Nghiên cứu giải pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật để xây dựng nhà kho, nhà xưởng trên nền đất yếu với diện tích lớn tại khu Hiệp Phước, Nhà Bè, Hồ Chí Minh

ệm và mô hình, nhưng giả thiết này cần được kiểm chứng lại thực tế đối với từng loại đất nền. - 60 - CHƯƠNG 3: PHÂN TÍCH VÀ SO SÁNH KẾT QUẢ THEO LÝ THUYẾT VÀ PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN (FEM) CỌC BÊ TÔNG TIẾT DIỆN NHỎ KẾT HỢP VĐKT KHU VỰC NHÀ BÈ 3.1. Giới thiệu Sử dụng kết quả tính toán theo các phương pháp lý thuyết được giới thiệu trong chương 2 và kết quả tính toán từ các mô hình trong Plaxis để so sánh và phân tích hệ thống cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật trong chương này. 3.2. Địa chất khu vực Hiệp Phước – Huyện Nhà Bè. 3.2.1 Giới thiệu chung: Xã Hiệp Phước, Huyện Nhà Bè với diện tích trên 3600Ha là vùng kinh tế trọng điểm được Thành Phố quan tâm phát triển theo hướng Đông – Nam đưa Thành Phố ra biển đông với nhiều dự án đang được triển khai như khu đô thị cảng, khu công nghiệp Hiệp Phước, khu cảng biển v.v… Địa chất vùng được phủ bởi trầm tích Holoxen có nguồn gốc sông biển, đầm lầy với thành phần vật chất chủ yếu là bùn sét màu xám đen, xám tro lẫn nhiều bùn thực vật. Lớp bùn sét dao động khoảng từ 20m có sức chịu tải nhỏ hơn 0,5 kG/cm2. Trên bề mặt trầm tích Holoxen gặp hiện tượng lầy hóa. Bên dưới trầm tích Holoxen là trầm tích Pleistocen với thành phần cấu tạo là sét pha, cát pha. Việc xây dựng các kho bãi nhà xưởng phục vụ cho khu công nghiệp và cảng trên nền đất yếu là những thách thức lớn cho kỹ sư ngành địa kỹ thuật. Trong khuôn khổ luận văn này tác giả nghiên cứu giải pháp gia cố nền kho xưởng cho khu vực Hiệp Phước – Nhà Bè bằng cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật. 3.2.2 Địa chất Hiệp Phước – Nhà Bè: 3.2.2.1. Cấu tạo địa chất: Qua kết quả khảo sát địa chất khu vực Hiệp Phước gồm 5 lớp như sau: - 61 - 1. Lớp đất số 1 : Trên mặt là lớp đất sét hữu cơ và đất sét rất mềm, khả năng chịu lực thấp, độ lún nhiều, bề dày trung bình 22m. Đây là lớp đất rất yếu, không thuận lợi cho việc xây dựng công trình. a) Lớp đất số 1a : Đất sét lẫn bột, ít hữu cơ và ít cát mịn, màu xám đen đến xám, độ dẻo cao, trạng thái rất mềm, trị số chùy tiêu chuẩn N»0. b) Lớp đất số 1b : Đất sét lẫn bột và ít cát mịn, màu xám đen, độ dẻo cao, trạng thái rất mềm, trị số chùy tiêu chuẩn N»0. 2. Lớp đất số 2 : Cát trung màu xám vàng, xám trắng, lẫn ít sạn sỏi, bột sét, trạng thái chặt vừa đến chặt, trị số chùy tiêu chuẩn N = 16 đến 37. Bề dày từ 4,5m đến 10,5m đã đủ khả năng chịu lực đối với một số loại công trình, đối với nhà kho nhà xưởng thì lớp này đã đủ khả năng chịu lực. 3. Lớp đất số 3 : Sét màu xám vàng, nâu vàng, nâu đỏ, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng, trị số chùy tiêu chuẩn N = 17 đến 29. 4. Lớp đất số 4 : Cát vừa đến mịn lẫn bột và ít sét, màu xám vàng, trạng thái chặt vừa đến chặt, trị số chùy tiêu chuẩn N = 15 đến 37. 5. Lớp đất số 5 : Sét màu nâu đỏ loang lỗ vàng xanh, trạng thái cứng, trị số chùy tiêu chuẩn N >50 - 62 - 3.2.2.2. Một số mặt cắt địa chất khu vực MAËT CAÉT ÑÒA CHAÁT COÂNG TRÌNH +0.0 Tyû leä :Cao Ñoä Ngang : 1/500 Ñöùng : 1/250 -10.0 -20.0 -30.0 -40.0 -50.0 18.3-17.4 20.4-19.5 30.8-29.9 32.2-31.3 36.6-35.7 42.5-41.6 50.0-49.1 19.4-20.1 25.4-26.1 27.9-28.6 30.2-30.9 31.6-32.3 37.4-38.1 47.7-48.4 50.0-50.7 18.1-19.4 19.7-21.0 23.6-24.9 29.6-30.9 36.8-38.1 46.2-47.5 47.9-49.2 50.0-51.3 19.8-18.9 21.4-20.5 29.9-29.0 34.4-33.5 36.0-35.1 43.6-42.7 50.0-49.1 Xaõ Hieäp Phöôùc - Huyeän Nhaø Beø - Tp. Hoà Chí Minh ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~~ ~ 1a 1a 1b 1b 2 2 3a 3a 3b 3b 4a 4a 4a 4b 4b 4b 5 - 63 - 10.2 Cao ñoä ñaùy lôùp (traùi) Ñoä saâu ñaùy lôùp (phaûi) Ranh giôùi lôùp xaùc ñònh (treân) Ranh giôùi lôùp giaû ñònh (döôùi) Seùt caùt maøu xaùm vaøng, naâu vaøng, naâu ñoû, traïng thaùi deûo cöùng3b Buøn seùt maøu xaùm ñen laãn taøn tích höõu cô1a Buøn seùt caùt maøu xaùm ñen, laãn taøn tích höõu cô1b Caùt seùt maøu xaùm vaøng, xaùm traéng, laãn saïn soûi, traïng thaùi deûo 4b -17.2 ~ ~ Seùt maøu xaùm vaøng, naâu vaøng, naâu ñoû, traïng thaùi deûo cöùng - nöûa cöùng Seùt maøu naâu ñoû loang loã vaøng xanh, traïng thaùi cöùng5 3a Caùt thoâ maøu xaùm vaøng ñeán vaøng xaäm, traïng thaùi chaët vöøa ñeán chaët4a 2 Caùt trung maøu xaùm vaøng, xaùm traéng, laãn ít saïn soûi,boät seùt, traïng thaùi chaët vöøa ñeán chaët - 64 - B H 1 9 B H 1 7B H 1 8 C H 1 O H S M C H 2 S M 1 a 1 b 2 3 4 N=0 N=0 N=16-37 N=17-29 N=28-574 0 3 6 3 2 2 8 2 4 2 0 1 6 1 2 8 4 0 3 8 3 4 3 0 2 6 2 2 1 8 1 4 1 0 6 2 MAËT CAÉT NGANG ÑÒA CHAÁT COÂNG TRÌNH KHU COÂNG NGHIEÄP HIEÄP PHÖÔÙC - GIAI ÑOAÏN I XAÕ LONG THÔÙI, HIEÄP PHÖÔÙC - HUYEÄN NHA Ø BEØ - THA ØNH PHOÁ HOÀ CHÍ M INH OH - SEÙT HÖÕU CÔ SM - CAÙT HAÏT VÖØA ÑEÁN MÒNH CH1- SEÙT MEÀM NHAÕO CH2 - SEÙT PHA CAÙT - 65 - 3.2.2.3. Chỉ tiêu cơ lý đất - 66 - 3.3. Cọc Bê tông tiết diện nhỏ kết hợp VĐKT xử lý cho nền nhà kho nhà xưởng khu vực Hiệp Phước – Huyện Nhà Bè. 3.3.1 Mô hình bài toán Coïc BTCT 200x200 Maùc 350 Ñeâm caùt H = 0,8; 1; 1,2; 1,5; 1,7; 2 (m) Buøn seùt daày 20m Caùt trung s s=1; 1,5; 2 (m) aa (s-a) (s-a) s a a = 0,4; 0,5; 0,6 (m) a Hình 3.1 : Mô hình bài toán Bảng 3.1 Các thông số thay đổi trong tính toán Thông số KH ĐVị Giá trị thay đổi Chiều cao đất đắp H m 0.8 1 1.2 1.5 1.7 2 Khoảng cách các cọc s m 1 1.5 2 2.5 Kích thước mũ cọc a m 0.4 0.5 0.6 Hoạt tải q kN/m2 10 20 30 40 50 70 90 150 3.3.2 Nghiên cứu phân tích tính toán bằng phần mềm Plaxis Sử dụng phần mềm Plaxis để tính toán ứng suất tác dụng lên đầu cọc và đất nền xung quanh, chuyển vị của cọc và đất xung quanh, xác định lực căng trong vải địa kỹ thuật (VĐKT) gia cường trên đầu cọc. - 67 - Dùng mô hình đàn dẻo Mohr- Coulomb (MC) cho lớp cát, mô hình Soft Soil (SSM) cho lớp đất yêu và mô hình đàn hồi cho cọc bê tông tiết diện nhỏ. Các ký hiệu trong bảng 3.2 như sau: g : dung trọng của đất k : hệ số thấm của đất c, f : lực dính và góc ma sát của đất Eref : mô đun đàn hồi n : hệ số Poisson Cc :chỉ số nén ; Cr : chỉ số nở ( )o c e C + = 1303.2 *l (3.1) ( )o r e C + = 1303.2 *k (3.2) Bảng 3.2 Các thông số đất dùng tính theo phương pháp phần tử hữu hạn g kx ky Cc Cr l* k* c f Eref n Lớp đất Mô hình kN/m3 m/ngày m/ngày kN/m2 độ kN/m2 Lớp đắp MC 19 0.1 0.1 1 30 7500 0.25 Bùn sét SSM 14.7 7.13x10-5 4.75x10-5 0.923 0.164 0.132 0.023 5.6 6.78 1377 0.25 Cát trung MC 19.55 0.1 0.1 3.6 29.98 30000 0.25 Phần mềm plaxis 2D giải quyết các bài toán 2 chiều, do đó sẽ khó khăn trong việc tìm lời giải cho bài toán về sự làm việc giữa đất và cọc (do cọc và đất không cùng chuyển vị - 68 - ngang). Vì vậy để tìm lời giải trong bài toán 2 chiều cần đưa về mô hình tương đương trong phương pháp phần tử hữu hạn (FEM): a. Xem mỗi hàng cọc trong đất như một tường cọc bản tương đương b. Tường cọc bản này có độ cứng trên một đơn vị bề rộng được xem như là độ cứng của đất xung quanh cọc và của bản thân cọc tính cho một đơn vị rộng + = (EI)p (EI)s (EI)w Piles Soil Equivalentsheet pile wall Hình 3.2 Quan niệm về độ cứng chung giữa đất và cọc Mô đun (EI)tđ được khai báo trong Plaxis gần đúng như sau ( ) s EIEI EI sptđ + = (3.3) Trong đó: s : khoảng cách giữa 2 cọc EIp : độ cứng chống uốn của cọc EIs : độ cứng chống uốn của đất nằm giữa 2 cọc - 69 - EItđ : độ cứng chống uốn tương đương giữa cọc và đất Do EIs của đất rất nhỏ so với EIp của cọc nên có thể bỏ qua, từ đó suy ra s E bsb bE A AE EA pp tđ pp tđ === .. .. 2 (3.4) s E EA ptđ = (3.5) s EI EI ptđ = (3.6) Trong đó b là cạnh cọc vuông Bảng 3.3 các thông số cho cọc và mũ cọc s a1 a2 A E I EA EI EAtđ EItđ m m m m2 kN/m2 m4 kN kNm2 kN kNm2 1 0.2 0.2 0.04 3x107 0.00013 1.20x106 4.00x103 3.0x107 4.00x103 1.5 0.2 0.2 0.04 3x107 0.00013 1.20x106 4.00x103 2.0x107 2.67x103 Cọc 200x200 M350 2 0.2 0.2 0.04 3x107 0.00013 1.20x106 4.00x103 1.5x107 2.00x103 1 0.4 0.15 0.06 3x107 0.00011 1.80x106 3.38x103 3.0x107 3.38x103 1 0.5 0.15 0.075 3x107 0.00014 2.25x106 4.22x103 3.0x107 4.22x103 1 0.6 0.15 0.09 3x107 0.00017 2.70x106 5.06x103 3.0x107 5.06x103 1.5 0.4 0.15 0.06 3x107 0.00011 1.80x106 3.38x103 2.0x107 2.25x103 1.5 0.5 0.15 0.075 3x107 0.00014 2.25x106 4.22x103 2.0x107 2.81x103 1.5 0.6 0.15 0.09 3x107 0.00017 2.70x106 5.06x103 2.0x107 3.38x103 2 0.4 0.15 0.06 3x107 0.00011 1.80x106 3.38x103 1.5x107 1.69x103 2 0.5 0.15 0.075 3x107 0.00014 2.25x106 4.22x103 1.5x107 2.11x103 2 0.6 0.15 0.09 3x107 0.00017 2.70x106 5.06x103 1.5x107 2.53x103 2.5 0.4 0.15 0.06 3x107 0.00011 1.80x106 3.38x103 1.2x107 1.35x103 2.5 0.5 0.15 0.075 3x107 0.00014 2.25x106 4.22x103 1.2x107 1.69x103 Mũ cọc M350 2.5 0.6 0.15 0.09 3x107 0.00017 2.70x106 5.06x103 1.2x107 2.03x103 - 70 - Bảng 3.4 Thông số vải địa kỹ thuật Tên sản phẩm Vải địa kỹ thuật gia cường chất liệu Polyester loại GML10 GML15 GML20 GML30 GML40 chỉ tiêu cơ lý Cường độ chịu kéo tới hạn chiều dọc (kN/m) 100 150 200 300 400 Độ giãn dài chiều dọc (%) ≤ 12 ≤ 12 ≤ 12 ≤ 12 ≤ 12 Cường độ chịu kéo tới hạn chiều ngang (kN/m) 45 45 45 45 45 cư ờn g độ c hị u ké o Độ giãn dài chiều ngang (%) ≤ 12 ≤ 12 ≤ 12 ≤ 12 ≤ 12 Trọng lượng (g/m2) ≥ 250 ≥ 300 ≥ 400 ≥ 300 ≥ 300 ( )mkN ml l FEA /3333 1 12.0 400 == D = Hình 3.3 : Vải địa kỹ thuật cường độ cao - 71 - 3.3.3 So sánh và phân tích kết quả tính toán Lực căng của VĐKT gia cường trên đầu cọc được thực hiện tính toán theo lý thuyết và công thức thực nghiệm bao gồm lý thuyết mô hình vòm trên cống ngầm của Marston (1973) (BS8006,1995), phương pháp của Terzaghi (1943), lý thuyết của Hewlett và Randolph (1988), và phương pháp của Jones (1987), các kết quả tính toán được trình bày trong phụ lục B, biểu đồ được thể hiện ở phụ lục C.4.1 và C.4.2 Phân tích kết quả lập từ các phương pháp khác nhau, nhận thấy phương pháp của Marston cho kết quả lực căng trong vải địa lớn nhất so với các phương pháp tính toán khác, kết quả của Marston có chênh lệch rất lớn với các phương pháp khác và lớn hơn 4 đến 36 lần so với các phương pháp khác. Công thức của Marston xác định ứng suất thẳng đứng dựa trên các dự án cống ngầm để mô phỏng hiệu ứng vòm trong đất nên cho giá trị ứng suất lớn, giá trị ứng suất lớn tạo lực căng lớn, còn mô hình ngưỡng giữ của Terzaghi nghiên cứu hiệu ứng vòm đất dựa trên 1 khe rỗng để tìm ra sự phân bố lại ứng suất, mô hình này giống thực tế hơn, do vậy để thiên về an toàn thì sử dụng mô hình của Marston (1987) nhưng quá lãng phí cần xem xét kỹ lưỡng Các phương pháp còn lại cho kết quả gần giống nhau và chênh lệch từ 1.5 đến 2.7 lần, giải theo phương pháp phần tử hữu hạn luôn cho kết quả nhỏ nhất và chênh lệch kết quả với phương pháp Jones từ 2.8 đến 7.3 lần Để thiên về an toàn không nhất thiết sử dụng phương pháp của Marston, theo phân tích kết quả thì chỉ cần sử dụng phương pháp của Jones (1987) thì đã thiên về an toàn. Kết quả tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn cho kết quả lực căng trong vải địa là thấp nhất và kinh tế nhất, điều này cũng hợp lý là do các công thức lý thuyết không xét được các điều kiện làm việc của vật liệu, của đất nền. Đối với phương pháp Jones có xét đến phản lực đất nền nhưng cũng chỉ là ước lượng cục bộ đối với loại đất nền mà ông thí nghiệm. - 72 - Bieåu ñoà quan heä giöõa löïc caêng T(kN/m) vaø taûi troïng ngoaøi q(kN/m2) öùng vôùi s=2(m); a=0.6(m); H=2(m) 0 100 200 300 400 500 600 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) T( kN /m ) Marton Terzaghi Hewlett & Randolph John Plaxis 2D Hình 3.4. Biểu đồ quan hệ giữa lực căng T và tải trọng ngoài (ứng với s=2m; a=0,6m; H=2m) Bieåu ñoà quan heä giöõa löïc caêng T(kN/m) vaø taûi troïng ngoaøi q(kN/m2) öùng vôùi s=2(m); a=0.5(m); H=2(m) 0 100 200 300 400 500 600 700 800 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) T( kN /m ) Marton Terzaghi Hewlett & Randolph John Plaxis 2D Hình 3.5. Biểu đồ quan hệ giữa lực căng T và tải trọng ngoài (ứng với s=2m; a=0,5m; H=2m) - 73 - Bieåu ñoà quan heä giöõa löïc caêng T(kN/m) vaø taûi troïng ngoaøi q(kN/m2) öùng vôùi s=2(m); a=0.4(m); H=2(m) 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) T( kN /m ) Marton Terzaghi Hewlett & Randolph John Plaxis 2D Hình 3.4. Biểu đồ quan hệ giữa lực căng T và tải trọng ngoài (ứng với s=2m; a=0,4m; H=2m) Việc tăng kích thước mũ cọc có ảnh hưởng rất lớn đến kết quả tính toán và hiệu quả kinh tế khi sử dụng phương pháp gia cố hệ cọc trong nền đất yếu có sử dụng vải địa kỹ thuật, sẽ được phân tích kỹ hơn trong chương sau. Trong chương sau sẽ sử dụng chương trình plaxis để tính toán phân tích và so sánh các kết quả sử dụng phương pháp hệ cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật gia cường trên đầu cọc để gia cố nền đất cho vùng đất Hiệp Phước – Nhà Bè. 3.3.4 Nhận xét và kết luận về kết quả so sánh giữa phương pháp lý thuyết và phần mềm Plaxis • Phân tích bài toán theo phương pháp của Marston (BS8006, 1995) cho kết quả lực căng trong vải địa lớn nhất, các phương pháp lý thuyết và thực nghiệm khác cho kết quả nhỏ hơn và bằng 2.76% đến 28.8% so với phương pháp của Marston , Công thức của Marston xác định ứng suất thẳng đứng dựa trên các dự án cống ngầm để mô - 74 - phỏng hiệu ứng vòm trong đất nên cho giá trị ứng suất lớn, giá trị ứng suất lớn tạo lực căng lớn. • Phân tích bài toán theo mô hình ngưỡng giữ của Terzaghi được nghiên cứu hiệu ứng vòm đất dựa trên 1 khe rỗng để tìm ra sự phân bố lại ứng suất, mô hình này giống thực tế hơn nhưng bỏ qua phản lực đất nền, do vậy để thiên về an toàn thì sử dụng mô hình của Marston (1987) nhưng quá lãng phí cần xem xét kỹ lưỡng • Các phương pháp còn lại cũng bỏ phản lực đất nền nên cho kết quả gần giống nhau và chênh lệch từ 1.5 đến 2.7 lần. • Giải theo phương pháp phần tử hữu hạn luôn cho kết quả nhỏ nhất và chênh lệch kết quả với phương pháp Jonh từ 2.8 đến 7.3 lần • Kết quả tính toán theo phương pháp phần tử hữu hạn cho kết quả lực căng trong vải địa là thấp nhất và kinh tế nhất, điều này cũng hợp lý là do các công thức lý thuyết không xét được các điều kiện làm việc của vật liệu, của đất nền. Đối với phương pháp Jones có xét đến phản lực đất nền nhưng cũng chỉ là ước lượng cục bộ đối với loại đất nền mà ông thí nghiệm. • Hạn chế của luận văn này là chưa có kiểm chứng thực tế với các phương pháp so sánh. - 75 - CHƯƠNG 4 PHÂN TÍCH KẾT QUẢ ĐỂ CHỌN GIẢI PHÁP TÍNH TOÁN CHO CỌC BÊ TÔNG TIẾT DIỆN NHỎ KẾT HỢP VĐKT Ở VÙNG ĐẤT HIỆP PHƯỚC NHÀ BÈ. 4.1. Giới thiệu Trong chương này sẽ sử dụng phần mềm plaxis để so sánh các trường hợp tính toán nhằm tìm ra các mối liên hệ giữa khoảng cách cọc s (m), mũ cọc a(m), chiều cao đắp H(m) và tải trọng ngoài q (kN/m2). Dựa trên kết quả thu được sẽ đưa ra các giải pháp chọn lựa khoảng cách cọc, mũ cọc, chiều cao đắp, tương ứng với tải trọng ngoài tác dụng lên công trình trong điều kiện đất yếu ở khu vực Hiệp Phước, huyện Nhà Bè. 4.2. Phân tích và so sánh kết quả: Từ kết quả tính toán thu được trình bày trong phụ lục lập ra các tương quan 4.2.1. Phân tích kết quả giữa mối tương quan độ lún lệch DS(m) với tải trọng ngoài q(kN/m2) khi chiều cao H(m) thay đổi. Khi khoảng cách giữa các cọc s=1 biểu đồ quan hệ giữa độ lệch lún giữa đất và cọc DS với tải trọng ngoài q ứng với các trường hợp chiều cao đệm H được biểu diễn biểu đồ hình 4.1 cho thấy tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 thì độ chênh lệch lún DS rất nhỏ DSmax=0.027m nên vẫn đảm bảo độ biến dạng ổn định của nền đất. Trường hợp này rất lãng phí nên cần tăng khoảng cách cọc lên. Tác giả đề nghị chỉ xem xét sử dụng khoảng cách cọc s =1m khi tải trọng ngoài tác dụng lớn hơn 150kN/m2. - 76 - Baûng ñoà quan heä giöõa ñoä cheânh leäch luùn DS vaø taûi troïng ngoaøi q (ÖÙng vôùi s=1m; a=0.4m) 0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S( m ) H=8m H=1m H=1.2m H=1.5 H=1.7m H=2m Hình 4.1 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=1m; a=0,4m) Khi khoảng cách giữa các cọc s = 1.5m thì độ lún lệch giữa cọc và đất liên hệ với tải trọng ngoài q ứng với các trường hợp a = 0.4m; 0.5m; 0.6m được biểu diễn dưới dạng biểu đồ hình 4.2; 4.3; 4.4, lúc này thì độ lún lệch giữa cọc và đất gia tăng nhưng vẫn đảm bảo độ biến dạng ổn định DSmax = 8.6cm tải trọng ngoài đạt được q≤ 150kN/m2. Ngoại trừ trường hợp H=0.8m, a≤0.5m thì độ lún lệch DS phát triển nhanh khi tải trọng ngoài lớn hơn 40kN/m2 và để đảm bảo biến dạng ổn định thì tải trọng ngoài đạt được là q=90kN/m2. Vậy với khoảng cách s =1.5m khi H≥1m khi này sự thay đổi kích thước mũ cọc không làm ảnh hưởng lớn đến độ lún lệch giữa cọc và đất nên chọn a = 0.4m. - 77 - Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) ÖÙng vôùi s= 1.5m; a= 0.4m 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.2 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=1.5m; a=0,4m) Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) ÖÙng vôùi s= 1.5m; a= 0.5m 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.3 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=1.5m; a=0,5m) - 78 - Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) ÖÙng vôùi s= 1.5m; a= 0.6m 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.4 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=1.5m; a=0,6m) Xét khi khoảng cách giữa các cọc s = 2m, độ lún lệch giữa cọc và đất DS liên hệ với tải trọng ngoài q ứng với các trường hợp a = 0.4; 0.5; 0.6m được biểu diễn dưới dạng biểu đồ hình 4.5; 4.6; 4.7. Mức độ gia tăng độ lún lệch phát triển nhanh ứng với trường hợp đệm H ≤ 1m. Khi H=0.8m, a ≤ 0.5m để đảm bảo biến dạng ổn định nền thì tải trọng ngoài đạt được q<50kN/m2, khi tăng mũ cọc lên a=0.6 thì tải trọng này cũng tăng lên và đạt được 65kN/m2, tải trọng ngoài đạt được tăng hơn 30% khi tăng kích thước mũ từ 0.5m lên 0.6m. Tăng đệm H từ 0.8m lên 1m, a ≤ 0.5m thì tải trọng ngoài đạt được là 75kN/m2 tăng 40% so với khi đệm H = 0.8m. Khi mũ cọc a=0.6 thì tải trọng này cũng tăng lên và đạt được 95kN/m2 tăng 50% so với khi đệm H = 0.8m. Khi H = 1.2m, tải trọng ngoài đạt được là 110kN/m2 ứng với mũ cọc a=0.4m, và 120kN/m2 ứng với mũ cọc a = 0.5m thì độ biến dạng ổn định của đất nền vẫn đảm bảo. - 79 - Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.4m 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.5 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=2m; a=0,4m) Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.5m 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.6 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=2m; a=0,5m) - 80 - Khi đệm H ≥1.5m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 và sự thay đổi kích thước mũ cọc không làm ảnh hưởng lớn đến độ biến dạng giữa cọc BTCT và đất nền nên trong trường hợp s=2m, đệm H =1.5 và kích thước mũ a =0.4m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 vẫn đảm bảo độ biến dạng ổn định. Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.6m 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.7 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=2m; a=0,6m) Xét khi khoảng cách giữa các cọc s = 2.5m, độ lún lệch giữa cọc và đất liên hệ với tải trọng ngoài q ứng với các trường hợp a = 0.4; 0.5; 0.6m được biểu diễn dưới dạng biểu đồ hình 4.8; 4.9; 4.10. Mức độ gia tăng độ lún lệch giữa cọc và đất nền phát triển nhanh khi H ≤1.2m. Khi đệm H =0.8m thì tải trọng ngoài để đảm bảo ổn định nền đạt được rất nhỏ khoảng 30kN/m2 lúc này kích thước mũ thay đổi vẫn không làm cho độ biến dạng lệch thay đổi nhiều. - 81 - Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.4m 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.8 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=2.5m; a=0,4m) Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.5m 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.9 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=2.5m; a=0,5m) - 82 - Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.6m 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m2) D S H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.10 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài (khi s=2.5m; a=0,6m) Khi tăng đệm H từ 0.8m lên 1m thì tải trọng ngoài đạt được tăng thêm khoảng 25%, và khi tăng H = 1.2m thì tải trọng ngoài đạt được tăng thêm 50% vẫn đảm bảo độ biến dạng ổn định. Khi đệm H =1.5m, ứng vơi a = 0.4m thì tải trọng ngoài đạt được là 90kN/m2, khi tăng kích thước mũ từ 0.4m lên băng 0.5m thì tải trọng ngoài đạt tăng thêm được 11%, kích thước mũ tăng lên bằng 0.6m thì tải trọng ngoài tăng thêm là 28% . Khi đệm H= 1.7m, để đảm bảo độ biến dạng ổn định nền thì tải trọng ngoài đạt được là 120kN/m2 ứng với kích thước mũ cọc a=0.4m, đạt được 130kN/m2 (tăng 25%) khi a =0.5m, đạt được 150 kN/m2 khi a = 0.6m. Khi đệm H = 2m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 độ biến dạng ổn định của nền vẫn đảm bảo trong khi sự thay đổi kích thước mũ cọc làm làm ảnh hưởng lớn đến độ biến dạng. Do đó trong trường hợp khoảng cách s=2.5m, h=2m chọn a = 0.4m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2. - 83 - Từ mối tương quan giữa độ lún lệch DS với tải trọng ngoài q, tổng hợp kết quả cho ở bảng 4.1 là điều kiện cần để đạt được tải trọng ngoài q vẫn đảm bảo được biến dạng ổn định làm việc của nền. Bảng này chỉ cho kết quả tham khảo do chỉ xét đến độ lún lệch của cọc và nền chưa xét đến biến dạng của cọc gây ra trong nền có trong phạm vị làm việc của nền không. Bảng 4.1 Bảng kết quả chọn lựa khoảng cách s, mũ cọc a và đệm H nhằm đảm bảo độ ổn định nền khi chịu tải trọng ngoài q vùng đất Hiệp Phước – Nhà Bè q(kN/m2) s(m) h(m) a=0.4(m) a=0.5(m) a=0.6(m) 1.5 0.8 90 150 1 150 2 0.8 45 50 65 1 75 77 95 1.2 110 120 150 1.5 150 150 2.5 0.8 30 30 35 1 45 45 48 1.2 55 60 65 1.5 95 100 115 1.7 115 130 150 2 150 150 4.2.2. Phân tích kết quả giữa mối tương quan độ lún lệch DS(m) với H(m) khi tải trọng ngoài q(kN/m2) thay đổi Như mục 4.2.1 biểu đồ hình 4.11, 4.12, 4.13 khi khoảng cách giữa các cọc s =1.5m thì độ biến dạng nền ổn định đảm bảo với cấp tải trong ngoài đạt được 150kN/m2. Ngoại trừ trường hợp đệm H = 0.8m thì tải trọng ngoài tối đa đạt được nhỏ hơn 150kN/m2 thì đảm bảo được độ biến dạng ổn định nền. Độ lệch lún DS giảm nhanh trong khoảng tăng đệm H từ 0.8m đến 1m, và độ lún lệch này nhỏ lại trong khoảng đệm H>1m. - 84 - Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 1.5m; a =0.4m) 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9 2.1 H(m) D S q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) q=90(kN/m2) q=150(kN/m2) Hình 4.11 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=1.5m; a=0,4m) Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 1.5m; a =0.5m) 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9 2.1 H(m) D S q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) q=90(kN/m2) q=150(kN/m2) Hình 4.12 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=1.5m; a=0,5m) - 85 - Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 1.5m; a =0.6m) 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9 2.1 H(m) D S q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) q=90(kN/m2) q=150(kN/m2) Hình 4.13 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=1.5m; a=0,6m) Xét khi đệm H = 2m ứng với kích thước mũ cọc a=0.4;0.5;0.6m thể hiện ở biểu đồ hình 4.14; 4.15; 4.16 quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H với các trường hợp tải trọng ngoài thay đổi. Hình 4.14 và 4.15 cho thấy khi kích thước mũ cọc a≤ 0.5m thì tải trọng ngoài đạt được 150kN/m2 khi đệm H ≥1.4m. Hình 4.16 cho thấy khi kích thước mũ cọc a= 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được là 150kN/m2 khi đệm H >1.2m. - 86 - Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2m; a =0.4m) 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9 2.1 H(m) D S q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) q=90(kN/m2) q=150(kN/m2) Hình 4.14 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=2m; a=0,4m) Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2m; a =0.5m) 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9 2.1 H(m) D S q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) q=90(kN/m2) q=150(kN/m2) Hình 4.15 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=2m; a=0,5m) - 87 - Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2m; a =0.6m) 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9 2.1 H(m) D S q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) q=90(kN/m2) q=150(kN/m2) Hình 4.16 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=2m; a=0,6m) Xét khi đệm H = 2.5m ứng với kích thước mũ cọc a=0.4;0.5;0.6m thể hiện ở biểu đồ hình 4.17; 4.18; 4.18 quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H với các trường hợp tải trọng ngoài thay đổi. Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2.5m; a =0.4m) 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9 2.1 H(m) D S q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) q=90(kN/m2) q=150(kN/m2) Hình 4.17 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=2.5m; a=0,4m) - 88 - Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2.5m; a =0.5m) 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9 2.1 H(m) D S q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) q=90(kN/m2) q=150(kN/m2) Hình 4.18 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=2.5m; a=0,5m) Bieåu ñoà quan heä giöõa H(m) vaø ñoä cheânh leäch luùn DS(m) khi taûi troïng ngoaøi thay ñoåi (s = 2.5m; a =0.6m) 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 0.5 0.7 0.9 1.1 1.3 1.5 1.7 1.9 2.1 H(m) D S q=10(kN/m2) q=20(kN/m2) q=30(kN/m2) q=40(kN/m2) q=50(kN/m2) q=70(kN/m2) q=90(kN/m2) q=150(kN/m2) Hình 4.19 Biểu đồ quan hệ giữa độ lún lệch DS với đệm H (khi s=2.5m; a=0,6m) - 89 - Từ các biểu đồ tương quan giữa DS và H để tìm ra khoảng cách cọc s, mũ cọc a, đệm H tương ứng với tải trọng ngoài đạt được và tổng hợp được bảng 4.2 Bảng 4.2 Tải trọng q đạt được ứng với các thông số s, a, H s(m) h(m) q(kN/m2) a=0.4(m) a=0.5(m) a=0.6(m) 1.5 0.8 90 150 1 150 2 0.8 40 50 0.9 50 70 1 70 90 1.1 90 1.2 150 1.4 150 2.5 0.8 30 30 30 1 40 40 40 1.1 50 1.4 90 1.5 90 1.6 150 1.8 150 2 150 Bảng 4.1 trong phân tích 4.2.1 và bảng 4.2 trong phân tích mục 4.2.2 là tương đương nhau do trong phân tích 4.2.2 không nội suy được những điểm tải trọng trung gian không có trong tính toán, trong 2 phân tích trên chỉ vẽ lại biểu đồ ở dạng khác. Nhưng trong mục 4.2.2 cho thấy được chiều cao H hợp lý ứng với tải trọng ngoài thì tại đó độ lún lệch thay đổi là nhỏ. 4.2.3. Phân tích mối tương quan giữa hệ số tập trung ứng suất n với tải trọng ngoài q(kN/m2) tác động khi thay đổi chiều cao H Theo biểu đồ hình 4.20; 4.21; 4.22; 4.23; 4.24; 4.25; 4.26 thì hệ số tập trung ứng suất n tăng khi tải trong ngoài q tăng lên ứng với chiều cao lớp đệm H đủ lớn, hệ số n - 90 - càng tăng thì hiệu quả sử dụng cọc được tăng do ứng suất truyền vào cọc tăng. Khi tiếp tục tăng tải trọng mà chiều cao H không đủ thì hệ số tập trung ứng suất có xu hướng không tăng điều này chứng tỏ tải trọng ngoài tăng thêm truyền nhiều vào đất. Tại mức tải trọng q làm thay đổi độ dốc của đường quan hệ là tại điểm làm gia tăng ứng suất tác động vào đất nền do đó độ lún lệch DS sẽ lớn. Điều này phù hợp với lại kết luận của mục 4.2.1 và 4.2.2 Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 1.5m; a= 0.4m 0 2 4 6 8 10 12 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m 2 ) n H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.20 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =1,5m; a =0,4m) - 91 - Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.4m 0 2 4 6 8 10 12 14 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m 2 ) n H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.21 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2m; a =0,4m) Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.5m 0 2 4 6 8 10 12 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m 2 ) n H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.22 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2m; a =0,5m) - 92 - Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2m; a= 0.6m 0 2 4 6 8 10 12 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m 2 ) n H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.23 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2m; a =0,6m) Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.4m 0 2 4 6 8 10 12 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m 2 ) n H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.24 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2.5m; a =0.4m) - 93 - Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.5m 0 2 4 6 8 10 12 14 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m 2 ) n H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.25 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2.5m; a =0.5m) Bieåu ñoà quan heä giöõa q(kN/m2) vôùi heä soá taäp trung öùng suaát n ÖÙng vôùi s= 2.5m; a= 0.6m 0 2 4 6 8 10 12 0 20 40 60 80 100 120 140 160 q(kN/m 2 ) n H=0.8m H=1m H=1.2m H=1.5m H=1.7m H=2m Hình 4.26 Biểu đồ tương quan giữa n và q khi thay đổi H (s =2.5m; a =0.6m) - 94 - 4.2.4. Nhận xét và kết luận Với khoảng cách giữa các cọc s = 1m thì chọn a = 0,4m thì tải trọng ngoài có thể đạt tới 150kN/m2 vẫn đạm đảm bảo biến dạng ổn định của nền hoặc chịu được tải trọng hơn 150kN/m2, mà trong luận văn này không xét đến. Trường hợp này lãng phí cần xem xét kỹ lưỡng khi áp dụng hoặc tăng khoảng cách cọc lên. Với khoảng cách giữa các cọc s = 1.5m. Khi chiều cao đệm H = 0.8m ứng với a≤0.5m thì tải trọng ngoài đạt được là 90kN/m2. Khi tăng mũ cọc từ 0.4m lên 0.6m thì tải trọng ngoài tăng lên thêm 67% tải trọng khi a≤0.5m là q=150kN/m2. Khi tăng đệm H = 1m thì tải trọng đạt được tăng lên đang kể cụ thể ứng với a =0.4m thì tải trọng ngoài đạt được tăng thêm 67% từ 90 kN/m2 lên 150 kN/m2. Với khoảng cách giữa các cọc s=2m, ứng với chiều cao H = 0.8m thì tải trọng ngoài đạt được rất nhỏ q=45kN/m2 khi a = 0.4m, khi tăng kích thước mũ lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên đạt 44%. Với chiều cao đệm H = 1m thì tải trọng ngoài đạt được là 75kN/m2 khi a = 0.4m, khi kích thước mũ tăng lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên 27%. Với chiều cao đệm H = 1.2m thì tải trọng ngoài đạt được là 110kN/m2 khi a = 0.4m, khi kích thước mũ tăng lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên 36%. Với khoảng cách giữa các cọc s=2.5m, ứng với chiều cao H=0.8m thì tải trọng ngoài đạt được là 30kN/m2 khi a =0.4m, khi tăng kích thước mũ lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên không đáng kể 17%. Tăng chiều cao đệm H từ 0.8m lên 1m thì tải trọng đạt được tăng thêm 50%, tăng đệm H từ 1m lên 1.2m thì tải trọng ngoài đạt được tăng thêm 33%. Nhưng khi tăng đệm H từ 1.2m lên 1.5m thì tải trọng ngoài đạt được tăng lên 73% giá trị, khi này tăng kích thước mũ cọc từ 0.4m lên 0.6m thì tải trọng ngoài đạt được lớn hơn 100kN/m2 Từ kết luận trên có thể rút ra biểu đồ quan hệ giữa q=f(H,s,a) nhằm sơ bộ chọn các thông số đệm H, khoảng cách cọc s, kích thước mũ a như sau: - 95 - Bieåu ñoà quan heä q=f(H,s,a) 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2 2.1 Chieàu cao lôùp ñeä H(m) T aûi tr oïn g ng oa øi q (k N /m 2 ) s=2.5m; a=0.4m s=2.5m; a=0.5m s=2.5m; a=0.6m s=2m; a=0.4m s=2m; a=0.5m s=2m; a=0.6m s=1.5m; a=0.4m Hình 4.27 Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng q=f(H,s,a) 4.3. So sánh hiệu quả kinh tế với phương pháp gia tải trước kết hợp bấc thấm. 4.3.1. Cơ sở lý thuyết tính toán bằng gia tải trước kết hợp bấc thấm: 4.3.1.1. Khái niệm: Dưới tác dụng của tải trọng, hệ số rỗng trong đất giảm làm cho nền đất bị biến dạng. Trong đất bão hòa nước, quá trình giảm thể tích lỗ rỗng phụ thuộc vào khả năng thoát nước trong lỗ rỗng ra ngoài. Khả năng thoát nước lỗ rỗng phụ thuộc vào 2 yếu tố chính là khả năng thấm của đất thể hiện qua hệ số thấm và gradient thủy lực của dòng thấm là một đại lượng tỷ lệ thuận với giá trị tải trọng và tỷ lệ nghịch với chiều dài đường thoát nước. Trong tự nhiên, nước chỉ có thể thoát ra mặt thoáng trên mặt đất hoặc đến các lớp đất có tính thấm cao. Trong các dạng công trình nói chung, giá trị tải trọng được xác định cụ thể. Thời gian thoát nước nhanh hay chậm và do đó thời gian lún ngắn hay dài có thể được thay đổi nếu có tác động vào 2 yếu tố cơ bản trên. Sự - 96 - dụng bấc thấm là một kỹ thuật nhằm tạo ra biên thoát nước cho phép nước thấm theo phương ngang, làm giảm chiều dài đường thoát và do đó tăng được tốc độ cố kết; sử dụng gia tải trước làm cho quá trình giảm thể tích lỗ rỗng trong đất xảy ra và kết thúc sớm, đất trở nên quá cố kết trước khi xây dựng công trình. Gia tải trước kết hợp bấc thấm làm tăng nhanh tốc độ lún của nền. Baác thaám Gia taûi Ñaát yeáu Caùt trung Ñeäm thoaùt nöôùc Hình 4.28 Gia tải trước bằng bấc thấm Độ lún của công trình sau một thời gian gia tải t là St: ¥= SUSt . (4.1) Trong đó U là mức độ cố kết sau một thời gian gia tải, S¥ độ lún ổn định của nền 4.3.1.2. Độ lún ổn định của nền theo quan hệ e-logp của thí nghiệm nén cố kết. Tính lún ổn định cho đất nền theo phương pháp e-logp : Khi po+Dp < sp: o o o o r p ppH e CS D+ + = log 1 (4.2) Khi po < sp < po+Dp p o o o c o p o o r ppH e C p H e CS s s D+ + + + = log 1 log 1 (4.3) Khi sp < po < po+Dp o o o o c p ppH e CS D+ + = log 1 (4.4) - 97 - Trong đó: sp : áp lực tiền cố kết (xác định trong biểu đồ nén cố kết e-logp) po : áp lực do trọng lượng bản thân ở giữa lớp đất Dp : ứng suất thẳng đứng (gia tải). eo : hệ số rỗng ban đầu của lớp sét ứng với thời điểm trước khi gia tải Cc : chỉ số nén; Cr : chỉ số nở Ho : chiều dầy lớp bùn sét trước khi gia tải. 4.3.1.3. Mức độ cố kết xác định theo phương trình Carolli, (1942) U = 1 – (1 – Uh)(1 – Uv) (4.5) Trong đó: Uv : mức độ cố kết theo phương đứng Uv = f(Tv) Uh : mức độ cố kết theo phương ngang Uh = f(Th;F(n)) Xác định giá trị Uh _ Barron (1948): ( )÷÷ø ö çç è æ --= nF TU hh 8exp1 (4.6) Với ( ) 2 2 2 2 4 13)( 1 n nnLn n nnF -- - = (4.7) 2 e h h D tCT = : nhân tố thời gian (4.8) - 98 - Trong đó w e d Dn = (4.9) De = 1,13S (sơ đồ bố trí hình vuông) (4.10) De = 1,05S (sơ đồ bố trí hình tam giác) (4.11) S : khoảng cách giữa các bấc thấm dw : đường kính tương đương của bấc thấm Hansbo đề nghị 2 badw + = (4.12) a, b : bề rộng và bề dày của bấc thấm Ch : hệ số cố kết theo phương ngang Khi 20³= w e d Dn thì ( ) 4 3)( -= nLnnF Xác định giá trị Uv _ Terzaghi Ứng với trường hợp sơ đồ 0 – tải trọng hình chữ nhật (tải trọng gia tải phân bố đều khắp) ÷÷ ø ö çç è æ --= 4 exp81 2 2 v v TU p p (4.13) Với 2h tCT vh = : nhân tố thời gian (4.14) Thoát nước 2 chiều : h = 0.5H (H chiều dầy lớp bùn sét) 4.3.2. Tính toán gia tải trước kết hợp bấc thấm kho bãi Hiệp Phước – Nhà Bè : - 99 - 4.3.2.1. Bài toán: Gia cố nền đất yếu khu vực Hiệp Phước – Nhà Bè để xây dựng kho bãi với diện tích 100m x 300m chịu được tải trọng 100kN/m2 sao cho độ lún ổn định sau khi gia tải Sôđ < 15cm, thời gian xử lý nền tối đa 12 tháng. 4.3.2.2. Xác định áp lực tiền cố kết Hình 4.29 Biểu đồ quan hệ e – lopP trong thí nghiệm nén cố kết lớp 1 Bảng 4.3 Áp lực tiền cố kết sp, chỉ số nén Cc, chỉ số nở Cr từ biểu đồ e-logP sp(kN/m2) Cc Cr 51.9 0.8857 0.1704 - 100 - Bảng 4.4 Thông số đất nền c j g H Cv = Ch kN/m2 độ kN/m3 m cm2/s 5.6 6.78 14.7 22 4.57x10-4 4.3.2.3. Xác định độ lún ổn định của lớp bùn sét sp po = 0.5gH Dp po+Dp kN/m2 kN/m2 kN/m2 kN/m2 51.9 161.7 100 261.7 Dựa vào biểu đồ e-logP hình 4.23 xác định hệ số rỗng ban đầu khi po = 161.7 kN/m2 thì eo = 1.8 Do sp < po < po+Dp nên dùng công thức (4.4) để xác định độ lún ổn định o o o o c p ppH e CS D+ + = log 1 Cc eo Ho po Dp S¥ m kN/m2 kN/m2 (m) 0.8857 1.8 22 161.7 100 1.46 Mức độ cố kết để độ lún ổn định sau gia tải còn lại là <15cm 46.1 15.046.1 - =U = 0.9 4.3.2.4. Xác định khoảng cách cắm bấc thấm Xác định Uv ứng với t = 12 tháng Ch=Cv h t Tv Uv m2/tháng m tháng (%) 0.118 11 12 1.17 x10-2 16,6 - 101 - Xác định khoảng cách cắm bấc thấm S để t = 12 tháng thì mức độ cố kết U=0.9 Bấc thấm có kích thước a = 100mm, b = 3mm Đường kính tương đương dw = (100+3)/2 = 51,5mm = 0,0515m Chọn De = 1.2m; 1.6m; 2m ; 2.5m ;3m. Khoảng các S = De/1.13 (sơ đồ bố trí hình vuông). 20³= w e d Dn nên xác định F(n) bằng công thức ( ) 4 3)( -= nLnnF Sử dụng các công thức mục 4.3.1.3 để xác định mức độ cố kết Kết quả được lập thành bảng sau: S De n F(n) Th Uh U m (m) (%) (%) 1.062 1.2 23.301 2.3985 0.98712 96.28 96.90 1.416 1.6 31.068 2.6862 0.55526 80.87 84.03 1.77 2 38.835 2.9093 0.35536 62.36 68.60 2.212 2.5 48.544 3.1325 0.22743 44.06 53.32 2.655 3 58.252 3.3148 0.15794 31.69 43.01 3.097 3.5 67.961 3.4689 0.11604 23.48 36.15 3.54 4 77.67 3.6025 0.08884 17.90 31.50 4.425 5 97.087 3.8256 0.05686 11.21 25.91 - 102 - 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 S (m) U (% ) Hình 4.30 Biểu đồ quan hệ U = f(S) Giải bằng excel phương pháp lập tìm được khoảng cách S =1.28m, ứng với mức độ cố kết U = 0.9 S De a b dw n F(n) Th Uh U m m cm cm m (%) 1.28 1.44 10 0.3 0.0515 27.976 2.581 0.685 88.02 90 Vậy chọn khoảng cách giữa các bấc thấm S = 1.25m Xác định lại độ cố kết với khoảng cách S = 1.25 S De a b dw n F(n) Th Uh U m cm cm m 1.25 1.413 10 0.3 0.0515 27.427 2.5615 0.71245 0.8919 0.91 Độ lún sau khi gia tải là S = U. S¥ = 0.91 x 1.46 = 1.33m Độ lún nền ổn định sau khi gia tải để đạt được tải trọng ngoài là 100kN/m2 là - 103 - Sôđ = 1.46 - 1.33 = 0.13m = 13 cm 4.3.3. Tính toán cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật gia cố nền kho bãi khu vực Hiệp Phước – Nhà Bè bằng phần mềm plaxis: Dựa vào hình 4.23 kết luận mục 4.2.4 thiết kế giải pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ 200x200, mác 350 để xử lý nền đất yếu xây dựng kho bãi trên địa chất Hiệp Phước – Nhà Bè đảm bảo biến dạng ổn định nền đất với tải trọng ngoài đạt được q=100kN/m2, chọn khoảng cách giữa các cọc s = 2m, kích thước mũ cọc a = 0.6m và chiều cao đệm H =1m. Xây dựng mô hình bài toán để kiểm tra các điều kiện biến dạng đất nền và lực căng lớn nhất trong vải địa kỹ thuật. 4.3.3.1. Mô hình bài toán Hình 4.25 Mô phỏng bài toán gia cố nền bằng bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật gia cố kho bãi Hiệp Phước – Huyện Nhà Bè. - 104 - Bảng 4.5 Thông số đưa vào tính toán Diễn giải ĐVT ký hiệu thông số Cọc BTCT 200x200 Mác 350 m L = 3x8= 24 Mũ cọc 0,6x0x6x0,15 Mác 350 m a 0.6 Khoảng cách giữa các cọc m s 2 Đệm cát m H 1 Tải trọng phân bố kN/m2 q 100 Bảng 4.6 Các thông số đất dùng tính theo phương pháp phần tử hữu hạn g kx ky Cc Cr l* k* c f Eref n Lớp đất Mô hình kN/m3 m/ngày m/ngày kN/m2 độ kN/m2 Lớp đắp MC 19 0.1 0.1 1 30 7500 0.25 Bùn sét SSM 14.7 7.13x10-5 4.75x10-5 0.923 0.164 0.132 0.023 5.6 6.78 1377 0.25 Cát trung MC 19.55 0.1 0.1 3.6 29.98 30000 0.25 Bảng 4.7 Các thông số cho cọc và mũ cọc s a1 a2 A E I EA EI EAtđ EItđ m m m m2 kN/m2 m4 kN kNm2 kN kNm2 Cọc 200x200 M350 2 0.2 0.2 0.04 3x107 0.00013 1.20x106 4.00x103 1.5x107 2.00x103 Mũ cọc M350 2 0.6 0.15 0.09 3x107 0.00017 2.70x106 5.06x103 1.5x107 2.53x103 Vải địa kỹ thuật GML40: ( )mkN ml l FEA /3333 1 12.0 400 == D = - 105 - 4.3.3.2. Biến dạng của mô hình Hình 4.26 Biến dạng tổng thể lớn nhất 0.298(m) (Tỷ lệ theo phương đứng x10 lần) Hình 4.27 Biến dạng theo phương đứng Hình 4.28 Biến dạng theo phương đứng mặt cắt ở đầu cọc - 106 - Chuyển vị trung bình trên đầu cọc •Uypile = 0.067m Chuyển vị trung bình trên đất nền •Uysoil = 0.177m Chênh lệch lún giữa cọc và đất DS = •Uysoil - •Uypile = 0.177 – 0.067 = 0.11m = 11 cm 4.3.3.3. Ứng suất của mô hình Hình 4.31 Hướng của tổng ứng xuất tác dụng lên đầu cọc Hình 4.32 Tổng ứng suất tác dụng mặt cắt ở đầu cọc Ứng suất trung bình tác dụng lên đầu cọc •sp = 370.4 kN/m2 Ứng suất trung bình tác dụng lên đất nền •ss = 44.2 kN/m2 - 107 - Hệ số tập trung ứng suất 2.44 4.370 == s pn s s = 8.38 4.3.3.4. Nội lực trong cọc Hình 4.33 Môment M, lực cắt Q, Lực dọc N trong cọc Mmax = 1.68 kNm/m; Mmin = -12.55 kNm/m - 108 - Qmax = 65.73kN/m; Qmin = -15.08 kN/m Nmax = -792.62kN/m Hình 4.34 Chuyển vị của cọc theo phương ngang Uxmax = 0.0041m; Uxmin =-0.0042m 4.3.3.5. Lực căng trong vải địa kỹ thuật gia cường - 109 - Hình 4.35 Lực căng lớn nhất trong vải địa gia cường Tmax = 27.26kN/m - 110 - 4.3.4. So sánh hiệu quả kinh tế giữa phương pháp cố kết nền giả tải trước kết hợp bấc thấm và phương pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật Bảng 4.8 khái toán kinh phí thực hiện phương án gia tải trước kết hợp bấc thấm và phương án cọc BTCT tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật Gia tải kết hợp bấc thấm Cọc BT 200x200 L=3x8=24m Hạng mục Công việc Ký Hiệu Cách tính ĐVT Khối lượng Đơn giá Thành tiền (triệu đồng) Khối lượng Đơn giá Thành tiền (triệu đồng) khoảng cách S m 1 2.5 Chiều rộng a m 100 100 Chiều dài b m 300 300 Số lượng tim cọc / bấc n=a*b/s2 30,000 4,800 Chiều dài đơn vị 1 cọc/tim l m 22 24 Thi công 1m dài bấc thấm L=n*l m 660,000 12,000 7,920 Thi công 1m dài cọc BTCT 200x200 L=n*l m 115,200 150,000 17,280 Chiều cao gia tải/ đệm cát H m 5 1.5 Đệm cát / gia tải M1 m3 150,000 180,000 27,000 45,000 180,000 8,100 Chiều cao dỡ tải M2 3.54 Cát dỡ tải chuyển đi <7000m M3 m3 106,200 40,000 4,248 Bê tông mũ cọc n*0.15*0.62 m3 180 1,200,000 216 Vải địa kỹ thuật m2 30,000 22,000 660 Tổng kinh phí 39,168 26,256 - 111 - Khái toán kinh phí giữa hai phương án thì phương án cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật cho khái toán kinh phí thấp hơn phương án gia tải trước kết hợp với bấc thấm. Nhưng trong khái toán trên chưa xét đến chi phí quản lý, trong phương pháp gia tải thì thời gian gia tải là 12 tháng, trong khi đó phương án dùng cọc BTCT tiết diện nhỏ đã ước tính chi phí hạ cọc, nếu tập kết đầy đủ thiết bị và mặt bằng thì thời gian thi công cọc và gia cố nền sẽ ít hơn 3 tháng. Về độ biến dạng ổn định còn lại thì phương án gia tải trước bằng bấc thấm là 13cm, còn phương án cọc bê tông tiết diện nhỏ phần mềm plaxis cho kết quả là 11cm - 112 - KẾT LUẬN KIẾN NGHỊ I. Kết luận 1. Phân tích bài toán theo phương pháp lý thuyết thì phương pháp của Marston (BS8006, 1995) cho kết quả lực căng trong vải địa lớn nhất, các phương pháp lý thuyết và thực nghiệm có kết quả bằng 2.76% đến 28.8% so với phương pháp của Marston. Các công thức khác cho kết quả tương đương nhau, Sử dụng phương pháp của Marston quá lãng phí không cần thiết. Phương pháp của Jones là an toàn nhất và phương pháp phần tử hữu hạn là kinh tế nhất, điều này cũng hợp lý là do các công thức lý thuyết không xét được các điều kiện làm việc của vật liệu, và của đất nền. Đối với phương pháp Jones có xét đến phản lực đất nền nhưng cũng chỉ là ước lượng cục bộ đối với loại đất nền mà ông thí nghiệm. 2. Phân tích bằng phần mềm Plaxis với các trường hợp khoảng cách s = 1.5m, 2m, 2.5m; mũ cọc a= 0.4m, a = 0.5m, a = 0.6m; Chiều cao đệm H = 0.8m, 1m, 1.2m, 1.5m, 1.7m, 2m; Các mức tải trọng ngoài đặt vào công trình q = 10kN/m2, q = 20kN/m2, q = 30kN/m2, q = 40kN/m2, q = 50kN/m2, q = 70kN/m2, q = 90kN/m2, q = 150kN/m2 rút ra được biểu đồ quan hệ q=f(H,s,a) như sau: Bieåu ñoà quan heä q=f(H,s,a) 0 20 40 60 80 100 120 140 160 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2 2.1 Chieàu cao lôùp ñeä H(m) T aûi tr oïn g ng oa øi q (k N /m 2 ) s=2.5m; a=0.4m s=2.5m; a=0.5m s=2.5m; a=0.6m s=2m; a=0.4m s=2m; a=0.5m s=2m; a=0.6m s=1.5m; a=0.4m - 113 - Sử dụng kết quả của biểu đồ q=f(H,s,a) giúp cho nhanh chóng chọn các thông số khoảng cách s, mũ cọc a, chiều cao đệm H hợp lý để thiết kế xử lý nền đất yếu bằng phương pháp cọc bê tông tiết diện nhỏ (200x200) kết hợp vải địa gia cường đầu cọc chịu được tải trọng ngoài q 3. Chiều cao đệm H hợp lý tác giả đề nghị như sau: khi s =1.5m thì H = 1m, khi s=2m, H = 1.2m. khi s =2.5m, = 1.5m. Và tùy trường hợp cụ thể mà chọn chiều cao đệm H, khoảng cách s, mũ cọc a ứng với kết luận số 2 4. So sánh hiệu quả kinh tế giữa hai phương án thì phương án cọc bê tông tiết diện nhỏ kết hợp vải địa kỹ thuật có sử dụng kết quả nghiên cứu để chọn khoảng cách cọc s, mũ cọc a, chiều cao đệm H hợp lý thì cho khái toán kinh phí thấp hơn phương án gia tải trước kết hợp với bấc thấm trong đó chưa kể đến chi phí quản lý của phương án gia tải kết hợp bấc thấm trong 12 tháng gia tải II. Kiến nghị 1. Hướng nghiên cứu tới cần có kiểm chứng trong điều kiện công trình thực tế để khẳng định phương pháp phần tử hữu hạn (chương trình Plaxis) cho kết quả là tin cậy. 2. Phương án gia tải trước kết hợp bấc thấm là phương pháp tin cậy và đã được áp dụng nhiều trên thế giới. So sánh hiệu quả kinh tế với phương án này là tốt nhưng cũng cần thiết xem xét đến nhiều phương pháp khác như cọc đất gia cố xi măng v.v… 3. Hệ cọc áp dụng cho sơ đồ hình vuông, chưa xét đến sơ đồ hình tam giác. 4. Chỉ mới nghiên cứu một lớp vải cần nghiên cứu với nhiều lớp vải thì hiệu quả kinh tế và kỹ thuật tăng lên bao nhiêu lần. - 114 - TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Châu Ngọc Ẩn (2005) “Nền Móng”, nhà xuất bản Đại học Quốc Gia Tp.HCM [2] Châu Ngọc Ẩn (2004) “ Cơ học đất”, Nhà xuất bản Đại học Quốc Gia Tp.HCM [3] Dương Học Hải (2007) “Xây dựng nền đường ôtô đắp trên đất yếu” Nhà xuất bản xây dựng. [4] Hoàng Văn Tân (1973) “Những phương pháp xây dựng công trình trên nền đất yếu”, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật. [5] Nguyễn Thành Long, Lê Bá Lương “Công trình trên đất yếu trong điều kiện Việt Nam”, tài liệu lưu hành nội bộ Đại học Bách Khoa Tp.HCM [6] Nguyễn Minh Tâm, Trần Xuân Thọ “Đánh giá hiệu ứng vòm ở trong nền đường được hổ trợ cột đất trộn sâu” [7] Phan Hồng Quân (2009)“Nền và Móng”, Nhà xuất bản giáo dục [8] Vũ Công Ngữ, Nguyễn Thái (2004) “Móng cọc – phân tích và thiết kế”, Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật [9] Võ Phán, (2004) “Bài giảng móng cọc”, tài liệu lưu hành nội bộ ĐH Bách Khoa Tp. HCM [10] Tiêu chuẩn xây dựng 189:1996 “Móng cọc tiết diện nhỏ, tiêu chuẩn thiết kế” [11] Tiêu chuẩn xây dựng 205:1998 “Móng cọc, tiêu chuẩn thiết kế” [12] Tiêu chuẩn ngành 22TCN 248:1998 “Vải địa kỹ thuật trong xây dựng nền đắp trên đất yếu” [13] Tiêu chuẩn thực hành BS 8006 : 1995, “Đất và các vật liệu đắp khác có gia cường (có cốt)”, nhà xuất bản xây dựng. [14] Carlsson, B., Armerdad Jord, Terranova, Sweden, 1987 [15] Chen Yun-min, Cao Wei-ping, Chen Ren-peng (2007)“An experimental investigation of soil arching within basal reinforced and unreinforced piled embankments” [16] Jones, N.W.M., Geotextiles, Blackie, Glasgow, 1987 [17] Rutugandha Gangakhedkar (2004), “Geosynthetic renforced pile supported embankments”, A thesis presented to the graduate school of the University of - 115 - Florida in partial fulfillment of the requirements for the degree of master of engineering. [18] Spangler, M. G. and Handy, R. L., Soil Engineering, Intext Educational Plublishers, New York, 1973 [19] Suzanne J.M. van Eekelen, Meindert A. Van & Adam Bezuijen “The Kyoto Road, a full scale test. Measurements and calculations”