ / ) * ( )( / )

g g

t

Q m phut P MPaE

V phut m (2)

trong đó: Pg: áp lực vữa (MPa), Qg lưu lượng vữa (m³/giờ).

4.5. Theo [6], Jet Grouting dùng Phun ba phù hợp nhất để cải thiện đất sét nhằm: (1) thiết lập

thông số Jet Grouting theo năng lượng phun trong đất cần xử lý; và (2) thiết lập thông số Jet grouting tương lai với đất tương tự. Đường kính 1,6 m với khoảng chồng lên nhau 0,25 m. Pw = 400 ÷ 405 bar; Qw = 130 ÷ 150 lít/phút; Rs = 5 ÷ 10 vòng/phút; tốc độ nâng, vt = 10 ÷ 12 phút/m; Pg = 130 ÷ 150 bar; Qg = 100÷ 120 lít/phút; c/w = 1/1. Năng lượng phun vữa Ej được tính theo công thức (3).

. .[ / ]w w g g

jt

P Q P QE MJ m

V

(3)

trong đó: Pw, Pg: tương ứng áp lực nước và vữa (MPa). Qw, Qg tương ứng là lưu lượng nước và vữa (m³/giờ). Năng lượng tối thiểu 75 MJ/m tạo nên cọc 1,6 m với Nspt = 2 ÷10, sét biển dùng Phun ba. Cường độ 600 kPa, độ cứng 150 MPa. Etk = 8N (MPa).

4.6. Theo [20] ghi lại thời gian dao động khi tia vữa của Jet Grouting đạt đến khoảng cách đặt sensors cho việc tìm kiếm mối quan hệ giữa năng lượng và khả năng xói. Ghi lại thời gian làm xói mòn đất của tia vữa để đạt được một điểm cố định để đánh giá các đặc tính làm xói mòn trong đất dùng các cảm biến rung. Quan hệ của khoảng cách và thời gian xói được đưa ra theo công thức (4).

2.21 1.72 1.8931.2. . .T L P Q (4) trong đó: T: thời gian phun (giây); L: khoảng

cách từ vòi đến điểm đo đạt (cm); P: áp lực của vòi phun nước (MPa); Q: lưu lượng vòi nước (lít/phút).

4.7. [11] đưa ra quan hệ đường kính cọc, năng lượng xử lý và thông số đất đơn giản (kích thước hạt, NSPT, Su) là thực nghiệm đưa ra thông tin cho thiết kế, nhưng không đề cặp đặc tính cơ học. Đề nghị năng lượng nên xét tại vòi phun, En, vì có thể kể đến mất mát năng lượng và tại vòi phun và liên quan chiều dài cọc, L, và có thuận lợi là liên quan tỉ trọng vữa và đường kính vòi phun theo công thức (5).

3

2 2 4

8. .. . .

gn

QE

M d

(5)


trong đó: M: số lượng vòi phun, d: đường kính vòi, : mức độ nâng cần, m: lượng vữa phun, n : vận tốc vữa tại vòi phun, g : tỉ trọng

vữa, Q: lưu lượng vữa. 4.8. [14] đưa ra mô hình để xác định khoảng

cách xói của tia, cho rằng khả năng xói của tia đạt đến giới hạn tại vị trí áp lực tia cân bằng sức kháng đất theo công thức (6). Điều kiện kiểm soát phá hoại đất, do đó khả năng xói tia phụ thuộc tỉ trọng vữa hoặc tỉ trọng môi trường xung quanh. Việc lựa chọn áp lực phun phụ thuộc chủ yếu vào loại địa chất ở hiện trường.

( )6.25.j i s

n bu

l P Pd q

(6)

trong đó: dn: đường kính vòi phun; lj: khoảng cách xói của tia; Pi: áp lực trong vòi phun; Ps: áp lực thủy tĩnh tác dụng lên đầu ra vòi phun, Pi -Ps: sự khác nhau về áp lực tại vòi; qbu: khả năng chịu cắt của đất.

4.9. Công thức xác định khoảng cách xói của tia theo [24], bán kính cọc được xác định theo loại đất, áp lực phun, lưu lượng phun,số lần lặp, và vận tốc quay vòi phun theo công thức (7):

( . . . )K P Q NLV

(7)

trong đó: L: bán kính cọc (m); K: hệ số cho từng loại đất, đối với đất cát lấy bằng 31,5; P: áp lực phun (MPa); Q: lưu lượng phun (m3/phút); N: số lần lặp ở chiều sâu thiết kế; V: vận tốc quay của vòi phun (m/s) = [d × π ×V (rpm)]/60; d: đường kính cần; D: đường kính bên ngoài của đầu phun (m); α = 1,003, β = 1,186, γ = 0,135, δ = 0,198.

4.10. Theo [22] việc phun vữa với vận tốc cao phun xói đất, tồn tại khoảng cách thâm nhập tạo ra trong đất, đường kính có thể dự báo từ khoảng cách thâm nhập theo: (a) lý thuyết dòng chuyển động hỗn loạn, và (b) lý thuyết xói đất. Nếu xem đường kính cần khoan, D0, khi đó bán kính cọc soilcrete, Rj, được xác định theo công thức (8 và 9) [22].

0 0

0

4.2 2 . . /j L

u atm

D D QR xM d q p

(8)

/b (9) trong đó: xL: khoảng cách thâm nhập, Q: lưu

lượng vữa, M: số lượng vòi phun, b: thông số đất dựa trên kết quả đo đạt, b khác nhau cho nhiều loại đất, sét: b = 1,2 ÷ 2; bùn sét: b = 0,75-1,4; cát b = 0,25-0,75.

4.11. Xác định đường kính có xem xét đến loại đất (rời, hoặc dính), cường độ, năng lượng hệ thống Jet grouting, hoạt động vòi phun, theo [13], đường kính trung bình Da được xác định theo công thức (10a và 10b) tương ứng cho đất hạt mịn và đất rời.

5.0.

10*5.7. '*

cnrefa

qEDD (10a)

10.

10*5.7. '*

SPTnrefa

NEDD (10b)

Công thức 10a và10b, Dref, có ý nghĩa vật lý để tìm ra được đường kính với Jet Grouting tùy theo α bằng 1 hoặc 6 tương ứng cho phun đơn hoặc Phun đôi và Phun ba, E’n = 10 MJ/m và qc

= 0,5 MPa hoặc NSPT = 10 phụ thuộc loại đất. trong đó: đường kính tham chiếu, Dref, phụ

thuộc đặc tính đất, cùng với 2 số mũ β và δ, đã được hiệu chuẩn trên dữ liệu thí nghiệm. Động năng cụ thể tại vòi E’n tỉ lệ xi/nước theo trọng lượng w bằng 1 (Λ*ref ~= 7,5) và năng lượng cụ thể tại vòi phun E’n,ref = 10 MJ/m. Sức kháng đất xác định bởi NSPT và qc tương ứng cho đất rời và đất dính. Giá trị tham chiếu cho NSPT,ref = 10) và qc,ref = 0,5 MPa.

5. THẢO LUẬN Việc đưa ra công thức xác định đường kính

soilcrete cần phải phản ảnh đầy đủ toàn bộ quá trình hình tạo thành cọc trong đất nền gồm 4 bước: (1) đầu tiên là phân loại đất (rời, dính) mà xác định cường độ (Nspt và Su); (2) cơ chế cắt xói khác nhau theo loại đất nền (sét, cát, sỏi); (3) dựa vào đường kính yêu cầu thiết kế sẽ chọn hệ thống Jet Grouting thích hợp theo cơ chế xói và năng lượng yêu cầu; và (4) chọn thông số


vận hành tương ứng với hệ thống và đường kính yêu cầu. Vì vậy, việc chọn được công thức xác định đường kính phải phản ảnh được toàn bộ 4 bước trên thì công việc ứng dụng Jet Grouting sẽ có được kết quả tối ưu. Tổng hợp các công thức xác định đường kính Soilcrete của Jet

grouting có thể tổng hợp về mức độ thỏa mãn toàn bộ các yêu cầu hình thành cọc theo Bảng 1. Theo kết quả thống kê trong bảng thì chỉ Công thức 11 hợp lý nhất và đáp ứng toàn bộ yêu cầu của việc dự báo đường kính soilcrete của Jet Grouting.

Bảng 1. Các công thức xác định đường kính Soilcrete tạo ra bởi Jet Grouting

TT Theo loại đất

(rời: NSPT, dính Su)

Cơ chế xói

(rời hoặc dính)

Hệ thống-Năng lượng

(vữa, nước, khí)

Thông số vận hành

(tùy theo hệ thống)

Khác

1 Sensor tỏa nhiệt xi

2 Vận tốc rút 3 Trọng lượng

xi, nước, đất, và khí

4 Năng lượng Phun đôi

Ap lực, lưu lượng, vận tốc nâng

5 Năng lượng Phun đôi

Ap lực, lưu lượng, vận tốc nâng

6 Ap lực, lưu lượng, thời gian phun

Sensor đo đao động

7 Năng lượng Đầy đủ thông số vận hành

8 Khả năng chịu cắt của đất (không phân loại)

Áp lực phun, Áp lực môi trường

9 Đầy đủ thông số vận hành

10 Xem xét loại đất, cường độ qu

Lưu lượng, số vòi

11 Rời: NSPT, dính Su Cơ chế khác khau, Dref khác nhau

Năng lượng khác nhau, xét tại vòi

Thông số vận hành qui thành năng lượng

Độ nhớt vữa theo Λ*


6. KÊT LUẬN Jet Grouting là công nghệ gia cố xử lý nền

nhiều ưu điểm như cũng tồn tại khó khăn trong dự báo đường kính cọc Jet Grotunig. Đường kính trung bình Jet Grouting thay đổi theo đặc tính cơ học của đất và thông số vận hành Jet Grouting (hệ thống Phun, thành phần chất phun, năng lượng cụ thể tại vòi). Việc đưa ra công thức xác định đường kính phải phản ảnh đầy đủ toàn bộ quá trình hình tạo thành cọc trong đất nền gồm: (1) phân loại đất (rời, dính tương ứng NSPT và Su; (2) cơ chế cắt xói theo đất nền (sét, cát, và sỏi); (3) chọn hệ thống Jet Grouting thích hợp theo cơ chế xói và năng lượng yêu cầu; và (4) chọn thông số vận hành tương ứng với hệ thống. Vì vậy, công thức 11 hợp lý nhất trong việc xác định đường kính soilcrete của Jet Grouting và phản ảnh được toàn bộ các tính chất liên quan trong việc ứng dụng Jet Grouting đến thời điểm hiện tại.


[1]. A.L. Bell. “Jet grouting,” Ground

Improvement, M.P. Mosely ed., Glassgow: Chapman and Hall, pp.149-174, 1993.

[2]. Bộ Khoa học và Công nghệ. Gia cố nền đất yếu – Phương pháp trụ đất xi măng. Hà Nội: TCVN 9403: 2012, 2012, 42 trang.

[3]. C. Brandstatter, R. Lackkner, and H.A. Mang. “In situ temperature measurements provide new insight into the performance of jet grouting,” Ground Improvement, Vol. 9, No. 4, pp. 163-167, 2015.

[4]. G.T. Brill, G.K. Burke, and A.R. Ringen. “A ten year perspective of Jet Grouting: advancements in applications and technology”, in Proceedings of Third International Conference of American Society of Civil Engineers, New Orleans, 2003, pp 218-235.

[5]. D.A. Bruce. “Jet Grouting,” Ground Control and Improvement, edited by P.P. Xanthakos, L.W. Abramson, and D.A. Bruce, NY: John Willey & Sons, 1994, pp. 580-683.

[6]. J.O. Carroll, R. Flanagan, N. Loganathan, and D. Ratty. “A correlation between Energy input and Quality for Jet grouting in marine Clay”, Tunnelling and Underground Space Technology, 2003

[7]. R.F.Y Choi. “Review of the Jet Grouting method”, Bachelor thesis, University of Southern Queensland, Australia, 161 pp, 2005.

[8]. E.H Chu. Turbulent fluid jet excavation in cohesive soil with particular application to Jet Grouting. Ph.D. thesis, Massachusetts Institute of Technology, 2005, 457 p.

[9]. M. Chuaqui, F. Hu, N. Gurpersaud, and D Lees. “A case Study: Two-fluid jet grouting for Tunneling application – Soil Stabilization and permeability reduction,” in Proceedings of the 4th international conference on Grouting and Deep Mixing, 2005, 12 pp.

[10]. C.S. Covil and A.E. Skinner. “Jet grouting—a review of some of the operating parameters that form the basis of the jet grouting process,” Grouting in the Ground, edited by A. L. Bell, London: Thomas Telford, 1994, pp. 605–629.

[11]. P. Croce and A. Flora. “Analysis of single-fluid jet grouting,” Géotechnique, Vol. 50(6), 2000, pp. 739-748.

[12]. R. Essler and H. Yoshida. Jet Grouting in Ground improvement. M.P. Moseley and K. Kirsch Ed., NY: Spon Press, 2004, pp. 160-196.

[13]. A. Flora, G. Modoni, S. Lirer, and P. Croce. “The diameter of single, double and triple fluid jet grouting columns: prediction method and field trial results,” Geotechnique, Vol. 63, No. 11, 2013, pp. 934-945.


[14]. C.E. Ho. Turbulent Fluid Jet Excavation in Cohesive Soil with Particular Application to Jet Grouting. Ph.D. dissertation, Massachusetts Institute of Technology, June 2005, 457 p.

[15]. J.L. Kauschinger, E.B. Perry, and R. Hankour. “Jet grouting: state of the practice,” In Grouting, Soil Improvement and Geosynthetics, Geotechnical Special Publication, 30(1), ASCE, 1992, pp. 169-181.

[16]. P. Lurnadi. “Ground improvement by means of Jet Grouting,” Proceedings of the ICE-Ground improvement, Vol. 1, 1997, pp. 65-85.

[17]. G. Modoni, P. Croce, and L. Mongiovi. “Theoretical modelling of Jet Grouting,” Géotechnique, Vol. 56, No 5, 2006, pp. 335-347.

[18]. G. Miki and W. Nakanishi. “Technical progress of the jet grouting method and its newest type,” Proc. Int. Conf. on Insitu Soil and Rock Reinforcement, Paris, 1984, pp. 195-200.

[19]. R.C.D. Oliveira. “Evaluating the performance of Jet Grouting for reinforcement of port structure”, 14th Pan-Am CGS Geotechnical Conference, Toronto, 2011, 8 pp.

[20]. M. Shibazaki, M. Yokoo, and H. Yoshida. “Development Oversized Jet Grouting,” American Society of Civil Engineers, 2002, pp. 294-302.

[21]. T.D. Stark, P. J. Axtell, R.J. Lewis, J.C. Dillon, W.B. Empson, J.E. Topi, and F.C. Walberg. “Soil Inclusion in Jet grout columns,” Deep Found. Inst. J., Vol. 3, No. 1, 2009, pp. 44-55.

[22]. Z.F. Wang, S.L. Shen, & J. Yang. “Estimation of the Diameter of Jet-Grouted Columns Based on Turbulent Kinematic Flow Theory,” In Grouting and Deep Mixing, 2012, pp. 2044-2051.

[23]. J. Woodward. An introduction to geotechnical processes. London: Spon Press, 2005, 432 pp.

[24]. P.P. Xanthakos, L.W. Abramson, and D.A. Bruce. “Jet Grouting,” in Ground Control and Improvement, NJ: John Willey & Sons, 1994, pp. 580-683.

[25]. Trần Nguyễn Hoàng Hùng. Công nghệ Xói trộn vữa cao áp (Jet Grouting). TP. HCM: Đại học Quốc gia TP. HCM, 2016, 368 trang.

Người phản biện: PGS.TS. ĐẶNG HỮU DIỆP

Documents

PHÓ TỔNG BIÊN TẬP Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƯỜNG _Dia ky thuat_ So... · 2017-11-30 · Mức độ hòa trộn của khí với hỗn hợp 2