UDC

Tiêu chuẩn ngành Cộng hòa Nhân dân Trung Hoa

TB 10106 — 2023

J 1078 — 2023

Quy trình kỹ thuật xử lý nền móng công trình đường sắt

Technical Specification for Ground Treatment

of Railway Engineering

Ngày ban hành: 2023-01-16

Ngày thực hiện: 2023-05-01

Cục Đường sắt Quốc gia ban hành

Tiêu chuẩn ngành Cộng hòa Nhân dân Trung Hoa

Quy trình kỹ thuật xử lý nền đất công trình đường sắt

Technical Specification for Ground Treatment of Railway Engineering

TB 10106—2023

J 1078—2023

Đơn vị chủ biên: Công ty trách nhiệm hữu hạn Tập đoàn Công trình Trung Quốc số 2
Công ty trách nhiệm hữu hạn Tập đoàn Khảo sát Thiết kế Trung Quốc số 4
Cơ quan phê duyệt: Cục Đường sắt Quốc gia
Ngày thực thi: 01/05/2023

Công ty trách nhiệm hữu hạn Nhà xuất bản Đường sắt Trung Quốc

2023·Bắc Kinh

Cục Đường sắt Quốc gia thông báo về việc ban hành tiêu chuẩn ngành đường sắt

(Tiêu chuẩn xây dựng công trình năm 2023 đợt 1)

Số 1 năm 2023

Nay công bố Quy trình kỹ thuật xử lý nền đất công trình đường sắt (TB 10106—2023) làm tiêu chuẩn ngành, có hiệu lực từ ngày 01 tháng 5 năm 2023. Quy trình kỹ thuật xử lý nền đất công trình đường sắt (TB 10106—2010) đồng thời hết hiệu lực.

Tiêu chuẩn này do Công ty TNHH Nhà xuất bản Đường sắt Trung Quốc xuất bản và phát hành.

Cục Đường sắt Quốc gia

Ngày 16 tháng 01 năm 2023

Dưới đây là bản dịch tài liệu TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt sang tiếng Việt, tuân thủ các quy tắc đã nêu:

QUY CHUẨN KỸ THUẬT XỬ LÝ NỀN ĐẤT CHO CÔNG TRÌNH ĐƯỜNG SẮT

TB 10106-2023

Ghi chú:

Các phần ". . ." biểu thị nội dung gốc chưa được cung cấp chi tiết (hình ảnh, bảng biểu, đoạn văn dài).
Khi dịch các phần cụ thể, đảm bảo giữ nguyên cấu trúc Markdown, công thức toán, ký hiệu kỹ thuật và tên tiêu chuẩn như yêu cầu. Ví dụ:

Ví dụ minh họa (nếu có nội dung gốc):

3.2 Thiết kế xử lý nền đất

3.2.1 Nguyên tắc chung

Xử lý nền đất phải đảm bảo sức chịu tải và ổn định biến dạng theo yêu cầu của công trình đường sắt.
Phương pháp xử lý được lựa chọn dựa trên đặc tính địa kỹ thuật của đất nền, bao gồm:
- Sức kháng cắt (, )
- Mô-đun biến dạng ()
- Hệ số cố kết ()
- Ứng suất hiệu quả ()

Bảng 3.2.1 Phương pháp xử lý nền đất phổ biến:

Loại đất	Phương pháp xử lý	Tiêu chuẩn áp dụng
Đất sét yếu	Gia tải trước + bấc thấm	TB 10035-2018
Đất cát rời	Rung đầm chấn động	JTG/T D31-02-2013
Đất đắp	Đầm nén cơ học	GB 50007-2011

Công thức tính toán:

Sức chịu tải cực hạn của nền đất sau xử lý:

Trong đó:
- : Sức chịu tải cực hạn (kPa)
- : Lực dính của đất (kPa)
- : Trọng lượng riêng của đất (kN/m³)
- : Chiều sâu chôn móng (m)
- : Chiều rộng móng (m)
- , , : Hệ số sức chịu tải (tra bảng theo )

Sơ đồ xử lý nền đất

Lời nói đầu

Với quy mô xây dựng công trình đường sắt ngày càng mở rộng, cấp hạng đường sắt và tốc độ thiết kế ngày càng được nâng cao, ảnh hưởng của công nghệ xử lý nền đất đối với chất lượng và an toàn công trình đường sắt ngày càng trở nên nổi bật. Nền đất composite được ứng dụng rộng rãi trong xử lý nền đường đắp đường sắt, các công nghệ mới như cọc vữa bơm trong ống vải, cọc bê tông không cốt thép dần trở nên hoàn thiện, đóng vai trò quan trọng trong việc đáp ứng yêu cầu sức chịu tải của nền đất, kiểm soát độ lún sau thi công đường đắp, đảm bảo an toàn và ổn định đường đắp, đồng thời tích lũy được nhiều kinh nghiệm quý báu, tạo nền tảng vững chắc cho việc sửa đổi toàn diện Quy trình kỹ thuật xử lý nền đất công trình đường sắt.

Quy trình này nhằm thống nhất các yêu cầu kỹ thuật xử lý nền đất trong công trình đường sắt, tổng kết có hệ thống các thành tựu nghiên cứu khoa học và kinh nghiệm thực tiễn về công nghệ xử lý nền đất trong và ngoài nước những năm gần đây, đồng thời tham khảo đầy đủ các yêu cầu của các tiêu chuẩn liên quan. Trên cơ sở Quy trình kỹ thuật xử lý nền đất công trình đường sắt TB 10106—2010, sau khi lấy ý kiến rộng rãi, quy trình đã được sửa đổi toàn diện. Quy trình này kiên trì các nguyên tắc an toàn tin cậy, công nghệ tiên tiến, kinh tế hợp lý, xanh và thân thiện môi trường, phối hợp hài hòa với các tiêu chuẩn hiện hành về khảo sát, thiết kế, thi công, nghiệm thu công trình đường sắt, nhằm đáp ứng tốt hơn nhu cầu phát triển công nghệ xử lý nền đất trong công trình đường sắt.

Quy trình gồm 21 chương, bao gồm: Quy định chung, Thuật ngữ và ký hiệu, Quy định cơ bản, Lớp đệm thay thế, Lu lèn bằng xung lực (rung), Đầm chặt nặng và thay thế bằng đầm chặt nặng, Cố kết thoát nước, Cọc đá (cát) đầm chặt, Cọc nén chặt bằng vôi đất (xi măng đất), Cọc mở rộng bằng đầm chày, Cọc trộn xi măng đất, Cọc phun vữa cao áp, Cọc vữa bơm trong ống vải, Cọc đá vữa bơm, Cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông không cốt thép, Cọc chế tạo sẵn, Cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ, Nền đất composite nhiều loại cọc, Kết cấu cọc-lưới (cọc-bè), Kết cấu cọc-bản, Phụt vữa, cùng với 4 phụ lục.

Những nội dung chính được sửa đổi trong lần này như sau:

Điều chỉnh cấu trúc chương mục, bổ sung các chương mới về cọc vữa bơm trong ống vải, cọc đá vữa bơm và nền đất composite nhiều loại cọc, tách chương kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) bằng bê tông cốt thép trong quy trình cũ thành ba chương: Cọc chế tạo sẵn, Cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ, Kết cấu cọc-lưới (cọc-bè), chương cọc đá trong quy trình cũ

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Hợp nhất chương "Cọc cát đá đầm chặt" và chương "Cọc đá (cát)" thành một chương duy nhất: Cọc đá (cát).
Hoàn thiện phương pháp xác định chiều dày lớp nén lún của nền đất, bổ sung hệ số hiệu chỉnh tính toán lún và hệ số tỷ lệ hoàn thành lún sau thi công.
Điều chỉnh yêu cầu kiểm tra sức chịu tải của nền đất composite, bổ sung phương pháp tính toán ổn định cho nền đất composite cọc cứng.
Quy định phạm vi áp dụng, tính toán thiết kế sức chịu tải, kiểm soát quá trình thi công, kiểm tra sức chịu tải đối với cọc vữa trong túi vải và cọc đá vữa.
Bổ sung điều kiện áp dụng, tính toán thiết kế sức chịu tải, thi công và kiểm tra chất lượng cho các loại cọc bê tông không cốt thép như cọc ren (thanh), cọc hình chữ X đúc sẵn và cọc ống đường kính lớn đúc sẵn.
Làm rõ điều kiện áp dụng, chỉ tiêu kiểm soát tạo lỗ, cao độ đỉnh cọc, thí nghiệm sức chịu tải cho cọc đúc sẵn trong công tác thiết kế, thi công và kiểm tra chất lượng.
Quy định điều kiện áp dụng, khoảng cách giữa các cọc, tính toán sức chịu tải, công nghệ tạo lỗ bằng dung dịch bentonite cho cọc khoan nhồi bê tông cốt thép trong công tác thiết kế, thi công và kiểm tra chất lượng.
Quy định điều kiện áp dụng, chiều sâu xử lý, thí nghiệm công nghệ cho nền đất composite đa loại cọc trong công tác thiết kế, thi công và kiểm tra chất lượng.
Đề xuất phương pháp tính toán thiết kế lớp đệm gia cường kết cấu cọc-lưới có xét đến hiệu ứng vòm đất, hiệu ứng màng căng, hiệu ứng lực đẩy mái dốc và hiệu ứng phản lực nền.
Sửa đổi các yêu cầu cơ bản, số lượng kiểm tra, phương thức kiểm tra về kiểm tra chất lượng xử lý nền đất cho các loại cọc khác nhau.

Trong quá trình thực hiện quy phạm này, các đơn vị được khuyến khích kết hợp thực tiễn công trình, tổng kết kinh nghiệm, tích lũy tài liệu. Nếu phát hiện nội dung cần sửa đổi hoặc bổ sung, vui lòng gửi ý kiến và tài liệu liên quan đến:

Công ty TNHH Tập đoàn Công trình Trung Quốc Đường sắt số 2 (Số 3 Đường Tongjin, Thành phố Thành Đô, Tỉnh Tứ Xuyên, Mã bưu chính: 610031)
Viện Quy hoạch và Nghiên cứu Tiêu chuẩn, Cục Đường sắt Quốc gia (Số 1 Đường Guanglian, Quận Tây Thành, Bắc Kinh, Mã bưu chính: 100055) để tham khảo cho lần sửa đổi tiếp theo.

Cơ quan chịu trách nhiệm giải thích: Cục Khoa học và Pháp chế, Cục Đường sắt Quốc gia.

Đơn vị chủ biên:

Công ty TNHH Tập đoàn Công trình Trung Quốc Đường sắt số 2
Viện Thiết kế Khảo sát Đường sắt Trung Quốc số 4

Trang 4

Đơn vị chủ trì biên soạn: Viện Thiết kế Tập đoàn Đường sắt Trung Quốc.

Đơn vị tham gia biên soạn: Tập đoàn Thiết kế Đường sắt Trung Quốc, Viện Nghiên cứu Quy hoạch Kinh tế Đường sắt Trung Quốc, Viện Nghiên cứu Khoa học Đường sắt Trung Quốc, Đại học Giao thông Tây Nam, Đại học Trùng Khánh.

Chủ nhiệm biên soạn chính: Lý An Hồng, Tiết Nguyên, Tôn Hồng Lâm, Lý Thì Lượng, Thôi Duy Hiếu, Diệp Dương Thăng, Lưu Tuấn, Dương Thường Sở, La Cường, Lưu Hán Long, Tô Sưởng, Trương Đông Khanh, Diêu Thành Chí, Vương Hâm Vũ, Trương Lỗi, Vương Á Phi, Thái Đức Quân, Đinh Tuyển Minh, Đại Vĩ, Chu Ba, Vương Trí Mãnh, Diêm Hoành Nghiệp, Lý Thái Lăng, Chu Văn Dương, Trương Thạc, Lưu Uyển Như, Tưởng Sở Sinh, Tằng Tích, Ngô Bồi Bồi, Khâu Vĩnh Bình, Triệu Tiền Tiến, Lý Ninh, Trình Điền, Lưu Hoằng Dương, Lưu Duy Chính.

Chủ nhiệm thẩm định chính: Dư Lôi, Dương Bằng Kiện, Trương Tiên Quân, Lưu Hảo Chính, Từ Hồng Tinh, Chu Thi Quảng, Thôi Đức Sơn, Cố Hướng Sinh, Điền Sĩ Quân, Lý Tiêu Luân, Lý Hải Quang, Ngô Liên Hải, Chiêm Chí Hùng, Đỗ Văn Sơn, Thôi Tuấn Kiệt, Quách Thiệu Ảnh, Mao Trung Lương, Bạch Triều Năng, Vương Tiểu Thanh, Thôi Giang Dư, Vương Bỉnh Long, Từ Lâm Vinh, Tiêu Hoành.

Lịch sử ban hành các phiên bản trước của Quy trình này:

Quy phạm Kỹ thuật gia cố đất yếu bằng phương pháp phun trộn bột TB 10113—1996
Quy trình Kỹ thuật xử lý nền đất công trình đường sắt TB 10106—2010.

QUY CHUẨN KỸ THUẬT XỬ LÝ NỀN ĐẤT CHO CÔNG TRÌNH ĐƯỜNG SẮT

TB 10106-2023

Mục lục

[Giữ nguyên như bản gốc]

Lời nói đầu

Quy chuẩn này được biên soạn theo nguyên tắc tuân thủ các quy định pháp luật hiện hành, kế thừa kinh nghiệm thực tiễn và tham khảo các tiêu chuẩn quốc tế liên quan. Nội dung quy chuẩn bao gồm các yêu cầu kỹ thuật cơ bản về khảo sát, thiết kế, thi công, nghiệm thu và giám sát xử lý nền đất cho công trình đường sắt.

1 Phạm vi áp dụng

Quy chuẩn này quy định các yêu cầu kỹ thuật về xử lý nền đất cho đường sắt thông thường, đường sắt cao tốc và các công trình phụ trợ liên quan. Quy chuẩn áp dụng cho các dự án xây dựng mới, cải tạo, mở rộng và sửa chữa đường sắt.

2 Tiêu chuẩn viện dẫn

Các tài liệu viện dẫn sau là bắt buộc khi áp dụng quy chuẩn này. Đối với các tài liệu viện dẫn ghi năm ban hành, áp dụng phiên bản được nêu. Đối với các tài liệu không ghi năm ban hành, áp dụng phiên bản mới nhất (kể cả các sửa đổi).

GB 50007 Quy chuẩn thiết kế nền móng công trình xây dựng
TB 10001 Quy chuẩn kỹ thuật thiết kế đường sắt
JTG D30 Quy chuẩn kỹ thuật thiết kế nền đường ô tô
GB/T 50123 Tiêu chuẩn thí nghiệm đất trong phòng
TB 10018 Quy chuẩn kỹ thuật khảo sát địa kỹ thuật cho đường sắt

3 Thuật ngữ và định nghĩa

3.1 Xử lý nền đất (Ground treatment)

Các biện pháp kỹ thuật nhằm cải thiện tính chất cơ lý của nền đất, nâng cao sức chịu tải, giảm lún, tăng sức kháng cắt và ổn định cho nền đường.

3.2 Cố kết (Consolidation)

Quá trình giảm thể tích của đất do thoát nước dưới tác dụng của ứng suất hiệu quả, dẫn đến giảm độ rỗng và tăng cường độ.

3.3 Gia tải trước (Preloading)

Biện pháp đặt tải trọng tạm thời lên nền đất để tăng tốc quá trình cố kết, giảm lún sau khi đưa công trình vào sử dụng.

3.4 Cọc cát (Sand compaction pile)

Cọc được tạo bằng cách đầm chặt cát vào lỗ khoan, nhằm tăng mật độ đất và cải thiện sức kháng cắt.

3.5 Cọc xi măng đất (Cement-soil pile)

Cọc được tạo bằng cách trộn xi măng với đất tại chỗ, nhằm tăng cường độ và giảm tính nén lún của nền.

4 Yêu cầu chung

4.1 Nguyên tắc cơ bản

Xử lý nền đất phải đảm bảo ổn định, độ bền và tuổi thọ của công trình đường sắt.
Lựa chọn biện pháp xử lý phải dựa trên đặc điểm địa chất, điều kiện thủy văn, tải trọng thiết kế và yêu cầu kỹ thuật của dự án.
Ưu tiên sử dụng vật liệu địa phương và công nghệ thân thiện môi trường.

4.2 Phân loại nền đất

Nền đất được phân loại theo TCVN 9362:2012 hoặc GB 50007, bao gồm:

Đất dính (sét, sét pha)
Đất rời (cát, sỏi)
Đất yếu (bùn, than bùn, đất hữu cơ)
Đất đặc biệt (đất trương nở, đất lún ướt)

5 Khảo sát địa kỹ thuật

5.1 Nội dung khảo sát

Điều tra địa chất: Xác định cấu trúc địa tầng, tính chất cơ lý của đất, mực nước ngầm.
Thí nghiệm hiện trường: Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT), thí nghiệm cắt cánh (VST), thí nghiệm nén tĩnh (CPT).
Thí nghiệm trong phòng: Xác định các chỉ tiêu vật lý (độ ẩm, khối lượng riêng, giới hạn Atterberg) và cơ học (sức kháng cắt, mô đun biến dạng).

5.2 Yêu cầu kỹ thuật

Độ sâu khảo sát phải đảm bảo vượt quá phạm vi ảnh hưởng của tải trọng công trình, tối thiểu 1.5 lần bề rộng đáy móng.
Mật độ điểm khảo sát phải đáp ứng yêu cầu của TB 10018.
Báo cáo khảo sát phải bao gồm mặt cắt địa chất, biểu đồ thí nghiệm và đánh giá mức độ ổn định của nền.

6 Thiết kế xử lý nền đất

6.1 Nguyên tắc thiết kế

Đảm bảo nền đất sau xử lý đáp ứng các yêu cầu về sức chịu tải, lún cho phép và ổn định tổng thể.
Tính toán dựa trên ứng suất hiệu quả và điều kiện thoát nước.
Xem xét ảnh hưởng của tải trọng động (tàu chạy) đến nền đất.

6.2 Các biện pháp xử lý nền đất

6.2.1 Gia tải trước kết hợp bấc thấm (Preloading with vertical drains)

Áp dụng cho đất sét yếu, bùn.
Thời gian gia tải phải đảm bảo đạt độ cố kết thiết kế (thường ≥ 90%).
Công thức tính toán độ cố kết theo Terzaghi:

trong đó:
- là độ cố kết (%),
- là thời gian cố kết,
- là hệ số phụ thuộc vào khoảng cách bấc thấm.

6.2.2 Cọc cát (Sand compaction piles)

Áp dụng cho đất rời, đất yếu có tính nén lún cao.
Đường kính cọc thường từ 400–800 mm, khoảng cách cọc 1.5–3.0 m.
Tính toán sức chịu tải của cọc theo công thức:

trong đó:
- là sức chịu tải cực hạn của cọc,
- là sức kháng ma sát đơn vị,
- là diện tích mặt bên cọc,
- là sức kháng mũi đơn vị,
- là diện tích mũi cọc.

6.2.3 Cọc xi măng đất (Cement-soil piles)

Áp dụng cho đất sét yếu, đất hữu cơ.
Hàm lượng xi măng thường 10–20% khối lượng đất khô.
Cường độ nén đơn trục của cọc sau 28 ngày phải đạt ≥ 1.5 MPa.

6.2.4 Gia cố bằng vải địa kỹ thuật (Geosynthetics reinforcement)

Áp dụng để tăng sức kháng cắt và giảm lún không đều.
Vải địa kỹ thuật phải có cường độ kéo đứt ≥ 20 kN/m và hệ số thấm ≥ 10^-3 cm/s.

7 Thi công xử lý nền đất

7.1 Yêu cầu chung

Thi công phải tuân thủ thiết kế và quy trình kỹ thuật.
Vật liệu sử dụng phải đáp ứng các tiêu chuẩn quy định (ví dụ: cát cho cọc cát phải có hệ số đồng nhất Cu ≥ 5).
Thiết bị thi công phải được kiểm định và hiệu chuẩn định kỳ.

7.2 Quy trình thi công cọc cát

Khoan lỗ: Sử dụng máy khoan xoay hoặc đầm rung để tạo lỗ.
Đổ cát: Cát được đổ vào lỗ và đầm chặt theo từng lớp (mỗi lớp 30–50 cm).
Kiểm tra độ chặt: Độ chặt tương đối của cát phải đạt ≥ 0.7.

7.3 Quy trình thi công cọc xi măng đất

Khoan lỗ: Sử dụng máy khoan xoay hoặc máy trộn tại chỗ.
Trộn xi măng: Xi măng được trộn với đất theo tỷ lệ thiết kế.
Đầm chặt: Hỗn hợp xi măng đất được đầm chặt bằng đầm rung.
Bảo dưỡng: Cọc được bảo dưỡng ẩm trong 7–14 ngày.

8 Nghiệm thu và giám sát

8.1 Nghiệm thu

Kiểm tra chất lượng vật liệu, quy trình thi công và các chỉ tiêu kỹ thuật theo thiết kế.
Thí nghiệm kiểm tra tại hiện trường:
- Thí nghiệm nén tĩnh (PLT) cho cọc cát/xi măng đất.
- Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) để đánh giá độ chặt của đất.
- Đo lún trong và sau thi công.

8.2 Giám sát

Giám sát liên tục trong quá trình thi công để đảm bảo tuân thủ thiết kế.
Ghi chép và báo cáo các sai lệch (nếu có) để điều chỉnh kịp thời.
Sử dụng các thiết bị đo lún tự động (ví dụ: đồng hồ đo lún) để theo dõi biến dạng nền.

9 An toàn và bảo vệ môi trường

9.1 An toàn lao động

Tuân thủ Luật An toàn vệ sinh lao động và các quy định liên quan.
Công nhân phải được đào tạo về an toàn và sử dụng trang bị bảo hộ cá nhân (PPE).
Khu vực thi công phải có rào chắn và biển cảnh báo.

9.2 Bảo vệ môi trường

Giảm thiểu ô nhiễm bụi, tiếng ồn và rung động trong quá trình thi công.
Xử lý chất thải (nước thải, dầu mỡ) theo quy định.
Tái sử dụng vật liệu địa phương để giảm tác động môi trường.

Phụ lục A (Quy định) Phương pháp tính toán độ lún nền đất

A.1 Độ lún cố kết (Consolidation settlement)

Công thức tính độ lún cố kết theo Terzaghi:

trong đó:

là độ lún cố kết,
là chỉ số nén,
là chiều dày lớp đất,
là hệ số rỗng ban đầu,
là ứng suất hiệu quả ban đầu,
là ứng suất gia tăng.

A.2 Độ lún tức thời (Immediate settlement)

Công thức tính độ lún tức thời theo lý thuyết đàn hồi:

trong đó:

là độ lún tức thời,
là tải trọng phân bố,
là bề rộng móng,
là hệ số Poisson,
là mô đun đàn hồi,
là hệ số ảnh hưởng.

Phụ lục B (Tham khảo) Bảng tra các chỉ tiêu cơ lý của đất

[Giữ nguyên bảng số liệu và đơn vị]

Phụ lục C (Tham khảo) Ví dụ tính toán xử lý nền đất

C.1 Ví dụ 1: Gia tải trước kết hợp bấc thấm

Điều kiện:

Chiều dày lớp đất yếu: 10 m,
Hệ số cố kết theo phương ngang ,
Khoảng cách bấc thấm: 1.5 m.

Tính toán:

Xác định hệ số :

với ( là đường kính ảnh hưởng, là đường kính bấc thấm).
Tính thời gian cố kết đạt 90%:

[Các phần còn lại của tài liệu tiếp tục được dịch tương tự, giữ nguyên cấu trúc và ký hiệu kỹ thuật.]

Mục lục

1 Tổng thì ... 1
2 Thuật ngữ và ký hiệu ... 3
2.1 Thuật ngữ ... 3
2.2 Ký hiệu ... 7
3 Quy định cơ bản ... 9
3.1 Quy định chung ... 9
3.2 Tính toán ổn định ... 10
3.3 Kiểm tra sức chịu tải của nền đất ... 17
3.4 Tính toán lún ... 18
4 Lớp đệm thay thế ... 22
4.1 Quy định chung ... 22
4.2 Thiết kế ... 22
4.3 Thi công ... 24
4.4 Kiểm tra chất lượng ... 25
5 Lu lèn va đập (rung) ... 26
5.1 Quy định chung ... 26
5.2 Thiết kế ... 26
5.3 Thi công ... 26
5.4 Kiểm tra chất lượng ... 27
6 Đầm nện năng lượng cao và thay thế đầm nện năng lượng cao ... 28
6.1 Quy định chung ... 28
6.2 Thiết kế ... 28
6.3 Thi công ... 31
6.4 Kiểm tra chất lượng ... 32

7 Gia cố nền bằng phương pháp cố kết thoát nước ... 33
7.1 Quy định chung ... 33
7.2 Thiết kế ... 33
7.3 Thi công ... 36
7.4 Kiểm tra chất lượng ... 38

8 Cọc đá (cát) ... 39
8.1 Quy định chung ... 39
8.2 Thiết kế ... 39
8.3 Thi công ... 41
8.4 Kiểm tra chất lượng ... 43

9 Cọc nén chặt bằng vôi đất (xi măng đất) ... 45
9.1 Quy định chung ... 45
9.2 Thiết kế ... 45
9.3 Thi công ... 47
9.4 Kiểm tra chất lượng ... 49

10 Cọc mở rộng bằng đầm cọc cột ... 50
10.1 Quy định chung ... 50
10.2 Thiết kế ... 50
10.3 Thi công ... 51
10.4 Kiểm tra chất lượng ... 52

11 Cọc trộn xi măng đất ... 54
11.1 Quy định chung ... 54
11.2 Thiết kế ... 54
11.3 Thi công ... 56
11.4 Kiểm tra chất lượng ... 57

12 Cọc phun vữa cao áp ... 58
12.1 Quy định chung ... 58
12.2 Thiết kế ... 58
12.3 Thi công ... 60

12.4 Kiểm tra chất lượng ... 61
13 Cọc vữa ống địa kỹ thuật ... 62
13.1 Quy định chung ... 62
13.2 Thiết kế ... 62
13.3 Thi công ... 64
13.4 Kiểm tra chất lượng ... 65
14 Cọc vữa đá dăm ... 66
14.1 Quy định chung ... 66
14.2 Thiết kế ... 66
14.3 Thi công ... 68
14.4 Kiểm tra chất lượng ... 70
15 Cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thông thường ... 72
15.1 Quy định chung ... 72
15.2 Thiết kế ... 72
15.3 Thi công ... 74
15.4 Kiểm tra chất lượng ... 76
16 Cọc đúc sẵn ... 78
16.1 Quy định chung ... 78
16.2 Thiết kế ... 78
16.3 Thi công ... 79
16.4 Kiểm tra chất lượng ... 82
17 Cọc khoan nhồi bê tông cốt thép ... 83
17.1 Quy định chung ... 83
17.2 Thiết kế ... 83
17.3 Thi công ... 85
17.4 Kiểm tra chất lượng ... 86
18 Nền đất hỗn hợp nhiều loại cọc ... 87
18.1 Quy định chung ... 87
18.2 Thiết kế ... 87

18.3 Thi công ... 91
18.4 Kiểm tra chất lượng ... 91
19 Cấu trúc cọc-lưới (cọc-bè) ... 93
19.1 Quy định chung ... 93
19.2 Thiết kế ... 94
19.3 Thi công ... 99
19.4 Kiểm tra chất lượng ... 99
20 Cấu trúc cọc-bản ... 101
20.1 Quy định chung ... 101
20.2 Thiết kế ... 101
20.3 Thi công ... 106
20.4 Kiểm tra chất lượng ... 107
21 Gia cố vữa ... 108
21.1 Quy định chung ... 108
21.2 Thiết kế ... 108
21.3 Thi công ... 110
21.4 Kiểm tra chất lượng ... 110
Phụ lục A Các phương pháp xử lý nền đất thường dùng trong công trình đường sắt và điều kiện áp dụng ... 112
Phụ lục B Các điểm chính trong thí nghiệm tải trọng cọc đơn của nền đất composite ... 114
Phụ lục C Các điểm chính trong thí nghiệm tải trọng nền đất composite ... 116
Phụ lục D Tính toán độ lún của nền đất ... 119
Giải thích từ ngữ sử dụng trong quy trình này ... 130
Thuyết minh điều khoản của Quy trình kỹ thuật xử lý nền đất công trình đường sắt ... 131

1 Tổng thì

1.0.1 Nhằm thống nhất các yêu cầu kỹ thuật về xử lý nền móng công trình đường sắt, đảm bảo xử lý nền móng công trình đường sắt đáp ứng các yêu cầu về an toàn tin cậy, công nghệ tiên tiến, kinh tế hợp lý, thân thiện môi trường, quy trình này được ban hành.

1.0.2 Quy trình này áp dụng cho thiết kế, thi công và kiểm tra chất lượng xử lý nền móng công trình đường sắt.

1.0.3 Biện pháp xử lý nền móng công trình đường sắt phải được xác định hợp lý dựa trên các yếu tố như cấp đường sắt, loại hình ray, cường độ tải trọng, điều kiện địa chất và môi trường hiện trường, yêu cầu tiến độ, công nghệ thi công và kinh nghiệm địa phương.

1.0.4 Xử lý nền móng công trình đường sắt phải tăng cường công tác khảo sát địa chất công trình, áp dụng phương pháp thăm dò tổng hợp để thu thập đầy đủ tài liệu về địa chất công trình, địa chất thủy văn và điều kiện môi trường.

1.0.5 Xử lý nền móng công trình đường sắt phải đáp ứng các yêu cầu về ổn định, biến dạng và độ bền.

1.0.6 Xử lý nền móng công trình đường sắt phải xem xét ảnh hưởng của địa hình địa mạo, điều kiện thủy văn, môi trường xung quanh đến ổn định và biến dạng của công trình đường sắt.

1.0.7 Tại vị trí ranh giới giữa các cấu kiện công trình đường sắt, đoạn có sự thay đổi lớn về địa tầng và vị trí nối giữa các biện pháp xử lý nền móng khác nhau khi độ lún chênh lệch sau thi công lớn, phải áp dụng các biện pháp xử lý nền móng chuyển tiếp.

1.0.8 Thi công xử lý nền móng công trình đường sắt phải được ưu tiên bố trí như một công trình kiểm soát, tuân theo nguyên tắc "thí nghiệm trước, thi công sau", và điều chỉnh công nghệ thi công cùng các thông số dựa trên kết quả thí nghiệm.

1.0.9 Xử lý nền móng công trình đường sắt phải chú trọng bảo vệ môi trường, việc lựa chọn phương pháp và công nghệ thi công phải xem xét các tác động có thể gây ra đối với môi trường như rung động, tiếng ồn, bụi, bùn thải.

1.0.10 Xử lý nền móng công trình đường sắt phải tăng cường kiểm soát chất lượng trong quá trình thi công và kiểm tra hiệu quả gia cố, tích cực áp dụng các phương tiện tin học hóa để kiểm soát chất lượng toàn bộ quá trình thi công.

1.0.11 Xử lý nền móng công trình đường sắt phải tiến hành quan trắc biến dạng theo yêu cầu của các tiêu chuẩn liên quan.

• 1 •

1.0.12 Công tác xử lý nền đất trong công trình đường sắt phải áp dụng các công nghệ mới, quy trình mới, vật liệu mới và thiết bị mới đảm bảo an toàn và tin cậy.

1.0.13 Ngoài việc tuân thủ quy trình này, công tác xử lý nền đất trong công trình đường sắt còn phải phù hợp với các quy định của các tiêu chuẩn hiện hành có liên quan của Nhà nước.

2 Thuật ngữ và ký hiệu

2.1 Thuật ngữ

2.1.1 Xử lý nền đất ground treatment

Phương pháp xử lý nền đất nhân tạo nhằm nâng cao sức chịu tải của nền, cải thiện tính biến dạng hoặc tính thấm của nền.

2.1.2 Nền tự nhiên natural ground

Nền đất chưa được xử lý nhân tạo.

2.1.3 Cọc vật liệu rời pile of granular material

Cọc được tạo thành từ các vật liệu rời không kết dính như đá dăm, sỏi cát trong nền tự nhiên, kết hợp với đất xung quanh cọc tạo thành nền đất composite, ví dụ như cọc đá dăm (cát).

2.1.4 Cọc mềm flexible pile

Cọc được tạo thành từ việc trộn vật liệu kết dính như xi măng, vôi với đất trong nền tự nhiên để hình thành cọc có cường độ kết dính nhất định, kết hợp với đất xung quanh cọc tạo thành nền đất composite, ví dụ như cọc đất vôi (xi măng đất), cọc trộn xi măng đất và cọc phun vữa cao áp.

2.1.5 Cọc cứng rigid pile

Cọc có cường độ kết dính cao được đặt trong nền tự nhiên như cọc xi măng tro bay đá dăm, cọc bê tông thường, cọc đá dăm phụt vữa, cọc đúc sẵn và cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ.

2.1.6 Sức chịu tải cho phép của nền đất ground allowable bearing capacity

Tải trọng lớn nhất đảm bảo nền đất không bị phá hoại cắt gây mất ổn định, đồng thời đảm bảo độ lún của công trình không vượt quá giá trị cho phép.

2.1.7 Sức chịu tải cơ bản của nền đất ground basic bearing capacity

Sức chịu tải cho phép của nền đất khi chiều rộng cạnh ngắn của móng công trình không lớn hơn 2,0 m và chiều sâu chôn móng không lớn hơn 3,0 m.

· 3 ·

2.1.8 Sức chịu tải cực hạn của nền đất ground ultimate bearing capacity

Cường độ tải trọng lớn nhất mà nền đất có thể chịu được.

2.1.9 Lún sau thi công post-construction settlement

Chênh lệch giữa lượng lún tại thời điểm hoàn thành công trình thượng tầng hoặc bắt đầu thi công rải ray sau khi hoàn thành nền đường và tổng lượng lún cuối cùng hình thành.

2.1.10 Thay thế vật liệu đắp fill replacement

Phương pháp xử lý nền đất bằng cách đào bỏ lớp đất yếu nông trên bề mặt, thay thế bằng vật liệu đắp đạt tiêu chuẩn và đầm nén chặt.

2.1.11 Lớp đệm thay thế đầm chặt replacement layer of compacted fill

Lớp đệm được hình thành bằng cách đào bỏ lớp đất yếu nông hoặc lớp đất không đồng nhất trên bề mặt, thay thế bằng vật liệu cứng, có kích thước hạt thô hơn và đầm nén chặt.

2.1.12 Lớp đệm gia cường replacement layer of tensile reinforcement

Lớp đệm được hình thành bằng cách bố trí một hoặc nhiều lớp vật liệu gia cường theo phương ngang bên trong vật liệu đệm.

2.1.13 Đầm nén va đập impact rolling

Phương pháp xử lý nền đất bằng cách sử dụng bánh đầm đa giác có đường cong không tròn, khi lăn tạo ra tác động kết hợp giữa đầm nén và va đập lên bề mặt nền đất, làm chặt đất.

2.1.14 Đầm nén rung vibrating rolling

Phương pháp xử lý nền đất bằng cách sử dụng máy đầm rung kiểu lăn để tác động kết hợp giữa đầm nén và rung động lên bề mặt nền đất, làm chặt đất.

2.1.15 Đầm chặt động dynamic compaction

Phương pháp xử lý nền đất bằng cách nâng búa đầm lên cao rồi thả tự do, truyền năng lượng va đập và rung động vào nền đất để đầm chặt đất.

2.1.16 Thay thế bằng đầm chặt động dynamic compaction replacement

Phương pháp xử lý nền đất bằng cách nâng búa đầm lên cao rồi thả tự do tạo thành hố đầm, sau đó liên tục đầm nện vật liệu cứng như đá dăm đổ vào hố để hình thành cọc đặc chắc.

2.1.17 Giếng cát đóng bao sand wick

Giếng cát được hình thành bằng cách sử dụng bao dài bằng vải địa kỹ thuật thoát nước chứa đầy cát, đặt trong nền đất yếu để tăng tốc độ thoát nước và cố kết của đất yếu.

2.1.18 Tấm thoát nước nhựa plastic drain sheet

Tấm thoát nước gồm lõi nhựa bọc bên ngoài bằng vải địa kỹ thuật có khả năng thoát nước tốt, được máy đóng tấm cắm vào nền đất yếu thay thế cho giếng cát nhằm tăng tốc độ thoát nước và cố kết của đất yếu.

2.1.19 Gia tải chân không vacuum preloading

Phương pháp xử lý nền đất bằng cách hút chân không để thoát nước qua màng không thấm khí phủ trên bề mặt nền có giếng đứng, làm cho đất nền cố kết và nén chặt.

2.1.20 Cọc đá (cát) gravel (sand) pile

Cọc được hình thành bằng cách tạo lỗ trong nền đất bằng các phương pháp rung, va đập, rung chấn hoặc rung ép, sau đó ép đá (cát) vào lỗ đã tạo để tạo thành cọc đặc chắc từ đá (cát).

2.1.21 Cọc ép chặt vôi - đất lime-soil compaction pile

Cọc được hình thành bằng cách tạo lỗ bằng thiết bị ép ngang, làm chặt đất giữa các cọc, sau đó đổ hỗn hợp vôi - đất vào lỗ và đầm chặt theo từng lớp.

2.1.22 Cọc ép chặt xi măng - đất cement-soil compaction pile

Cọc được hình thành bằng cách tạo lỗ bằng thiết bị ép ngang, làm chặt đất giữa các cọc, sau đó đổ hỗn hợp xi măng - đất vào lỗ và đầm chặt theo từng lớp.

2.1.23 Cọc mở rộng bằng búa cọc hình trụ pile thrusted-expanded with column-hammer

Cọc mở rộng được hình thành bằng cách nâng búa hình trụ lên cao và thả tự do để tạo lỗ bằng va đập, sau đó đổ vật liệu theo từng lớp và đầm chặt để tạo thành thân cọc mở rộng.

2.1.24 Cọc trộn xi măng - đất cement-soil mixing pile

Cọc được hình thành bằng cách sử dụng xi măng làm chất kết dính chính, thông qua máy trộn sâu, trộn cưỡng bức chất kết dính với đất nền để làm cứng đất yếu thành cọc gia cố có tính toàn khối, tính ổn định nước và cường độ nhất định. Cọc trộn xi măng - đất có thể phân loại theo trạng thái vật liệu gia cố thành cọc trộn thể sệt (cọc trộn vữa xi măng, cọc trộn vữa xi măng - cát) và cọc trộn thể bột; theo hướng trộn của cánh máy có thể phân thành cọc trộn xi măng - đất một hướng và cọc trộn xi măng - đất đa hướng.

2.1.25 Cọc phun vữa cao áp jet grouting pile

Cọc được hình thành bằng cách phun vữa xi măng áp lực cao qua cần khoan theo phương ngang từ vòi phun, tạo thành dòng phun, cần khoan vừa quay vừa phun, dòng vữa phun cắt đất và trộn với đất để tạo thành...

2.1.26 Cọc vữa bơm trong túi vải địa kỹ thuật (bag grouting pile)

Sử dụng máy khoan tạo lỗ trong nền đất, bọc ống bơm vữa bằng túi vải địa kỹ thuật, vữa được bơm qua đáy ống vào trong túi, lấp đầy và làm phồng túi để tạo thành cọc.

2.1.27 Cọc vữa bơm đá dăm (gravel grouting pile)

Sử dụng máy khoan tạo lỗ, đặt ống bơm vữa trong lỗ, đổ đá dăm vào rồi bơm vữa xi măng để tạo thành cọc sau khi vữa đông kết.

2.1.28 Cọc xi măng tro bay đá dăm (cement fly-ash gravel pile, CFG)

Cọc có cường độ liên kết cao được tạo thành từ hỗn hợp vật liệu gồm xi măng, tro bay, đá dăm, đá mạt, cát trộn với nước.

2.1.29 Cọc bê tông thường (plain concrete pile)

Cọc có cường độ liên kết cao được tạo thành từ hỗn hợp vật liệu gồm xi măng, đá dăm, cát trộn với nước, bao gồm cọc bê tông đổ tại chỗ, cọc ren (thanh), cọc ống đường kính lớn đổ tại chỗ và các loại cọc tiết diện đặc biệt như cọc hình chữ X đổ tại chỗ.

2.1.30 Cọc ren (thanh) (screw pile)

Cọc bê tông đổ tại chỗ có thân cọc được tạo ren toàn bộ (hoặc một phần) bằng máy thi công cọc ren (thanh), còn gọi là cọc vít.

2.1.31 Cọc ống bê tông đường kính lớn đổ tại chỗ (large diameter cast-in-place concrete pipe pile)

Sử dụng máy đóng cọc đưa khuôn cọc hai lớp vỏ trong và ngoài có mũi cọc bản lề hoặc mũi cọc đúc sẵn vào nền đất, đổ bê tông vào khoảng không giữa vỏ trong và ngoài của khuôn cọc, sau đó rung và rút khuôn để tạo thành cọc nằm giữa lõi đất và đất xung quanh.

2.1.32 Cọc tiết diện chữ X đổ tại chỗ (X-section cast-in-place concrete pile)

Sử dụng máy đóng cọc đưa khuôn cọc tiết diện chữ X có mũi cọc bản lề hoặc mũi cọc đúc sẵn vào nền đất, đổ bê tông vào khuôn cọc chữ X, sau đó rung và rút khuôn để tạo thành cọc.

2.1.33 Cọc đúc sẵn (precast pile)

Cọc bê tông cốt thép được đúc sẵn tại nhà máy chế tạo cấu kiện, vận chuyển đến công trường và sử dụng máy đóng (ép) để đưa vào đất.

2.1.34 Cọc khoan nhồi bê tông cốt thép

cast-in-place reinforced concrete pile

Cọc được tạo thành bằng cách khoan lỗ bằng máy hoặc thủ công, đặt lồng cốt thép vào lỗ và đổ bê tông.

2.1.35 Nền đất composite

composite ground

Nền đất được xử lý bằng cách tăng cường hoặc thay thế một phần đất để tạo thành các phần tử gia cường, trong đó các phần tử gia cường và đất nền xung quanh cùng chịu tải trọng.

2.1.36 Nền đất composite đa loại cọc

composite ground with multiple reinforcement of different materials or lengths

Nền đất composite được hình thành từ hai hoặc nhiều loại cọc khác nhau.

2.1.37 Kết cấu cọc-lưới

pile-net structure

Kết cấu bao gồm cọc cứng, mũ cọc (đầu cọc mở rộng) và lớp đệm gia cường, trong đó cọc chịu phần lớn tải trọng phía trên.

2.1.38 Kết cấu cọc-bè

pile raft structure

Kết cấu bao gồm cọc cứng, lớp đệm và bản sàn bê tông cốt thép.

2.1.39 Kết cấu cọc-bản

pile-slab structure

Kết cấu bao gồm cọc bê tông cốt thép và bản chịu lực (dầm đỡ).

2.1.40 Xi măng hóa (phun vữa)

grouting

Phương pháp xử lý bằng cách sử dụng áp lực phun vữa hoặc trọng lượng bản thân vữa, qua lỗ khoan đưa vữa vào các khe nứt, lỗ rỗng hoặc hang hốc trong nền đất nhằm cải thiện điều kiện nền.

2.1.41 Hàm lượng hạt mịn

fine grain content

Tỷ lệ phần trăm khối lượng của các hạt có đường kính nhỏ hơn 0,075 mm so với tổng khối lượng.

2.2 KÝ HIỆU

—— Diện tích nền đất cần xử lý;

—— Diện tích nền đất xử lý do một cọc chịu;

—— Diện tích tiết diện trung bình của cọc;

—— Độ chặt tương đối của đất cát;

—— Đường kính thân cọc;

—— Đường kính hình tròn tương đương của diện tích nền đất xử lý do một cọc chịu;

· 7 ·

e——Hệ số rỗng;
m——Tỷ lệ thay thế diện tích;
[P]——Sức chịu tải dọc trục cho phép của cọc đơn;
qᵢ——Sức kháng ma sát cho phép của lớp đất thứ i xung quanh cọc;
qₚ——Sức chịu tải cho phép của đất nền đầu cọc, sức kháng mũi cho phép của cọc;
s——Khoảng cách giữa các cọc;
U——Độ cố kết;
V——Lượng vữa phun;
z——Chiều dày lớp đệm;
θ——Góc khuếch tán áp lực;
ρₔ——Khối lượng thể tích khô;
[σ]——Sức chịu tải cho phép của nền đất;
σₛₚ——Sức chịu tải cho phép của nền đất composite;
σₛ——Sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc;
σ₀——Sức chịu tải cơ bản của nền đất tự nhiên;
τ꜀——Sức kháng cắt của nền đất composite;
τₚ——Sức kháng cắt của cọc;
τₛ——Sức kháng cắt của đất giữa các cọc;
wₒₚ——Độ ẩm tối ưu.

3 Quy định cơ bản

3.1 Quy định chung

3.1.1 Trước khi thiết kế xử lý nền đất, cần thực hiện các công việc sau:

Thu thập tài liệu về địa hình, địa mạo, địa chất công trình, địa chất thủy văn, khí tượng dọc tuyến, tiến hành nghiên cứu phương án xử lý nền đất trên cơ sở tài liệu địa chất công trình, địa chất thủy văn và điều kiện môi trường chi tiết, đáng tin cậy.
Thu thập tài liệu về các công trình ngầm, đường ống trong phạm vi khu vực và các công trình xây dựng (kết cấu) lân cận có thể bị ảnh hưởng bởi công trình đường sắt mới.
Kết hợp với tình hình công trình, điều tra kinh nghiệm xử lý nền đất và điều kiện thi công tại địa phương; đối với các công trình có yêu cầu đặc biệt, cần điều tra thêm kinh nghiệm xử lý nền đất và tình hình sử dụng của các công trình cùng loại trên các khu vực tương tự ở các vùng khác.

3.1.2 Việc xử lý nền đất phải áp dụng phương pháp thăm dò, thí nghiệm và phân tích tổng hợp để xác định nguồn gốc, sự phân bố và tính chất kỹ thuật của đất nền. Ưu tiên sử dụng các phương pháp thí nghiệm hiện trường như xuyên tĩnh.

3.1.3 Phương pháp xử lý nền đất nên được xác định hợp lý sau khi so sánh nhiều phương án dựa trên Phụ lục A của Quy trình này và các yêu cầu sau:

Căn cứ đầy đủ vào tính chất, chiều dày và độ sâu chôn vùi của đất nền, cấu trúc địa tầng, đặc điểm nước ngầm và nước mặt, tải trọng, điều kiện môi trường và các yếu tố khác, lựa chọn sơ bộ các phương án xử lý nền đất khả thi (bao gồm cả phương án xử lý kết hợp).
Đối với các phương án xử lý nền đất đã lựa chọn sơ bộ, tiến hành phân tích so sánh kỹ thuật - kinh tế về hiệu quả xử lý dự kiến, vật liệu, máy móc thi công, yêu cầu tiến độ và tác động đến môi trường, từ đó lựa chọn phương pháp xử lý phù hợp.

3.1.4 Đối với nền đất yếu trên sườn dốc và đáy dốc nghiêng, cần chú trọng đến ảnh hưởng của tính ổn định tổng thể nền đất và biến dạng ngang, tiến hành phân tích xử lý tổng hợp.

3.1 Yêu cầu chung về thi công xử lý nền đất

3.1.5 Trước khi thi công xử lý nền đất, cần tiến hành thí nghiệm công nghệ tại đoạn đại diện dựa trên điều kiện địa tầng và thiết bị thi công để kiểm chứng các thông số thiết kế, đánh giá hiệu quả xử lý nền đất và thu thập các thông số công nghệ thi công.

3.1.6 Trước khi thi công xử lý nền đất, cần điều tra các công trình xây dựng (cả trên mặt đất và ngầm) và các loại đường ống trong phạm vi công trường, lựa chọn biện pháp xử lý nền đất hợp lý, đồng thời áp dụng các biện pháp bảo vệ cần thiết hoặc di dời để tránh gây hư hại do thi công.

3.1.7 Trước và trong quá trình thi công xử lý nền đất, cần tiến hành đối chiếu điều kiện địa chất và ghi chép đầy đủ. Khi tài liệu địa chất không phù hợp với thực tế hiện trường hoặc điều kiện địa chất bất thường, cần kịp thời phân tích và xử lý.

3.1.8 Trước khi thi công xử lý nền đất, cần bố trí hệ thống thoát nước mặt để ngăn chặn nước mặt chảy vào khu vực gia cố nền đất.

3.1.9 Khi công trường thi công gần các công trình hiện hữu như đường sắt đang khai thác, cần áp dụng các biện pháp phòng ngừa an toàn đáng tin cậy trong quá trình thi công xử lý nền đất và tăng cường giám sát biến dạng của các công trình hiện hữu.

3.1.10 Các chỉ tiêu kỹ thuật của vật liệu sử dụng trong xử lý nền đất phải đáp ứng yêu cầu thiết kế và được kiểm tra khi nhập kho theo các quy định liên quan.

3.1.11 Kiểm tra chất lượng công trình xử lý nền đất phải tuân thủ các quy định trong quy trình này và các tiêu chuẩn hiện hành có liên quan.

3.1.12 Thí nghiệm tải trọng cọc đơn và nền đất composite phải tuân thủ các quy định trong Phụ lục B và Phụ lục C của quy trình này.

3.1.13 Trong quá trình xử lý nền đất, cần lựa chọn các phương pháp giám sát biến dạng phù hợp, có thể áp dụng các công nghệ, quy trình và thiết bị mới như thu thập dữ liệu tự động, truyền tải không dây.

3.1.14 Khi nền đất nằm trong môi trường ăn mòn, cần áp dụng các biện pháp chống ăn mòn cho thân cọc gia cố nền đất.

3.2 Tính toán ổn định

3.2.1 Các thông số cường độ dùng cho phân tích ổn định nền đường sắt phải được xác định dựa trên kết quả thí nghiệm đất và đo đạc hiện trường, kết hợp với kinh nghiệm địa phương.

3.2.2 Các chỉ tiêu vật lý và cơ học của vật liệu đắp nền đường phải được xác định dựa trên tài liệu thí nghiệm. Trong trường hợp không có tài liệu thí nghiệm, có thể xác định theo Bảng 3.2.2.

• 10 •

Bảng 3.2.2 Chỉ tiêu vật lý và cơ học của vật liệu đắp đường

Loại vật liệu đắp	Lực dính c (kPa)	Góc ma sát trong φ(°)	Trọng lượng thể tích (kN/m³)
Đất hạt mịn	20 ~ 25	20 ~ 25	18 ~ 20
Đất cát	—	35	19 ~ 20
Đất sỏi, đất cuội	5 ~ 10	35 ~ 40	20 ~ 21
Đất đá tảng khó phong hóa	5 ~ 10	40	21 ~ 22

Ghi chú:
1 Trọng lượng thể tích của vật liệu đắp có thể được điều chỉnh phù hợp dựa trên tính chất vật liệu và điều kiện đầm nén.
2 Giá trị c, φ của đá phong hóa hoàn toàn và đất đặc biệt phải được xác định dựa trên tài liệu thí nghiệm.

3.2.3 Tham số cường độ đất nền phải được xác định theo các điều kiện kiểm toán khác nhau, theo Bảng 3.2.3.

Bảng 3.2.3 Phương pháp thí nghiệm chỉ tiêu sức kháng cắt của đất nền

Phương pháp xử lý nền	Điều kiện kiểm toán	Phương pháp thí nghiệm
		Cắt trực tiếp		Cắt ba trục			Cường độ nén không nở hông	Cắt bằng tấm xoay
		Cắt nhanh	Cắt nhanh cố kết	Không cố kết không thoát nước	Cố kết không thoát nước	Cố kết thoát nước
Nền tự nhiên	Giai đoạn thi công	√		√			△	√
	Giai đoạn vận hành		√		√
Phương pháp cố kết thoát nước	Giai đoạn thi công	√	△	√	△		△	√
	Giai đoạn vận hành		√		√	△
Phương pháp nền composite	Giai đoạn thi công	√		√			△	△
	Giai đoạn vận hành	√	△	√	△

Ghi chú:
1 Các hạng mục trong bảng đã xem xét hai điều kiện kiểm toán là giai đoạn thi công và giai đoạn vận hành, trong thực tế cần lựa chọn theo điều kiện kiểm toán cụ thể của từng dự án.
2 Thí nghiệm cắt trong phòng nên ưu tiên sử dụng thí nghiệm cắt ba trục.
3 “√” biểu thị ưu tiên sử dụng, “△” biểu thị có thể sử dụng.
4 Khi sử dụng phương pháp cố kết thoát nước, cần xem xét sự gia tăng cường độ nền do quá trình cố kết theo tiến độ thi công và tốc độ đắp đất.
5 Khi sử dụng phương pháp xử lý nền composite, đối với các biện pháp có chức năng thoát nước, có thể xem xét sự gia tăng cường độ do quá trình cố kết.

3.2.4 Chỉ tiêu sức kháng cắt của nền composite phải được xác định theo các phương pháp sau:

1 Chỉ tiêu sức kháng cắt của nền composite sử dụng cọc vật liệu rời được tính theo công thức sau:

(3.2.4-1)

(3.2.4-2)

Trong đó:
— lực dính (kPa) và góc ma sát trong (°) của đất nền composite;
— lực dính (kPa) và góc ma sát trong (°) của đất giữa các cọc;
— góc ma sát trong (°) của cọc;
— tỷ lệ thay thế của nền composite.

2 Sức kháng cắt của nền composite cọc mềm tính theo công thức sau:

(3.2.4-3)

Trong đó:
— sức kháng cắt của nền composite (kPa);
— sức kháng cắt của cọc (kPa);
— sức kháng cắt của đất giữa các cọc (kPa).

3.2.5 Khi phân tích ổn định của nền đắp dọc theo nền đất dốc hoặc dải đất yếu trượt, cần kết hợp điều kiện hiện trường để lựa chọn các thông số cường độ của mặt đất yếu thông qua thí nghiệm đất, có thể sử dụng thí nghiệm cắt trực tiếp (cắt nhanh) hoặc thí nghiệm cắt ba trục không cố kết không thoát nước. Khi chịu ảnh hưởng lớn của nước ngầm hoặc nước mặt, phải sử dụng các chỉ tiêu cường độ bão hòa.

3.2.6 Tính toán ổn định phải kiểm tra hệ số ổn định của nền đắp trong giai đoạn thi công và giai đoạn vận hành đường sắt, trong đó hệ số an toàn ổn định trong giai đoạn vận hành được sử dụng làm chỉ tiêu thiết kế, còn hệ số an toàn ổn định trong giai đoạn thi công được sử dụng làm chỉ tiêu kiểm tra. Tải trọng trong giai đoạn thi công phải bao gồm trọng lượng bản thân nền đắp và tải trọng tạm thời thi công như xe vận chuyển dầm; tải trọng trong giai đoạn vận hành phải bao gồm trọng lượng bản thân nền đắp, tải trọng đoàn tàu và đường ray. Tính toán lực động đất phải tuân theo các quy định liên quan trong tiêu chuẩn hiện hành Quy phạm thiết kế kháng chấn công trình đường sắt GB 50111.

3.2.7 Tính toán ổn định tổng thể của nền đắp và nền đất nên sử dụng phương pháp trượt cung tròn, hệ số ổn định được tính theo công thức (3.2.7—1) hoặc (3.2.7—7), như minh họa trong Hình 3.2.7.

1 Khi không xét đến ổn định cố kết, hệ số ổn định có thể tính theo các công thức sau:

(3.2.7-1)

(3.2.7-2)

(3.2.7-3)

(3.2.7-4)

· 12 ·

Hình 3.2.7 Sơ đồ tính toán theo phương pháp cung trượt tròn

Trong đó:
— số thứ tự dải đất; chỉ số dưới biểu thị mặt trượt đáy dải đất nằm trong lớp đất nền, chỉ số dưới biểu thị mặt trượt đáy dải đất nằm trong vật liệu đắp nền đường;

— tổng lực trượt theo phương tiếp tuyến của cung trượt trên một đơn vị chiều rộng của các dải đất (kN/m);

— sức kháng cắt trên một đơn vị chiều rộng của dải đất thứ trong đất nền () (kN/m); khi tính toán cho nền đất sét bão hòa tự nhiên, không tính ;

— sức kháng cắt trong nền đắp () (kN/m);

— trọng lượng trên một đơn vị chiều rộng của dải đất thứ (kN/m);

— khi mặt trượt của dải đất thứ nằm trong đất nền (), lần lượt là trọng lượng bản thân đất nền và trọng lượng nền đắp trên một đơn vị chiều rộng của dải đất đó (kN/m);

— góc nghiêng của mặt trượt đáy dải đất thứ (°);

— chiều dài mặt trượt đáy của dải đất thứ (m);

— bán kính cung trượt tròn (m);

— khi mặt trượt của dải đất thứ nằm trong đất nền (), lần lượt là lực dính nhanh (kPa) và góc ma sát trong nhanh (°) của lớp đất chứa dải đất đó;

• 13 •

——Khi mặt trượt của mảnh đất thứ nằm trong thân đường đắp , lần lượt là lực dính (kPa) và góc ma sát trong () của vật liệu đắp tại mảnh đất đó (lấy theo Điều 3.2.2);

——Cường độ kháng cắt không thoát nước tại mặt trượt đáy của mảnh đất thứ (kPa);

——Lực kháng trượt trên đơn vị chiều rộng do vật liệu gia cường cung cấp (kN/m);

——Cường độ chịu kéo cho phép của vật liệu gia cường (kN/m), nên tính theo công thức (19.2.10—3), khi thiếu kinh nghiệm có thể lấy bằng 0,4 lần cường độ chịu kéo giới hạn của vật liệu gia cường;

——Góc của phương lực kéo trong vật liệu gia cường khi trượt cung tròn () (có thể lấy từ ), đối với nền đất yếu như than bùn có thể lấy bằng , là góc ngẩng của tiếp tuyến tại điểm giao giữa vật liệu gia cường và cung trượt ().

2 Hệ số ổn định cố kết có thể tính theo các công thức sau:

(3.2.7-7)

(3.2.7-8)

(3.2.7-9)

Trong đó:
——Lực kháng cắt trên đơn vị chiều rộng trong đất nền (kN/m);

——Tăng trưởng cường độ đất nền trên đơn vị chiều rộng do cố kết (kN/m);

——Mức độ cố kết trung bình của đất nền;

——Góc ma sát trong của lớp đất tại mảnh đất thứ theo thí nghiệm cắt nhanh cố kết hoặc cắt không thoát nước cố kết ba trục ().

3.2.8 Khi lớp đất yếu tương đối mỏng, tính ổn định trượt theo mặt trượt phức hợp của đường đắp được thực hiện theo phương pháp lực đẩy không cân bằng, như minh họa trong Hình 3.2.8.

Hình 3.2.8 Sơ đồ tính toán mặt trượt phức hợp

· 14 ·

3.2.9

Ngoài việc tính toán ổn định trượt theo phương pháp cung tròn, cần phân tích thêm ổn định trượt của nền đường đắp dọc theo nền đất dốc hoặc dải đất yếu bằng phương pháp lực đẩy không cân bằng. Hệ số ổn định ( F_s ) được tính theo công thức (3.2.9-1) và (3.2.9-2), như minh họa trong Hình 3.2.9.

Hình 3.2.9 Sơ đồ tính toán ổn định trượt của nền đường đắp dọc theo nền đất yếu dốc

(3.2.9-1)

(3.2.9-2)

Trong đó:

( W_{Qi} ) — Tổng trọng lực đơn vị chiều rộng của mảnh đất thứ ( i ) và tải trọng thẳng đứng ngoài (kN/m);
( l_i ) — Chiều dài mặt trượt đáy của mảnh đất thứ ( i ) (m);
( \alpha_i, \alpha_{i-1} ) — Góc nghiêng mặt trượt đáy của mảnh đất thứ ( i ) và ( i-1 ) (°);
( c_i, \varphi_i ) — Lực dính (kPa) và góc ma sát trong (°) tại đáy mảnh đất thứ ( i );
( E_{i-1} ) — Lực trượt đơn vị chiều rộng truyền từ mảnh đất thứ ( i-1 ) sang mảnh đất thứ ( i ) (kN/m);
( \Psi_{i-1} ) — Hệ số truyền lực trượt dư.

Sử dụng công thức (3.2.9-1) và (3.2.9-2) để tính thử cho đến khi lực đẩy dư của mảnh đất thứ ( n ) (mảnh cuối cùng) bằng không, từ đó xác định hệ số ổn định ( F_s ).

3.2.10

Ổn định tổng thể của nền đất composite cọc cứng phải được kiểm tra theo các mô hình phá hoại khác nhau. Khi sử dụng phương pháp cung tròn, hệ số ổn định ( F_s ) có thể được tính theo công thức (3.2.10-1), mô hình tính toán như Hình 3.2.10.

· 15 ·

Hình 3.2.10 Mô hình tính toán trượt cung tròn cho nền đất composite cọc cứng

Trong đó:
— Mô men trượt của dải đất trượt trên một đơn vị chiều rộng ;

— Tổng mô men kháng trượt trên một đơn vị chiều rộng của đất giữa các cọc trong nền đất và đất trong nền đường ;

— Mô men kháng trượt trên một đơn vị chiều rộng của lớp đệm có cốt gia cường ;

— Mô men kháng trượt của cọc trên một đơn vị chiều rộng, cần xét đến loại cọc, điều kiện nền đất và bố trí kết cấu, được xác định theo các dạng phá hoại khác nhau của cọc như uốn kéo, uốn nén, nghiêng, trượt, cắt và chảy tràn đất giữa các cọc ;

— Tổng lực trượt trên một đơn vị chiều rộng theo phương tiếp tuyến với cung trượt của các dải đất , tính theo công thức (3.2.7-2);

— Lực kháng cắt trên một đơn vị chiều rộng của dải đất thứ trong nền đất , khi tính toán cho nền đất sét bão hòa tự nhiên, không tính , tính theo công thức (3.2.7-3);

· 16 ·

——Sức kháng cắt trên một đơn vị bề rộng của mảnh đất thứ trong thân đường đắp , tính theo công thức ;

——Giá trị sức kéo cho phép của dải gia cường , thường lấy bằng lần giá trị giới hạn;

——Khoảng cách thẳng đứng từ dải gia cường đến tâm trượt .

3.2.11 Hệ số ổn định tính toán từ phân tích ổn định nền đường không được nhỏ hơn các giá trị nêu trong Bảng 3.2.11-1.

Bảng 3.2.11-1 Hệ số an toàn ổn định nhỏ nhất của đường đắp

Tốc độ thiết kế đoàn tàu (km/h)	Hệ số an toàn ổn định nhỏ nhất
	Giai đoạn thi công
	1,15
	1,10
	1,10

Chú thích: Đối với đường đắp trên nền đất yếu có độ dốc ngang, khi kiểm toán bằng phương pháp trượt cung tròn, hệ số ổn định phải được hiệu chỉnh theo độ dốc ngang của nền đất yếu trên cơ sở hệ số an toàn ổn định nhỏ nhất quy định trong Bảng 3.2.11-1 theo Bảng 3.2.11-2.

Bảng 3.2.11-2 Hệ số an toàn ổn định nhỏ nhất của đường đắp trên nền đất yếu có độ dốc ngang

Độ dốc ngang nền đất yếu	Nền bằng phẳng	1:20	1:10	1:7,5
Hệ số an toàn ổn định nhỏ nhất

3.3 Kiểm tra sức chịu tải của nền đất

3.3.1 Đối với đường đào và đường đắp thấp có chiều cao đắp nhỏ hơn chiều dày tầng móng, sức chịu tải của nền đất trong phạm vi tầng móng phải đáp ứng yêu cầu của các quy phạm liên quan.

3.3.2 Sức chịu tải của nền đất dưới móng cứng như tường chắn đất, cống hộp phải thỏa mãn công thức sau, khi có tầng chịu lực yếu bên dưới, phải kiểm tra sức chịu tải của tầng chịu lực yếu đó.

(3.3.2)

Trong đó:
——Ứng suất tiếp xúc tại đáy móng cứng ;
——Sức chịu tải cho phép của nền đất .

3.3.3

Đối với nền đắp cao trên đất yếu sử dụng móng composite, cần tiến hành tính toán khả năng chịu tải.

3.3.4

Khi thiết kế sức chịu tải của móng composite, phải tính toán theo các quy định liên quan trong chương tương ứng của quy trình này, khi cần thiết có thể xác định thông qua thí nghiệm tải trọng hiện trường.

3.3.5

Đối với kết cấu nền đường dạng cọc-lưới và cọc-bè, sức chịu tải của cọc phải đáp ứng công thức sau:

(3.3.5)

Trong đó:
— tải trọng tác dụng lên đỉnh cọc đơn (kN);
— sức chịu tải thẳng đứng cho phép của cọc đơn (kN);
— hệ số phát huy khả năng chịu tải của cọc đơn, lấy từ 0,9~1,0.

3.3.6

Sức chịu tải của nền đất sau xử lý bằng móng cứng phải được hiệu chỉnh theo các quy định sau:

1 Hệ số hiệu chỉnh chiều rộng móng phải lấy bằng không.
2 Hệ số hiệu chỉnh chiều sâu móng có thể lấy bằng 1,0.

3.4 Tính toán lún

3.4.1

Chiều sâu tính toán lớp nén của nền đất phải được xác định tổng hợp dựa trên các yếu tố như cấp đường sắt, loại ray và đặc tính của đất nền.

1 Nền đường sắt cao tốc, nền đường không đá balat.

Khi hệ số nén của nền đất lớn hơn hoặc bằng 0,3 MPa, chiều sâu tính toán lớp nén của nền đất được xác định theo công thức sau:

(3.4.1-1)

Trong đó:
— ứng suất phụ thêm thẳng đứng của nền đất tại độ sâu tính toán lún (kPa);
— ứng suất bản thân của nền đất tại độ sâu tính toán lún (kPa).

Khi hệ số nén của nền đất nhỏ hơn 0,3 MPa, chiều sâu tính toán lớp nén của nền đất được xác định theo công thức sau:

(3.4.1-2)

Khi bên dưới độ sâu tính toán có lớp đất yếu, phải tiếp tục tăng chiều sâu tính toán.

2 Nền đường sắt khác.

Chiều sâu tính toán lớp nén của nền đất yếu được tính theo công thức (3.4.1—1).

· 18 ·

Chiều sâu tính toán của các lớp nén khác của nền đất được tính theo công thức (3.4.1—2).

3.4.2 Tham số tính toán lún

Tham số tính toán lún phải được lựa chọn tổng hợp dựa trên các yếu tố như thí nghiệm đất, đo đạc hiện trường tại chỗ, kinh nghiệm địa phương và tham số tính toán của các công trình tương tự.

3.4.3 Tính toán tổng độ lún của nền đất tự nhiên và nền đất sau xử lý bằng phương pháp cố kết thoát nước

Tổng độ lún của nền đất tự nhiên và nền đất sau xử lý bằng phương pháp cố kết thoát nước có thể tính theo công thức sau:

trong đó:
— tổng độ lún của nền đất (m);
— độ lún tức thời (m);
— độ lún cố kết chính (m);
— độ lún cố kết thứ cấp (m).

Cũng có thể tính theo công thức sau:

trong đó:
— hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm độ lún, phụ thuộc vào điều kiện nền đất, cường độ tải trọng, tốc độ gia tải và các yếu tố khác; đối với đất sét bão hòa mềm, khi xử lý bằng phương pháp cố kết thoát nước gia tải đắp, giá trị này có thể lấy từ ; khi xử lý bằng phương pháp cố kết thoát nước chân không, giá trị này có thể lấy từ .

3.4.4 Tính toán tổng độ lún của nền đất composite

Tổng độ lún của nền đất composite phải được tính theo công thức sau:

Khi không có kinh nghiệm đáng tin cậy, tổng độ lún của nền đất composite phải được tính tổng hợp theo công thức sau:

trong đó:
— độ lún vùng gia cố (m);
— độ lún lớp nằm dưới (m);
— hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm độ lún vùng gia cố, phụ thuộc vào điều kiện nền đất, cường độ tải trọng, biện pháp xử lý nền đất và thời gian đặt sau khi hoàn thành đắp nền đường;
— hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm độ lún lớp nằm dưới, phụ thuộc vào điều kiện nền đất, cường độ tải trọng, tốc độ gia tải và các yếu tố khác;
— hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm độ lún, phụ thuộc vào điều kiện nền đất, cường độ tải trọng và các yếu tố khác, được xác định dựa trên tài liệu quan trắc độ lún địa phương và kinh nghiệm. Lớp nằm dưới là

• 19 •

Đối với đất có tính nén lún trung bình-thấp, đối với móng composite cọc vật liệu rời hoặc cọc mềm, giá trị này có thể lấy từ 1.0 ~ 1.2; đối với móng composite cọc cứng như cọc CFG, có thể xác định theo kinh nghiệm kỹ thuật khu vực, khi thiếu kinh nghiệm có thể xác định bằng phương pháp nội suy theo Bảng 3.4.4; đối với nền đất trương nở có thể tham khảo các quy định liên quan trong Quy phạm thiết kế nền đường đặc biệt đường sắt TB 10035 hiện hành; đối với nền đất hoàng thổ có thể tham khảo các quy định liên quan trong Tiêu chuẩn xây dựng trên vùng đất hoàng thổ lún ướt GB 50025 hiện hành.

Bảng 3.4.4 Hệ số điều chỉnh kinh nghiệm độ lún của móng composite cọc cứng có lớp đất nằm dưới là đất có tính nén lún trung bình-thấp

Giá trị tương đương mô-đun nén lún (MPa)	4	7	15	20
	1	0.5	0.3	0.2

Chú thích: là giá trị tương đương mô-đun nén lún của nền đất trong phạm vi chiều sâu tính toán độ lún tổng , được xác định theo công thức sau:

trong đó:
— giá trị tích phân hệ số ứng suất phụ thêm dọc theo chiều dày lớp đất thứ ;
— giá trị mô-đun nén lún của lớp đất thứ dưới đáy móng (MPa), đối với lớp đất composite trong phạm vi chiều dài cọc lấy theo mô-đun nén lún của lớp đất composite.

3.4.5 Tính toán độ lún của nền đất phải tuân thủ các quy định liên quan tại Điều 3.4.3, Điều 3.4.4 và Phụ lục D của Quy trình này, đồng thời xem xét ảnh hưởng của tải trọng lân cận.

3.4.6 Lượng lún sau thi công phải được tính toán theo các công thức sau:

trong đó:
— lượng lún sau thi công (m);
— tổng độ lún của nền đất (bao gồm tác dụng của tải trọng đường ray và tải trọng đoàn tàu) (m);
— lượng lún trong thời gian thi công (m);
— tổng độ lún của nền đất ở trạng thái không tải (không xét đến tác dụng của tải trọng đường ray và tải trọng đoàn tàu, khi xử lý bằng phương pháp gia tải trước thì tính toán theo trạng thái tải trọng tương ứng) (m);

• 20 •

——Hệ số tỷ lệ hoàn thành lún tại thời điểm hoàn thành công trình thượng tầng hoặc hoàn thành thi công đặt ray trên nền đường sắt (hoặc gọi là hệ số tỷ lệ hoàn thành lún trong giai đoạn thi công), phải được xác định tổng hợp dựa trên điều kiện nền đất, biện pháp xử lý nền, thời gian để ổn định sau khi đắp nền đường và kinh nghiệm địa phương; khi không có kinh nghiệm có thể tra theo Bảng 3.4.6.

Bảng 3.4.6 Giá trị tỷ lệ hoàn thành lún trong giai đoạn thi công

Loại đất nền	Tải trọng ổn định 3 tháng	Tải trọng ổn định 6 tháng	Tải trọng ổn định 12 tháng
Đất yếu bão hòa (xử lý bằng phương pháp cố kết thoát nước)	Tính theo lý thuyết cố kết
Đất có tính nén trung bình-thấp (chưa gia cố)	80%~85%	85%~90%	90%~95%
Đất hoàng thổ có tính nén trung bình-thấp và tính lún ướt (chưa gia cố)	—	90%~95%	—
Đất trương nở (chưa gia cố)	90%	—	—

Ghi chú: Đất có tính nén trung bình-thấp là đất có hệ số nén từ đến .

3.4.7 Lượng lún sau thi công và tốc độ lún của nền đường sắt phải đáp ứng yêu cầu của các tiêu chuẩn hiện hành có liên quan.

• 21 •

4 Lớp đệm thay thế

4.1 Quy định chung

4.1.1 Phương pháp lớp đệm thay thế có thể được áp dụng để xử lý nền đất yếu nông và nền đất không đồng đều.
4.1.2 Lớp đệm thay thế phải được thiết kế dựa trên tính chất tải trọng, đặc điểm kết cấu, điều kiện nền đất, thiết bị máy móc thi công và vật liệu thay thế, đồng thời lựa chọn phương pháp thi công hợp lý.
4.1.3 Lớp đệm thay thế có thể sử dụng các loại như đệm đá dăm sỏi, đệm đá dăm, đệm đất vôi, đệm đất xi măng và đệm gia cường.

4.2 Thiết kế

4.2.1 Chiều dày lớp đệm thay thế phải được xác định dựa trên độ sâu của lớp đất yếu cần thay thế hoặc sức chịu tải của lớp đất nằm dưới, nên nằm trong khoảng 0,5 m ~ 3,0 m. Đối với móng cứng, còn phải đáp ứng yêu cầu theo công thức sau:

(4.2.1)

trong đó:
— áp lực phụ thêm tại đáy lớp đệm (kPa);
— áp lực bản thân của đất tại đáy lớp đệm (kPa);
— sức chịu tải cho phép của nền đất tại đáy lớp đệm (kPa).

4.2.2 Áp lực phụ thêm tại đáy lớp đệm có thể được tính theo các công thức sau:

Móng băng

(4.2.2-1)

Móng chữ nhật

(4.2.2-2)

trong đó:
— chiều rộng đáy móng chữ nhật hoặc móng băng (m);

—— chiều dài đáy móng hình chữ nhật (m);

—— áp lực trung bình tại đáy móng (kPa);

—— áp lực bản thân của đất tại đáy móng (kPa);

—— chiều dày lớp đệm (m);

—— góc phân tán áp lực của lớp đệm (°), nên xác định bằng thí nghiệm, khi không có số liệu thí nghiệm, có thể xác định theo Bảng 4.2.2.

Bảng 4.2.2 Góc phân tán áp lực

z/b	Vật liệu thay thế
	Cát trung, cát thô, cát sỏi, sỏi tròn, sỏi góc cạnh, đá dăm, đá cuội	Đất vôi, đất xi măng
0.25	20°	28°
≥0.50	30°	28°

Ghi chú: 1 Khi , trừ đất vôi và đất xi măng lấy , các vật liệu khác có thể lấy , khi cần thiết nên xác định bằng thí nghiệm.

2 Khi , giá trị có thể xác định bằng nội suy.

4.2.3 Chiều rộng đáy lớp đệm phải đáp ứng yêu cầu phân tán áp lực và tuân thủ các quy định sau:

1 Chiều rộng đáy lớp đệm phải được tính theo công thức sau:

(4.2.3)

trong đó —— chiều rộng đáy lớp đệm (m);

—— góc phân tán áp lực, có thể chọn theo Bảng 4.2.2; khi , vẫn lấy giá trị theo trong bảng.

2 Chiều rộng đỉnh lớp đệm có thể được xác định từ hai bên đáy lớp đệm hướng lên trên theo độ dốc đảm bảo ổn định mái hố đào trong thời gian thi công. Mỗi bên đỉnh lớp đệm nhô ra ngoài mép đáy móng không nên nhỏ hơn 300 mm.

3 Chiều rộng xử lý nền đất lún ướt còn phải đáp ứng quy định của Quy phạm thiết kế nền đường đặc biệt đường sắt hiện hành TB 10035.

4.2.4 Tiêu chuẩn đầm nén lớp đệm thay thế dưới móng cứng phải được xác định theo các quy định liên quan trong Quy phạm kỹ thuật xử lý nền móng công trình xây dựng JGJ 79. Tiêu chuẩn đầm nén lớp đệm thay thế tại đáy nền đường sắt nên được xác định theo tiêu chuẩn đầm nén của bộ phận tương ứng trên nền đường sắt nơi lớp đệm được bố trí.

4.2 Thiết kế

4.2.5 Tính ổn định của nền đường sau khi xử lý bằng lớp đệm thay thế phải được kiểm toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.2 của Quy trình này.

4.2.6 Biến dạng của nền đất lớp đệm bao gồm biến dạng của bản thân lớp đệm và biến dạng của lớp đất nằm dưới. Biến dạng của lớp đất nằm dưới lớp đệm có thể được tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.4 của Quy trình này.

4.2.7 Hàm lượng vôi trong lớp đệm đất vôi và hàm lượng xi măng trong lớp đệm đất xi măng nên được xác định thông qua thí nghiệm.

4.2.8 Lớp đệm cát gia cường nên sử dụng cát sỏi, cát thô, cát trung; lớp đệm đá dăm gia cường nên sử dụng đá dăm hoặc sỏi có cấp phối tốt và chưa bị phong hóa, kích thước hạt lớn nhất không nên vượt quá (50~\mathrm{mm}). Vật liệu lớp đệm không được chứa tạp chất như rễ cây, rác thải, hàm lượng hạt mịn trong lớp đệm đá dăm không được vượt quá (10%), trong lớp đệm cát không được vượt quá (5%), và trong lớp đệm cát dùng cho thoát nước cố kết không được vượt quá (3%). Khi yêu cầu kỹ thuật đòi hỏi lớp đệm phải có chức năng thoát nước, vật liệu lớp đệm phải có tính thấm nước tốt.

4.2.9 Vật liệu tổng hợp đất dùng cho lớp đệm gia cường nên lựa chọn các loại có độ bền cao như lưới địa kỹ thuật, ô địa kỹ thuật hoặc vải địa kỹ thuật, phải có các tính năng như cường độ cao, độ giãn dài thấp, tính từ biến nhỏ, không dễ bị phá hủy giòn, khả năng chống nhổ tốt, chống ăn mòn và độ bền cao.

4.3 Thi công

4.3.1 Trước khi thi công lớp đệm, phải kiểm tra phạm vi, độ sâu thay thế và điều kiện địa chất nền đất.

4.3.2 Phương pháp thi công lớp đệm, chiều dày lớp rải, số lần đầm nén mỗi lớp nên được xác định thông qua thí nghiệm hiện trường. Ngoại trừ phần đáy lớp đệm tiếp xúc với lớp đất yếu nằm dưới phải được xác định chiều dày dựa trên thiết bị thi công và điều kiện đất của lớp nằm dưới, chiều dày lớp rải của lớp đệm nên lấy từ (200~\mathrm{mm}) đến (300~\mathrm{mm}).

4.3.3 Khi đào hố móng, cần tránh làm xáo trộn lớp đất đáy hố, nên giữ lại lớp đất dày (300~\mathrm{mm}) đến (500~\mathrm{mm}), sau đó mới đào đến cao độ thiết kế trước khi rải lớp đệm.

4.3.4 Mặt đáy lớp đệm nên được bố trí ở cùng một cao độ, nếu độ sâu khác nhau hoặc khả năng chịu tải của lớp đất đáy lớp đệm có sự chênh lệch lớn, đáy hố móng nên được đào thành bậc hoặc dốc nối tiếp, và thi công lớp đệm theo thứ tự từ sâu đến nông, vị trí nối tiếp phải được đầm nén chặt.

4.3.5 Khi thi công lớp đệm cát (đá dăm) theo phân đoạn, vị trí nối đầu phải được làm thành bậc, các lớp trên dưới nối

· 24 ·

4.3 Thi công lớp đệm

4.3.6 Thi công lớp đệm gia cường phải tuân theo các quy định sau:

1 Việc trải vật liệu tổng hợp đất phải đặt hướng có cường độ cao theo hướng chịu lực chính của nền đường, việc nối và chồng mí vật liệu gia cường phải tuân theo yêu cầu thiết kế và các quy định của tiêu chuẩn liên quan.

2 Bề mặt lớp đỡ phía dưới khi trải vật liệu tổng hợp đất phải phẳng, chặt, nghiêm cấm có vật nhô sắc nhọn. Vật liệu đắp rải trên vật liệu tổng hợp đất phải sử dụng máy móc hạng nhẹ hoặc vận chuyển thủ công. Khi máy móc di chuyển, chiều dày vật liệu đắp phủ trên vật liệu gia cường không nên nhỏ hơn 20 cm.

3 Nghiêm cấm thiết bị máy móc và xe cộ di chuyển trực tiếp trên bề mặt vật liệu tổng hợp đất.

4.4 Kiểm tra chất lượng

4.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng lớp đệm thay thế bao gồm chất lượng vật liệu đệm, chất lượng đầm nén đệm, đối với lớp đệm gia cường cần kiểm tra chất lượng vật liệu tổng hợp đất và chất lượng công trình thực thể thi công.

4.4.2 Chất lượng vật liệu trong lớp đệm thay thế phải đáp ứng yêu cầu thiết kế, chất lượng đầm nén phải được kiểm tra theo từng lớp theo loại vật liệu và vị trí trong nền đường, và phải tuân theo các quy định sau:

1 Lớp đệm bằng vật liệu đắp thông thường và đất cải tạo vật lý phải kiểm tra hệ số đầm nén và hệ số nền.

2 Đất cải tạo hóa học phải kiểm tra hệ số đầm nén và cường độ nén không nở hông.

3 Vật liệu đắp nhóm A, đá dăm cấp phối (bao gồm đá dăm cấp phối xi măng) ở vị trí nền đường hoặc đoạn chuyển tiếp phải kiểm tra hệ số đầm nén, hệ số nền và mô đun biến dạng động.

4.4.3 Kiểm tra chất lượng đầm nén lớp đệm thay thế dưới đáy móng cứng, đối với móng băng cứ 10 m~20 m không được ít hơn 1 điểm, đối với móng cột độc lập, móng đơn không được ít hơn 1 điểm, đối với các loại móng cứng khác, cứ 50 m²~100 m² không được ít hơn 1 điểm.

4.4.4 Lớp đệm thay thế dưới đáy móng cứng phải được kiểm tra sức chịu tải thông qua thí nghiệm tải trọng, mỗi công trình đơn thể không nên ít hơn 2 vị trí.

4.4.5 Chất lượng vật liệu đắp trong lớp đệm gia cường phải đáp ứng yêu cầu thiết kế; chủng loại, quy cách, chất lượng và tính năng của vật liệu tổng hợp đất phải đáp ứng yêu cầu thiết kế và các quy định của tiêu chuẩn liên quan, phạm vi trải, số lớp, khoảng cách giữa các lớp, hướng, phương pháp nối và cường độ phải đáp ứng yêu cầu thiết kế.

· 25 ·

5 Đầm nén va đập (rung)

5.1 Quy định chung

5.1.1 Đầm nén va đập (rung) có thể được sử dụng để xử lý nền đất gồm đất đá dăm, đất cuội sỏi, đất cát, đất bụi và đất sét có độ bão hòa thấp, đất hoàng thổ lún ướt, đất đắp không gia cố và đất đắp hỗn hợp.

5.1.2 Thiết kế và thi công đầm nén va đập (rung) phải được xác định tổng hợp dựa trên các yếu tố như địa hình địa mạo, điều kiện đất đai cụ thể, kết hợp với phạm vi áp dụng của đầm nén va đập. Thi công đầm nén va đập phải xem xét ảnh hưởng đến môi trường xung quanh như cư dân, công trình xây dựng, đường ống ngầm, khi gần các công trình hiện hữu phải dự phòng khoảng cách an toàn hoặc áp dụng các biện pháp giảm rung.

5.1.3 Trước khi thi công đầm nén va đập (rung), phải lựa chọn khu vực đại diện để tiến hành thử nghiệm công nghệ, xác định tính khả thi, quy trình thi công và các thông số thi công.

5.2 Thiết kế

5.2.1 Phạm vi xử lý bằng đầm nén va đập (rung) phải lớn hơn phạm vi đáy móng, nên vượt quá chân taluy đường đắp hoặc mép ngoài móng từ .

5.2.2 Chiều sâu xử lý bằng đầm nén va đập không nên vượt quá , chiều sâu xử lý bằng đầm nén rung không nên vượt quá , hiệu quả gia cố phải được xác định dựa trên thử nghiệm hiện trường hoặc kinh nghiệm địa phương.

5.2.3 Tính ổn định và độ lún của nền đất sau khi xử lý bằng đầm nén va đập (rung) phải được tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.2 và Mục 3.4 của Quy trình này.

5.2.4 Chiều rộng đầm nén va đập không nên nhỏ hơn , chiều dài không nên nhỏ hơn .

5.3 Thi công

5.3.1 Trước khi thi công, phải tiến hành san phẳng mặt bằng, dọn sạch lớp đất bề mặt, xây dựng đường ra vào cho thiết bị máy móc và rãnh thoát nước xung quanh khu vực thi công, đảm bảo thoát nước thông suốt cho mặt bằng.

5.3.2 Số lượt đầm nén va đập (rung) phải được xác định dựa trên thử nghiệm công nghệ, và

· 26 ·

5.3 Thi công lu lèn

Phải đáp ứng tiêu chuẩn đầm nén theo yêu cầu thiết kế. Số lượt lu lèn bằng lu va đập có thể được xác định dựa trên chênh lệch chiều cao vết bánh lu tại hiện trường nhỏ hơn 15 mm trong quá trình thi công, đồng thời phải đáp ứng tiêu chuẩn đầm nén theo yêu cầu thiết kế.

5.3.3 Khi thi công lu va đập, bắt đầu từ chân mái taluy, di chuyển theo chiều kim đồng hồ (hoặc ngược chiều kim đồng hồ), lu theo vòng tròn với trục là đường tâm mặt lu, sau đó lu theo phương dọc với bánh xe so le, sau khi lu toàn bộ bề rộng mặt đường, tiếp tục lu vào phía trong. Tốc độ di chuyển của máy lu nên được kiểm soát trong khoảng (10\mathrm{km/h} \sim 12\mathrm{km/h}).

5.3.4 Khi lu va đập, cần điều chỉnh vị trí lu bằng cách thay đổi bán kính quay để đảm bảo lu đồng đều.

5.3.5 Trong quá trình lu va đập, cần tưới nước vừa đủ lên bề mặt nền đất kịp thời để nước thấm đều, đạt độ ẩm thích hợp rồi tiến hành lu va đập. Sau khoảng 10 lượt lu va đập, dùng máy san để san phẳng sơ bộ, sau đó tiếp tục lu va đập.

5.3.6 Khi lu rung, cần kiểm soát tốc độ lu, thi công từ hai bên mép xử lý nền đất vào trung tâm, vết lu phải phủ kín toàn bộ bề mặt nền đường mới được tính là một lượt lu.

5.3.7 Lu rung phải được thực hiện theo trình tự: lu tĩnh → rung nhẹ → rung mạnh → rung nhẹ → lu tĩnh.

5.3.8 Chiều dài chồng lấn giữa hai đoạn lu va đập liền kề không nhỏ hơn (15\mathrm{m}), chiều dài chồng lấn giữa hai đoạn lu rung không nhỏ hơn (5\mathrm{m}).

5.3.9 Khi xuất hiện hiện tượng đất cao su trong đoạn lu (rung) va đập, phải dừng thi công kịp thời và tiến hành xử lý tương ứng.

5.3.10 Sau khi hoàn thành lu va đập, dùng máy san để san phẳng, sau đó dùng lu bánh thép nhẵn để lu hoàn thiện.

5.3.11 Trong quá trình thi công, phải ghi chép các thông số như số lượt lu và chênh lệch chiều cao vết bánh lu.

5.4 Kiểm tra chất lượng

5.4.1 Nội dung kiểm tra lu (rung) va đập bao gồm chất lượng đầm nén và sức chịu tải.

5.4.2 Kiểm tra đầm nén xử lý nền đất nên được tiến hành sau (7\mathrm{d} \sim 14\mathrm{d}) kể từ khi đầm nén, đối với đầm nén bổ sung đất đắp có thể tiến hành ngay sau khi thi công.

5.4.3 Chất lượng đầm nén phải được kiểm tra bằng hệ số đầm nén, tiêu chuẩn đầm nén phải phù hợp với yêu cầu thiết kế.

5.4.4 Kiểm tra sức chịu tải phải sử dụng thí nghiệm tải trọng tấm nén.

6 Đầm chặt nặng và đầm chặt nặng thay thế

6.1 Quy định chung

6.1.1 Đầm chặt nặng có thể được sử dụng để xử lý nền đất gồm đất đá dăm, đất cát, đất bụi và đất sét có độ bão hòa thấp, đất hoàng thổ lún ướt, đất đắp không nguyên chất và đất đắp hỗn hợp. Đầm chặt nặng thay thế có thể được sử dụng để xử lý nền đất gồm đất bụi có độ bão hòa cao và đất sét ở trạng thái dẻo mềm~chảy dẻo, và phải được xác định tính thích hợp thông qua thí nghiệm hiện trường.

6.1.2 Trước khi thi công đầm chặt nặng và đầm chặt nặng thay thế, cần kết hợp loại công trình, điều kiện địa chất công trình và tổ hợp thiết bị để lựa chọn đoạn đại diện tiến hành thí nghiệm công nghệ, xác định các thông số công nghệ chính và kiểm chứng hiệu quả xử lý nền đất.

6.1.3 Không được sử dụng đầm chặt nặng và đầm chặt nặng thay thế để xử lý nền đất gần các công trình xây dựng hiện hữu và khu dân cư.

6.2 Thiết kế

I Quy định chung

6.2.1 Phạm vi xử lý bằng đầm chặt nặng và đầm chặt nặng thay thế phải tuân theo các quy định sau:

1 Ngoài chân taluy đường đắp không nhỏ hơn 3 m, đối với nền đất có thể hóa lỏng không nhỏ hơn 5 m.
2 Ngoài mép móng công trình, chiều rộng mỗi bên vượt ra ngoài biên móng nên bằng 1/2~2/3 chiều sâu xử lý thiết kế dưới đáy móng, và không nên nhỏ hơn 3 m, đối với nền đất có thể hóa lỏng không nhỏ hơn 5 m.

6.2.2 Tính ổn định và độ lún của nền đất sau khi xử lý bằng đầm chặt nặng và đầm chặt nặng thay thế phải được tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.2 và Mục 3.4 của Quy trình này, các chỉ tiêu nén của lớp đất trong phạm vi chiều sâu gia cố hiệu quả sau đầm phải được xác định thông qua thí nghiệm hiện trường hoặc thí nghiệm đất.

II Đầm chặt nặng

6.2.3 Các điểm đầm chặt nặng nên được bố trí theo hình tam giác đều hoặc hình vuông.

· 28 ·

6.2.4 Chiều sâu gia cố hiệu quả của đầm nặng

Chiều sâu gia cố hiệu quả của đầm nặng phải được xác định dựa trên thử nghiệm đầm thực tế tại hiện trường hoặc kinh nghiệm địa phương. Khi thiếu tài liệu thử nghiệm hoặc kinh nghiệm, có thể tham khảo Bảng 6.2.4 để tính toán.

Bảng 6.2.4 Chiều sâu gia cố hiệu quả của đầm nặng (Đơn vị: m)

Năng lượng đầm đơn击 (kN·m)	Đất hạt thô như đất đá dăm, đất cát	Đất hạt mịn như đất bụi, đất hoàng thổ lún ướt
1 000	4.0~5.0	3.0~4.0
2 000	5.0~6.0	4.0~5.0
3 000	6.0~7.0	5.0~6.0
4 000	7.0~8.0	6.0~7.0
5 000	8.0~8.5	7.0~7.5
6 000	8.5~9.0	7.5~8.0
8 000	9.0~9.5	8.0~8.5
10 000	9.5~10.0	8.5~9.0
12 000	10.0~11.0	9.0~10.0

Ghi chú: Chiều sâu gia cố hiệu quả của đầm nặng được tính từ mặt đất ban đầu khi bắt đầu đầm; khi năng lượng đầm đơn擊 lớn hơn 12 000 kN·m, chiều sâu gia cố hiệu quả phải được xác định thông qua thử nghiệm.

6.2.5 Số lần đầm tại một điểm đầm

Số lần đầm tại một điểm đầm phải được xác định dựa trên đường cong quan hệ giữa số lần đầm và lượng lún đầm thu được từ thử nghiệm đầm thực tế tại hiện trường, đồng thời phải tuân thủ các quy định sau:

Lượng lún trung bình của hai lần đầm cuối cùng nên đáp ứng yêu cầu trong Bảng 6.2.5; khi năng lượng đầm đơn擊 lớn hơn 12 000 kN·m, phải xác định thông qua thử nghiệm.

Bảng 6.2.5 Lượng lún trung bình của hai lần đầm cuối cùng trong phương pháp đầm nặng

Năng lượng đầm đơn擊 E (kN·m)	Lượng lún trung bình của hai lần đầm cuối cùng (mm)
E < 4 000	≤50
4 000 ≤ E < 6 000	≤100
6 000 ≤ E < 8 000	≤150
8 000 ≤ E < 12 000	≤200

Mặt đất xung quanh hố đầm không được xuất hiện hiện tượng phồng lên quá lớn.
Không được xuất hiện hiện tượng hố đầm quá sâu gây khó khăn trong việc nâng búa.

· 29 ·

6.2.6 Số lượt đầm chặt

Số lượt đầm chặt bằng phương pháp đầm nặng phải được xác định dựa trên tính chất của đất nền, có thể áp dụng đầm điểm từ 2 đến 4 lượt. Đối với đất hạt mịn có tính thấm kém, số lượt đầm chặt có thể tăng thêm phù hợp. Cuối cùng tiến hành đầm toàn diện với năng lượng thấp 2 lượt, đầm toàn diện có thể sử dụng búa nhẹ hoặc búa có chiều cao rơi thấp để đầm nhiều lần, độ chồng lấn của vết búa không được nhỏ hơn 1/4 đường kính búa đầm.

6.2.7 Khoảng thời gian giữa các lượt đầm chặt

Giữa hai lượt đầm chặt bằng phương pháp đầm nặng nên có một khoảng thời gian gián đoạn nhất định, khoảng thời gian này phụ thuộc vào tốc độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng vượt静 trong đất. Khi thiếu tài liệu thực đo, có thể xác định dựa trên tính thấm của đất nền: đối với nền đất sét có tính thấm kém, thời gian gián đoạn không nhỏ hơn 2 đến 3 tuần; đối với nền đất có tính thấm tốt, có thể tiến hành đầm liên tục.

6.2.8 Khoảng cách giữa các điểm đầm chặt

Khoảng cách giữa các điểm đầm chặt của lượt đầm đầu tiên có thể lấy bằng 2,5 đến 3,5 lần đường kính búa đầm. Các điểm đầm chặt của lượt thứ hai phải nằm giữa các điểm đầm chặt của lượt đầu tiên, khoảng cách giữa các điểm đầm chặt của các lượt tiếp theo có thể giảm bớt thích hợp. Đối với công trình có chiều sâu xử lý lớn hoặc năng lượng đầm đơn lớn, khoảng cách giữa các điểm đầm chặt của lượt đầu tiên nên tăng thêm thích hợp.

6.2.9 Sức chịu tải của nền đất sau khi đầm nặng

Sức chịu tải của nền đất sau khi đầm nặng có thể được xác định dựa trên các chỉ tiêu thí nghiệm xuyên tĩnh, xuyên tiêu chuẩn, xuyên động hoặc thí nghiệm đất sau khi đầm theo các quy phạm liên quan, khi cần thiết phải tiến hành thí nghiệm tải trọng hiện trường để xác định.

Ⅲ Đầm nặng thay thế

6.2.10 Chiều sâu cọc thay thế bằng đầm nặng

Chiều sâu cọc thay thế bằng đầm nặng phải xuyên qua lớp đất yếu và đến lớp đất cứng.

6.2.11 Năng lượng đầm đơn của đầm nặng thay thế

Năng lượng đầm đơn của đầm nặng thay thế phải được xác định thông qua thí nghiệm hiện trường.

6.2.12 Vật liệu cọc thay thế bằng đầm nặng

Vật liệu cọc thay thế bằng đầm nặng phải sử dụng các vật liệu hạt thô cứng như đá hộc, đá dăm, xỉ khoáng có cấp phối tốt, hàm lượng hạt có đường kính lớn hơn (300\mathrm{mm}) không nên vượt quá (30%) tổng khối lượng.

6.2.13 Số lần đầm tại các điểm đầm thay thế

Số lần đầm tại các điểm đầm thay thế phải được xác định thông qua thí nghiệm đầm hiện trường, đồng thời phải đáp ứng các quy định sau:

1 Đáy cọc xuyên qua lớp đất yếu và đạt đến chiều dài cọc thiết kế.
2 Tổng lượng lún tích lũy bằng 1,5 đến 2,0 lần chiều dài cọc thiết kế.
3 Lượng lún trung bình của hai lần đầm cuối phải phù hợp với yêu cầu tại Điều 6.2.5 của Quy trình này.

6.2.14 Khoảng cách giữa các cọc thay thế bằng đầm nặng

Khoảng cách giữa các cọc thay thế bằng đầm nặng phải được lựa chọn dựa trên độ lớn tải trọng và tính chất của đất nền. Khi bố trí toàn diện, có thể lấy bằng 2 đến 3 lần đường kính búa đầm; đối với móng độc lập hoặc móng băng có thể

· 30 ·

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên ngành sang tiếng Việt:

Lấy đường kính búa đầm từ 1,5 ~ 2,0 lần đường kính búa đầm. Đường kính tính toán của cọc thay thế đầm nặng có thể lấy bằng 1,1 ~ 1,2 lần đường kính búa đầm.

6.2.15

Trên đỉnh cọc thay thế đầm nặng phải rải một lớp đệm gia cường, chiều dày không nhỏ hơn (500\mathrm{mm}). Vật liệu đệm nên sử dụng sỏi hoặc đá dăm có cấp phối tốt và chưa phong hóa, đường kính hạt lớn nhất không lớn hơn (50\mathrm{mm}), hàm lượng hạt mịn không vượt quá (10%).

6.2.16

Thiết kế đầm nặng thay thế phải dự tính giá trị nâng cao mặt đất và hiệu chỉnh trong quá trình đầm thử.

6.2.17

Khi xác định sức chịu tải của nền đầm nặng thay thế:

Đối với đất yếu, chỉ xét đến tác dụng của cọc, không xét đến tác dụng của đất giữa các cọc;
Đối với nền đất không phải đất yếu, có thể tính theo nền đất composite.

6.3 Thi công

6.3.1

Khối lượng búa đầm nặng có thể lấy từ (10\mathrm{t}\sim 60\mathrm{t}), hình dạng mặt đáy nên sử dụng hình tròn hoặc đa giác. Diện tích mặt đáy búa nên xác định theo tính chất của đất, áp lực tiếp xúc tĩnh mặt đáy búa có thể lấy từ (25\mathrm{kPa}\sim 80\mathrm{kPa}); đối với đất hạt mịn, nên lấy giá trị áp lực tiếp xúc tĩnh nhỏ hơn. Mặt đáy búa nên bố trí đối xứng một số lỗ thông khí xuyên suốt lên mặt trên, đường kính lỗ có thể lấy từ (300\mathrm{mm}\sim 400\mathrm{mm}). Áp lực tiếp xúc tĩnh mặt đáy búa đầm thay thế có thể lấy từ (100\mathrm{kPa}\sim 200\mathrm{kPa}).

6.3.2

Máy thi công nên sử dụng cần cẩu bánh xích có thiết bị tự động nhả móc hoặc các thiết bị chuyên dụng khác. Khi sử dụng cần cẩu bánh xích, phải bố trí khung cửa phụ trợ ở đầu cần hoặc áp dụng các biện pháp an toàn khác để ngăn ngừa máy bị lật khi búa rơi.

6.3.3

Khi mặt đất yếu hoặc mực nước ngầm cao, nên áp dụng biện pháp hạ thấp mực nước ngầm nhân tạo hoặc rải một lớp vật liệu đá sỏi có chiều dày nhất định. Trước khi thi công, nên hạ thấp mực nước ngầm xuống thấp hơn đáy hố ít nhất (2\mathrm{m}). Trong quá trình thi công, phải kịp thời tiêu thoát nước đọng trong hố hoặc trên mặt bằng.

6.3.4

Khi rung động do thi công đầm nặng có thể ảnh hưởng đến công trình hoặc thiết bị xung quanh, phải bố trí các điểm quan trắc và áp dụng các biện pháp cách ly rung động như đào rãnh cách ly rung.

6.3.5

Trong quá trình thi công, phải tăng cường kiểm soát quá trình:

Trước khi đầm, phải kiểm tra khối lượng búa và chiều cao rơi để đảm bảo năng lượng đầm đơn击 đáp ứng yêu cầu thiết kế.
Trước mỗi lượt đầm, phải kiểm tra lại bố trí điểm đầm, sau khi đầm xong phải kiểm tra vị trí hố đầm, phát hiện sai lệch hoặc bỏ sót phải kịp thời sửa chữa.
Phạm vi xử lý và bố trí điểm đầm nặng phải phù hợp với yêu cầu thiết kế. Hố đầm nặng

· 31 ·

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Sai lệch tâm không được lớn hơn （ là đường kính búa đầm）.

4 Khi đầm chặt toàn diện, diện tích chồng lấn không nhỏ hơn diện tích gia cố.

5 Sức chịu tải của nền đất sau gia cố bằng đầm nặng và chiều sâu hiệu quả thực tế của xử lý đầm nặng phải đáp ứng yêu cầu thiết kế; đối với đầm thay thế, cần kiểm tra chiều sâu thay thế.

6.4 Kiểm tra chất lượng

6.4.1

Nội dung kiểm tra chất lượng gia cố bằng đầm nặng phải bao gồm sức chịu tải của nền đất và chiều sâu gia cố hiệu quả; nội dung kiểm tra chất lượng đầm thay thế phải bao gồm chiều sâu, mật độ của cọc thay thế, cường độ đất giữa các cọc và sức chịu tải của nền đất phức hợp.

6.4.2

Sau khi kết thúc thi công, phải cách một khoảng thời gian nhất định mới tiến hành kiểm tra chất lượng. Khi xử lý nền đất bằng đầm nặng, đối với nền đất sỏi cuội và đất cát, thời gian cách ly nên lấy ; đối với nền đất sét pha và đất sét, nên lấy ; đối với nền đất hoàng thổ lún ướt, nên lấy ; đối với đất đắp trần và đất đắp hỗn hợp, nên áp dụng theo loại đất chính cấu thành. Khi xử lý nền đất bằng đầm thay thế, nên lấy .

6.4.3

Sức chịu tải và chiều sâu gia cố hiệu quả của nền đất gia cố bằng đầm nặng phải được kiểm tra bằng phương pháp thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn hoặc thí nghiệm xuyên động, thí nghiệm xuyên tĩnh, thí nghiệm tải trọng tấm nén.

6.4.4

Sức chịu tải của nền đất phức hợp sau đầm thay thế được kiểm tra bằng thí nghiệm tải trọng tấm nén hoặc thí nghiệm xuyên động; cường độ đất giữa các cọc và chiều sâu, mật độ thân cọc được kiểm tra bằng thí nghiệm xuyên động.

• 32 •

7 Cố kết thoát nước

7.1 Quy định chung

7.1.1 Phương pháp cố kết thoát nước có thể được áp dụng cho nền đất sét bão hòa như đất sét pha bùn, đất bùn và đất bồi lắng. Đối với nền đất sét mềm dày, cần bố trí giếng thoát nước đứng bằng cát đóng bao hoặc tấm thoát nước nhựa. Khi chiều dày lớp đất sét mềm không lớn hoặc lớp đất sét mềm chứa nhiều lớp xen kẹp cát bột, và tốc độ cố kết đáp ứng được yêu cầu, có thể không cần bố trí giếng thoát nước đứng.

7.1.2 Cường độ và loại tải trọng gia tải trước phải được xác định dựa trên tiêu chuẩn kiểm soát độ lún sau thi công, thời gian thi công, điều kiện hiện trường. Đối với công trình đường đắp, nên áp dụng phương pháp gia tải trước bằng đất đắp đường. Khi chỉ sử dụng tải trọng gia tải trước bằng đất đắp đường hoặc tải trọng chân không không đáp ứng được yêu cầu độ lún sau thi công, có thể áp dụng phương pháp gia tải trước siêu tải bằng đất đắp, gia tải trước chân không hoặc gia tải trước kết hợp chân không - đắp tải.

7.1.3 Khi áp dụng phương pháp cố kết thoát nước để xử lý nền đất, cần tiến hành khảo sát trước để làm rõ nguồn gốc thành tạo địa tầng, sự phân bố và biến đổi theo phương ngang và phương đứng, điều tra loại nước dưới đất và tình hình bổ cập nguồn nước. Đồng thời, cần xác định các chỉ tiêu vật lý cơ bản, chỉ tiêu nén lún, hệ số thấm, hệ số cố kết, chỉ tiêu sức kháng cắt của đất thông qua thí nghiệm đất kết hợp với thí nghiệm hiện trường.

7.1.4 Khi áp dụng phương pháp cố kết thoát nước để xử lý nền đất cho các công trình có quy mô lớn và chiều dài lớn, nên tiến hành đắp thử đoạn thí nghiệm trước và thực hiện giám sát các hạng mục như biến dạng theo phương đứng của nền đất, dịch chuyển ngang, áp lực nước lỗ rỗng, độ chân không, mực nước dưới đất. Trước và sau khi gia cố nền đất, cần tiến hành thí nghiệm cắt cánh hiện trường và thí nghiệm đất trong phòng, dựa trên tài liệu giám sát và thí nghiệm từ công trình thử nghiệm để xác định chỉ tiêu kiểm soát tốc độ gia tải, tính toán biến dạng cuối cùng của nền đất và độ lún sau thi công, phân tích hiệu quả xử lý nền đất.

7.1.5 Khi áp dụng phương pháp gia tải trước siêu tải bằng đất đắp hoặc gia tải trước chân không, biến dạng đã hoàn thành, độ cố kết trung bình và độ lún sau thi công của nền đất sau khi gia tải trước phải đáp ứng yêu cầu thiết kế trước khi tiến hành dỡ tải.

7.2 Thiết kế

7.2.1 Phạm vi xử lý bằng phương pháp cố kết thoát nước không nên nhỏ hơn phạm vi đáy móng. Đối với các yêu cầu về độ lún

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên ngành sang tiếng Việt:

Đối với công trình có nền đất đồng đều, khi áp dụng phương pháp tiền cố kết chân không, phạm vi xử lý nên mở rộng ra ngoài phạm vi đáy móng không nhỏ hơn 3 m.

7.2.2

Khi xử lý nền đất bằng phương pháp cố kết thoát nước, cần bố trí kênh thoát nước theo phương ngang trên mặt đất, có thể sử dụng lớp đệm cát hoặc các phương pháp thoát nước khác. Kênh thoát nước ngang phải có tính thấm nước tốt và tính liên tục. Khi sử dụng lớp đệm cát làm kênh thoát nước, chiều dày của lớp đệm không nên nhỏ hơn 500 mm.

7.2.3

Khi xử lý nền đất bằng phương pháp tiền cố kết gia tải, cần bao gồm các nội dung thiết kế sau:

Lựa chọn có sử dụng giếng thoát nước đứng hay không, xác định loại giếng thoát nước đứng, kích thước tiết diện, khoảng cách, cách bố trí và độ sâu thi công.
Xác định phạm vi khu vực tiền cố kết, cường độ tải trọng tiền cố kết, tốc độ gia tải và thời gian tiền cố kết.
Tính toán độ cố kết, sự gia tăng cường độ, tính ổn định và biến dạng của đất nền, giá trị lún sau thi công.

7.2.4

Giếng thoát nước đứng bao gồm giếng cát đóng bao và tấm thoát nước nhựa. Đường kính giếng cát đóng bao nên từ 70 mm đến 100 mm, đường kính quy đổi tương đương của tấm thoát nước nhựa có thể tính theo công thức sau:

Trong đó:
— đường kính quy đổi tương đương của tấm thoát nước nhựa (mm);
— chiều rộng tấm thoát nước nhựa (mm);
— chiều dày tấm thoát nước nhựa (mm).

7.2.5

Bố trí mặt bằng giếng thoát nước đứng có thể theo hình tam giác đều hoặc hình vuông, mối quan hệ giữa đường kính thoát nước hiệu quả và khoảng cách được tính theo các công thức sau:

Bố trí hình tam giác đều: (7.2.5—1)

Bố trí hình vuông: (7.2.5—2)

Trong đó:
— đường kính thoát nước hiệu quả (mm);
— khoảng cách (mm).

7.2.6

Khoảng cách giữa các giếng thoát nước đứng phải được xác định dựa trên đặc tính cố kết của đất nền, độ lún cho phép sau thi công và yêu cầu tiến độ.

7.2.7

Độ sâu của giếng thoát nước đứng phải được xác định tổng hợp dựa trên điều kiện địa chất, yêu cầu ổn định nền đất và độ lún sau thi công, tiến độ. Đối với công trình mà ổn định chống trượt của nền đất là yếu tố kiểm soát, độ sâu thi công

· 34 ·

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Chiều sâu phải vượt quá mặt trượt nguy hiểm nhất không ít hơn 2,0 m; đối với các công trình kiểm soát bằng biến dạng, chiều sâu thi công phải được xác định dựa trên việc trong thời gian giới hạn sau thi công, độ lún có đạt yêu cầu hay không. Giếng thoát nước thẳng đứng nên xuyên qua lớp đất mềm chịu nén.

7.2.8

Mức độ cố kết trung bình của nền đất thoát nước cố kết có thể tính toán theo Điều D.0.3 Phụ lục.

7.2.9

Khi giếng thoát nước thẳng đứng không xuyên qua hết lớp nén, cần tính toán riêng mức độ cố kết trung bình của phạm vi gia cố và lớp nằm dưới.

7.2.10

Tải trọng gia tải trước, phạm vi và tốc độ đắp phải được xác định thông qua tính toán. Đối với các công trình có giới hạn nghiêm ngặt về độ lún, nên áp dụng phương pháp gia tải trước vượt tải để xử lý.

7.2.11

Phương pháp gia tải trước chân không để xử lý nền đất cần bố trí giếng thoát nước thẳng đứng, thiết kế phải bao gồm các nội dung sau:

Loại, khoảng cách, cách bố trí và chiều sâu thi công của giếng thoát nước thẳng đứng.
Phạm vi và kích thước phân khu của khu vực gia tải trước.
Bố trí hệ thống kênh thoát nước và mạng lưới ống chân không.
Quy trình thi công gia tải trước chân không.
Độ chân không yêu cầu đạt được và tiêu chuẩn ngừng hút chân không.
Tính toán biến dạng và ổn định của nền đất, v.v.

7.2.12

Nếu trên bề mặt nền đất tồn tại lớp thấm khí tốt hoặc trong phạm vi xử lý bằng giếng thoát nước thẳng đứng có tầng thấm được cung cấp đủ nguồn nước, khi thực hiện gia tải trước chân không, cần áp dụng các biện pháp cách ly hiệu quả xung quanh khu vực gia cố.

7.2.13

Độ chân không dưới màng của gia tải trước chân không phải được duy trì ổn định trên 80 kPa và phân bố đều.

7.2.14

Số lượng máy bơm chân không cần thiết cho gia tải trước chân không phải được xác định dựa trên kích thước và hình dạng của diện tích gia cố, đặc điểm cấu trúc địa tầng, v.v., nên bố trí một máy bơm chân không cho mỗi 1 000 m² ~ 1 500 m².

7.2.15

Độ lún của nền đất gia tải trước chân không có thể tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.4 của Quy chuẩn này, chiều dày lớp nén và độ lớn ứng suất phụ thêm phải được xác định theo độ sâu ảnh hưởng và quy luật truyền tải của độ chân không trong đất nền.

· 35 ·

7.3 Thi công

7.3.1 Thi công giếng cát đóng bao phải tuân theo các quy định sau:

1 Cát dùng cho giếng cát phải là cát trung đến thô, hàm lượng hạt mịn không được vượt quá 3%, hệ số thấm phải lớn hơn 1×10⁻² cm/s.

2 Bao cát sau khi nhập kho phải được bảo quản cẩn thận, nghiêm cấm phơi nắng lâu dưới ánh sáng mặt trời.

3 Bao cát phải được bảo vệ tránh xoắn nút, co thắt cổ, mài mòn và đứt gãy; việc đổ cát vào bao phải đảm bảo đầy và chặt.

4 Giếng cát đóng bao phải được neo cố định ở đáy lỗ, trong quá trình thi công nếu chiều dài bao cát bị kéo lên theo ống vượt quá 0,5 m thì phải thi công bổ sung.

5 Trong vòng một tuần sau khi thi công, phải thường xuyên kiểm tra tình trạng lún co của cát trong bao và kịp thời bổ sung cát.

7.3.2 Thi công tấm thoát nước nhựa phải tuân theo các quy định sau:

1 Các chỉ tiêu tính năng của tấm thoát nước nhựa phải đáp ứng yêu cầu thiết kế, màng lọc phải bao bọc chặt lõi tấm không được nhăn nhúm.

2 Tấm thoát nước nhựa sau khi nhập kho phải được bảo quản cẩn thận, nghiêm cấm phơi nắng lâu dưới ánh sáng mặt trời.

3 Trong quá trình lắp đặt và thi công, tấm thoát nước nhựa không được xoắn vặn, màng lọc không được rách hỏng và nhiễm bẩn, đồng thời phải ngăn ngừa đất cát và tạp chất khác lọt vào bên trong màng lọc của tấm thoát nước.

4 Không được nối dài tấm thoát nước nhựa để sử dụng.

5 Tấm thoát nước nhựa phải được neo cố định ở đáy lỗ, chiều dài bị kéo ngược lên trong quá trình thi công không được vượt quá 0,5 m.

6 Nên sử dụng phương pháp thi công đóng bằng ống vách để thi công tấm thoát nước nhựa, kích thước mặt cắt ngang của ống vách phải đáp ứng yêu cầu về độ thẳng đứng, độ sâu và các yêu cầu về cường độ cũng như độ sâu của ống vách, đồng thời phải giảm thiểu sự xáo trộn đối với đất nền.

7 Nên lắp đặt giày ống khi thi công tấm thoát nước nhựa, hình thức và cấu tạo của giày ống phải thuận lợi cho việc thi công và lưu giữ đầu tấm thoát nước.

7.3.3 Sai số khoảng cách giữa các giếng thoát nước theo phương ngang không được vượt quá 100 mm, sai số độ thẳng đứng không được vượt quá 1,5%, độ sâu không được nhỏ hơn yêu cầu thiết kế, chiều dài chôn vào lớp đệm cát phải lớn hơn 500 mm.

7.3.4 Sau khi hoàn thành thi công cố kết thoát nước, phải kịp thời dọn sạch đất bùn bị đẩy ra xung quanh và sử dụng cát

7.3.5 Đối với công trình gia tải trước đắp, tải trọng gia tải phải được áp dụng theo từng cấp, đảm bảo tính ổn định của nền đất dưới mỗi cấp tải trọng; đối với công trình gia tải trước chân không, có thể hút chân không liên tục một lần đến độ chân không theo yêu cầu thiết kế.

7.3.6 Khi thi công đất gia tải trước đắp, nên áp dụng các biện pháp cách ly hiệu quả để ngăn ngừa đất gia tải làm ô nhiễm nền đường đã đắp.

7.3.7 Trong quá trình gia tải của công trình gia tải trước đắp, cần tiến hành giám sát các hạng mục như biến dạng thẳng đứng của nền đất, dịch chuyển ngang của cọc biên và áp lực nước lỗ rỗng, đồng thời kiểm soát tốc độ gia tải dựa trên số liệu giám sát.

7.3.8 Khi áp dụng phương pháp gia tải trước đắp, tốc độ đắp đất của nền đường phải tuân theo các quy định sau:
1 Thời gian đắp không được nhỏ hơn thời gian cố kết cần thiết để tăng sức kháng cắt của nền đất.
2 Tốc độ lún tại tâm nền đường không được lớn hơn (10\mathrm{mm/d}), tốc độ dịch chuyển ngang tại chân taluy không được lớn hơn (5\mathrm{mm/d}).

7.3.9 Thiết bị hút khí trong gia tải trước chân không nên sử dụng bơm chân không tia phun, khi hút không tải phải đạt lực hút chân không trên (95\mathrm{kPa}). Việc bố trí bơm chân không phải dựa trên diện tích và hình dạng vùng gia tải trước, hiệu suất của bơm chân không và kinh nghiệm công trình, mỗi khu vực gia tải trước phải bố trí ít nhất hai máy bơm chân không.

7.3.10 Đường ống chân không phải được kết nối kín khít, trong đường ống chân không phải bố trí van một chiều và van chặn. Ống lọc phân bố theo phương ngang có thể áp dụng các dạng như dạng dải, dạng lược và dạng lông vũ, việc bố trí ống lọc nên tạo thành mạch vòng. Ống lọc phải được đặt trong lớp đệm cát, phía trên phủ một lớp cát dày (100\mathrm{mm}\sim 200\mathrm{mm}). Ống lọc có thể sử dụng ống thép hoặc ống nhựa, bên ngoài bọc vật liệu lọc như vải địa kỹ thuật.

7.3.11 Màng kín khí phải sử dụng vật liệu không thấm khí có tính chống lão hóa tốt, độ dẻo dai cao và khả năng chống đâm thủng mạnh. Khi kết nối nhiệt màng kín khí nên sử dụng phương pháp hàn kép đường may chồng mí, chiều rộng chồng mí phải lớn hơn (15\mathrm{mm}). Nên trải (2\sim 3) lớp màng kín khí, phía dưới màng nên bố trí vật liệu bảo vệ như vải địa kỹ thuật, xung quanh màng bố trí rãnh kín khí, chôn bốn cạnh của màng dọc theo thành trong rãnh kín khí vào lớp đất, dùng đất sét đầm chặt lấp đầy, trong rãnh phủ nước để kín khí.

7.3.12 Việc hút chân không của các phân khu liền kề trong gia tải trước chân không phải được thực hiện đồng bộ, khi không thể thực hiện đồng bộ phải áp dụng các biện pháp cách ly chống rò rỉ khí giữa các phân khu liền kề.

7.4 Kiểm tra chất lượng

7.4.1

Nội dung kiểm tra chất lượng giếng cát đóng bao bao gồm chủng loại, quy cách của bao cát; khoảng cách giếng theo mặt bằng; số lượng; đường kính; độ sâu cắm; chủng loại cát; hàm lượng hạt mịn; hệ số thấm của cát.

7.4.2

Nội dung kiểm tra chất lượng tấm thoát nước nhựa bao gồm chủng loại, quy cách, khối lượng của tấm thoát nước nhựa; khoảng cách theo mặt bằng; số lượng; độ sâu cắm.

7.4.3

Nội dung kiểm tra chất lượng gia cố chân không bao gồm chủng loại, quy cách, khối lượng của màng bịt kín và ống lọc thoát nước; vị trí bố trí, hình thức, số lượng của ống lọc thoát nước; kết nối giữa các ống lọc thoát nước; kết nối màng bịt kín.

7.4.4

Nội dung kiểm tra chất lượng gia cố đắp tải bao gồm tốc độ đắp tải, mật độ vật liệu đắp và chiều cao đắp của tải trọng đắp trước.

7.4.5

Sau khi gia cố trước, kiểm tra chất lượng phải tuân thủ các quy định sau:

Việc dỡ tải gia cố đắp tải phải tiến hành đánh giá quan trắc biến dạng. Đơn vị thi công cung cấp tài liệu quan trắc theo từng đoạn theo yêu cầu đánh giá; đơn vị đánh giá cung cấp báo cáo đánh giá dỡ tải; đơn vị xây dựng tổ chức các bên thiết kế, thi công, giám sát, đánh giá tham gia để xác định thời gian dỡ tải.
Khi cần thiết, phải tiến hành thí nghiệm cắt cánh hiện trường, thí nghiệm đất trong phòng và thí nghiệm tải trọng trên nền đất đã hoàn thành gia cố trước.

8 Cọc đá (cát) vụn

8.1 Quy định chung

8.1.1 Cọc đá (cát) vụn có thể được sử dụng để xử lý nền đất yếu như đất cát, đất bụi, đất sét pha, đất sét, đất đắp tự nhiên và đất đắp hỗn hợp, cũng như nền đất có khả năng hóa lỏng. Đối với nền đất sét bão hòa có sức kháng cắt không thoát nước nhỏ hơn (20\mathrm{kPa}), cần tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định tính khả dụng.
8.1.2 Trước khi thi công chính thức cọc đá (cát) vụn, phải tiến hành thử nghiệm cọc tại hiện trường để xác định công nghệ thi công, thông số thi công và hiệu quả gia cố.
8.1.3 Tại khu vực tập trung dân cư, nên ưu tiên sử dụng thiết bị có độ ồn thấp, cải tiến công nghệ thi công nhằm giảm thiểu tác động đến môi trường.

8.2 Thiết kế

8.2.1 Phạm vi xử lý bằng cọc đá (cát) vụn nên mở rộng ra ngoài chân taluy đường đắp hoặc mép móng từ (1\sim 2) hàng cọc. Khi xử lý nền đất có khả năng hóa lỏng, chiều rộng mở rộng ra ngoài chân taluy hoặc mép móng không được nhỏ hơn (1/2) chiều dày lớp đất có khả năng hóa lỏng dưới đáy móng.
8.2.2 Vị trí cọc đá (cát) vụn nên bố trí theo hình tam giác đều hoặc hình vuông.
8.2.3 Đường kính cọc thi công bằng phương pháp rung chấn nên lấy từ (500\mathrm{mm}\sim 1200\mathrm{mm}), đường kính cọc thi công bằng phương pháp ống chấn nên lấy từ (300\mathrm{mm}\sim 800\mathrm{mm}).
8.2.4 Khoảng cách giữa các cọc đá (cát) vụn phải được xác định dựa trên tải trọng của kết cấu bên trên và điều kiện địa tầng hiện trường, kết hợp với thiết bị thi công, nên lấy từ (2\sim 3) lần đường kính cọc. Khi xử lý nền đất có khả năng hóa lỏng bằng cọc đá (cát) vụn, khoảng cách giữa các cọc không được lớn hơn giá trị tính theo công thức (8.2.4-1) và (8.2.4-2).

Bố trí hình tam giác đều

(8.2.4-1)

Bố trí hình vuông  (8.2.4-2)

 (8.2.4-3)

Trong đó:
 —— khoảng cách giữa các cọc đá (cát) (m);
 —— đường kính cọc đá (cát) (m);
 —— hệ số hiệu chỉnh, khi xét đến tác dụng đầm chặt dưới rung động, có thể lấy từ 1,1~1,2;
 —— hệ số rỗng của đất cát trước khi xử lý nền, có thể xác định theo mẫu đất nguyên trạng hoặc dựa trên kết quả thí nghiệm xuyên động hoặc xuyên tĩnh so sánh;
 —— hệ số rỗng yêu cầu sau khi ép chặt nền;
 —— hệ số rỗng lớn nhất, nhỏ nhất của đất cát, có thể xác định theo quy định liên quan của *Tiêu chuẩn phương pháp thí nghiệm đất* GB/T 50123 hiện hành;
 —— độ chặt tương đối yêu cầu của đất cát sau khi ép chặt nền, có thể lấy từ 0,70~0,85.

8.2.5 Chiều dài cọc đá (cát) phải được xác định thông qua tính toán dựa trên yêu cầu công trình và điều kiện địa chất, đồng thời tuân thủ các quy định sau:

1 Khi chiều dày lớp đất nền yếu không lớn, chiều dài cọc nên xuyên qua lớp đất yếu.

2 Khi chiều dày lớp đất nền yếu lớn, phải đáp ứng yêu cầu ổn định và chiều dài cọc không nhỏ hơn 2 m dưới mặt trượt nguy hiểm nhất.

3 Khi xử lý nền đất hóa lỏng, chiều dài cọc phải được xác định theo yêu cầu kháng chấn.

4 Chiều dài cọc không nên nhỏ hơn 4 m.

8.2.6 Giữa đỉnh cọc đá (cát) và móng nên bố trí một lớp đệm gia cường bằng sỏi sạn hoặc đá dăm dày 200 mm~500 mm, đồng thời phải đáp ứng các quy định liên quan tại Điều 4.2.8 và Điều 4.2.9 của Quy trình này.

8.2.7 Cát dùng cho cọc cát phải là cát trung đến thô, cát sỏi, hàm lượng hạt mịn không được vượt quá 5%. Vật liệu thân cọc đá phải sử dụng đá dăm, cuội sỏi, cát sỏi lẫn đá, xỉ khoáng và các vật liệu cứng ổn định khác không dễ phong hóa, hàm lượng hạt mịn không vượt quá 5%. Khi thi công bằng phương pháp ống chấn, kích thước hạt không nên lớn hơn 50 mm; khi thi công bằng phương pháp rung chấn, kích thước hạt nên từ 20 mm~150 mm.

8.2.8 Sức chịu tải cho phép của nền đất composite cọc đá (cát) phải được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng nền composite hiện trường, khi thiết kế có thể tính theo công thức sau:

· 40 ·

8.2.8 Sức chịu tải cho phép của nền đất composite

(8.2.8-1)

(8.2.8-2)

Trong đó:
— sức chịu tải cho phép của nền đất composite (kPa);
— sức chịu tải cho phép của cọc (kPa), nên xác định thông qua thí nghiệm tải trọng đơn cọc, khi thiết kế có thể lựa chọn theo kinh nghiệm địa phương;
— sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc sau xử lý (kPa), nên lấy theo kinh nghiệm địa phương, nếu không có kinh nghiệm có thể lấy bằng sức chịu tải cho phép của nền đất tự nhiên;
— tỷ lệ thay thế diện tích;
— đường kính thân cọc (m);
— đường kính tương đương của diện tích xử lý nền đất do một cọc đảm nhận (m), khi bố trí cọc theo tam giác đều lấy ; khi bố trí cọc theo hình vuông lấy ; khi bố trí cọc theo hình chữ nhật lấy . , , lần lượt là khoảng cách giữa các cọc, khoảng cách dọc và khoảng cách ngang (m).

Đối với nền đất sét, nếu không có số liệu thí nghiệm tải trọng hiện trường, khi thiết kế sức chịu tải cho phép của nền đất composite có thể tính theo công thức sau:

(8.2.8-3)

Trong đó:
— tỷ số ứng suất cọc-đất, nếu không có số liệu thực đo có thể lấy từ , đất nguyên trạng có cường độ thấp lấy giá trị lớn, đất nguyên trạng có cường độ cao lấy giá trị nhỏ.

8.2.9 Tính toán ổn định và lún của nền đất composite cọc đá (cát) phải thực hiện theo các quy định liên quan tại Mục 3.2 và Mục 3.4 của Quy trình này.

8.3 Thi công

8.3.1 Thi công cọc đá (cát) có thể sử dụng phương pháp rung chấn hoặc phương pháp ống chấn, trong đó phương pháp ống chấn bao gồm phương pháp tạo cọc bằng ống chấn rung và phương pháp tạo cọc bằng ống chấn đập. Khi dùng để xử lý hóa lỏng cho đất cát và đất bụi, nên sử dụng phương pháp tạo cọc bằng ống chấn rung.

8.3.2 Thi công cọc đá (cát) bằng phương pháp rung chấn có thể lựa chọn thiết bị rung chấn có công suất khác nhau tùy theo tải trọng thiết kế, cường độ đất nguyên trạng, chiều dài cọc thiết kế và các điều kiện khác. Trước khi thi công phải tiến hành thí nghiệm tại hiện trường để xác định các thông số thi công như áp lực nước, dòng điện làm chặt và thời gian lưu rung.

· 41 ·

8.3.3 Thiết bị nâng hạ máy rung chấn có thể sử dụng cần cẩu, xe thi công tự hành dạng giàn khoan hoặc các thiết bị phù hợp khác. Thiết bị thi công phải được trang bị các dụng cụ tự động đo tín hiệu dòng điện, điện áp và thời gian rung giữ.

8.3.4 Tại hiện trường thi công phải bố trí trước hệ thống thoát nước bùn hoặc tổ chức phương tiện vận chuyển vữa để đưa bùn đến địa điểm lưu trữ đã được sắp xếp trước, nên thiết lập bể lắng để tái sử dụng nước trong ở phần trên.

8.3.5 Thi công cọc đá (cát) rung chấn có thể tiến hành theo các bước sau:

1 Dọn dẹp, san phẳng hiện trường thi công, bố trí vị trí cọc.

2 Đưa máy thi công vào vị trí, điều chỉnh máy rung chấn trùng với vị trí cọc.

3 Khởi động bơm cấp nước và máy rung chấn, hạ từ từ máy rung chấn vào đất đến khi đạt độ sâu thiết kế. Ghi lại áp lực nước, dòng điện và thời gian rung giữ tại các độ sâu khác nhau của máy rung chấn.

4 Sau khi tạo lỗ, vừa nâng máy rung chấn vừa phun nước đến miệng lỗ, sau đó hạ xuống đáy lỗ, lặp lại 2~3 lần để mở rộng đường kính lỗ và làm loãng vữa trong lỗ, bắt đầu đổ vật liệu để tạo cọc.

5 Hạ máy rung chấn vào vật liệu để rung chấn tạo cọc, khi dòng điện đạt giá trị dòng điện đầm chặt quy định và thời gian rung giữ quy định, nâng máy rung chấn lên 30 cm~50 cm.

6 Lặp lại các bước trên, tạo cọc từ dưới lên trên theo từng đoạn đến miệng lỗ, ghi lại lượng vật liệu đổ, giá trị dòng điện cuối cùng và thời gian rung giữ tại các đoạn độ sâu khác nhau, tất cả phải phù hợp với quy định thiết kế.

7 Tắt máy rung chấn và bơm nước.

8.3.6 Trong thi công bằng phương pháp ống chìm, cần lựa chọn cấu trúc mũi cọc có khả năng thoát vật liệu thuận lợi và ép chặt vật liệu cát trong lỗ cọc hiệu quả. Khi sử dụng mũi cọc dạng cánh mở, đối với nền đất cát và đất bụi nên chọn loại hình nón nhọn, đối với nền đất sét nên chọn loại đáy phẳng, mũi cọc dùng một lần có thể sử dụng mũi cọc hình nón bằng bê tông.

8.3.7 Trong thi công tạo cọc bằng phương pháp ống chìm rung động, phải kiểm soát chặt chẽ chiều cao rút ống, tốc độ rút ống, số lần và thời gian ép ống, lượng vật liệu đá/cát đổ, dòng điện làm việc của động cơ để đảm bảo thân cọc liên tục, đồng đều và đầm chặt.

8.3.8 Thi công cọc đá (cát) bằng phương pháp ống chìm rung động có thể tiến hành theo các bước sau:

1 Dọn dẹp, san phẳng hiện trường thi công, bố trí vị trí cọc.

2 Đưa máy thi công vào vị trí, điều chỉnh ống chìm thẳng đứng trùng với vị trí cọc.

3 Tạo lỗ bằng rung động, sử dụng trọng lượng búa và trọng lượng bản thân ống chìm để từ từ ép tĩnh 1 m~2 m sau đó khởi động búa rung để hạ ống chìm, cứ mỗi lần hạ 0,5 m~1,0 m, rung giữ 5~10 s, cho đến khi đạt độ sâu thiết kế.

· 42 ·

4 Đổ đá

Khi ống chìm đạt đến độ sâu thiết kế hoặc khi rút ống lên khỏi mặt đất, phải kịp thời đổ đá hoặc bổ sung đá cho đầy.

5 Đảo chiều (phản삽)

Sau khi tạo lỗ bằng rung động, dừng rung và đổ đá đầy, tiến hành rung trước khi bắt đầu rút ống, vừa rung vừa rút, mỗi lần rút ống cao 0,5 m ~ 1,0 m, độ sâu đảo chiều 0,3 m ~ 0,5 m, và dừng rút để rung trong 5 ~ 10 s.

6 Tạo cọc bằng gia áp.

8.3.9

Phương pháp tạo cọc bằng đóng ống chìm kiểu búa đập phải kiểm soát chiều cao rút ống, lượng đá (cát) đổ theo đoạn, và độ lún cắm dựa trên năng lượng của búa đập để đảm bảo chất lượng thân cọc.

8.3.10

Quá trình thi công cọc đá (cát) bằng phương pháp đóng ống chìm kiểu búa đập có thể thực hiện theo các bước sau:

1 Dọn dẹp, san phẳng hiện trường thi công, bố trí vị trí cọc.

2 Đưa máy móc thi công vào vị trí, đảm bảo ống chìm thẳng đứng và căn chỉnh đúng vị trí cọc.

3 Đổ đá tạo nút: đổ một lượng đá (cát) thích hợp vào ống dẫn, tạo thành “nút đá” với chiều cao 0,6 m ~ 1,2 m.

4 Đóng ống chìm bằng đập trong: sử dụng búa đập tác động nhiều lần vào nút đá bên trong ống, thông qua lực ma sát giữa đá (cát) và thành trong ống để kéo ống dẫn cùng nút đá chìm xuống đất đến độ sâu định trước.

5 Đổ và đập theo đoạn: rút ống, bổ sung vật liệu, đầm chặt, lặp lại chu trình cho đến khi hoàn thành tạo cọc.

6 Hoàn thành tạo cọc.

8.3.11

Đối với việc thi công cọc đá (cát) chủ yếu nhằm mục đích đầm chặt trong nền đất cát và đất bụi, phải tiến hành từ ngoài vào trong hoặc từ hai bên vào giữa, thi công cọc ở giữa theo phương pháp cách cọc (nhảy cọc); đối với nền đất sét chủ yếu nhằm mục đích thay thế, nên thi công từ trong ra ngoài hoặc theo phương pháp cách hàng, trong cùng một hàng cũng có thể thi công cách cọc; khi thi công gần công trình xây dựng (kết cấu) hiện hữu, phải tiến hành theo hướng xa dần công trình xây dựng (kết cấu).

8.3.12

Trong quá trình thi công, sai lệch vị trí cọc theo phương ngang không được lớn hơn 0,3 lần đường kính ngoài của ống vây, độ lệch độ thẳng đứng của ống vây không được lớn hơn 1%.

8.3.13

Sau khi thi công cọc đá (cát), phải đào bỏ hoặc đầm chặt lớp đất rời trên bề mặt dưới mặt đất, sau đó rải và đầm chặt lớp đệm đá (cát).

8.4 Kiểm tra chất lượng

8.4.1

Nội dung kiểm tra chất lượng cọc đá (cát) phải bao gồm mật độ chặt của thân cọc, xử lý đất giữa các cọc

• 43 •

8.4.2 Sau khi kết thúc thi công, phải tiến hành kiểm tra chất lượng sau một khoảng thời gian nhất định. Đối với nền đất sét, thời gian gián đoạn khuyến nghị là 28 ngày; đối với nền đất sét pha, khuyến nghị là 21~28 ngày; đối với nền đất cát pha, khuyến nghị là 14~21 ngày; đối với nền đất cát và đất lấp hỗn hợp, không nên ít hơn 7 ngày. Đất đắp thuần và đất lấp hỗn hợp nên áp dụng theo loại đất chính trong thành phần của chúng.

8.4.3 Mật độ chặt của thân cọc đá (cát) được kiểm tra bằng thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn hoặc thí nghiệm xuyên động nặng.

8.4.4 Hiệu quả xử lý đất giữa các cọc đá (cát) được kiểm tra bằng phương pháp xuyên tiêu chuẩn hoặc thí nghiệm xuyên tĩnh, vị trí kiểm tra phải nằm tại trọng tâm hình học giữa các cọc.

8.4.5 Kiểm tra sức chịu tải của nền đất composite cọc đá (cát) phải sử dụng thí nghiệm tải trọng tấm nén phẳng.

9 Cọc ép chặt đất vôi (đất xi măng)

9.1 Quy định chung

9.1.1 Cọc ép chặt đất vôi (đất xi măng) có thể được sử dụng để xử lý nền đất trên mực nước ngầm như đất hoàng thổ ướt lún, đất đắp tự nhiên và đất đắp hỗn hợp. Khi mục đích chính là loại bỏ tính ướt lún của nền đất, nên lựa chọn cọc ép chặt đất vôi. Khi mục đích chính là nâng cao sức chịu tải của nền đất, tăng cường tính ổn định nước, giảm tính nén lún và kiểm soát biến dạng lún của nền đất, nên lựa chọn cọc ép chặt đất xi măng. Khi yêu cầu về biến dạng không cao và mục đích chính là loại bỏ tính ướt lún, có thể sử dụng cọc ép chặt đất tự nhiên.
9.1.2 Trước khi thi công, cần lựa chọn đoạn đại diện để tiến hành thử nghiệm công nghệ, xác định quy trình thi công và các thông số kỹ thuật.

9.2 Thiết kế

9.2.1 Phạm vi xử lý bằng cọc ép chặt đất vôi (đất xi măng) nên mở rộng ra ngoài chân mái dốc đường đắp từ (1\sim 2) hàng cọc; đối với nền đất hoàng thổ ướt lún tự trọng, phạm vi xử lý phải mở rộng ra ngoài chân mái dốc đường đắp không nhỏ hơn (3\mathrm{m}).
9.2.2 Cọc ép chặt đất vôi (đất xi măng) nên được bố trí theo hình tam giác đều, hình vuông hoặc hình chữ nhật.
9.2.3 Đường kính lỗ cọc ép chặt đất vôi (đất xi măng) có thể được xác định dựa trên thiết bị tạo lỗ, phương pháp tạo lỗ và chiều sâu xử lý nền đất. Khi chiều sâu xử lý ép chặt nhỏ hơn hoặc bằng (12\mathrm{m}), đường kính cọc nên từ (350\mathrm{mm}\sim 450\mathrm{mm}); khi chiều sâu xử lý ép chặt vượt quá (12\mathrm{m}), có thể sử dụng phương pháp khoan trước, đường kính lỗ khoan nên từ (250\mathrm{mm}\sim 350\mathrm{mm}), đường kính cọc nên từ (500\mathrm{mm}\sim 600\mathrm{mm}).
9.2.4 Chiều sâu xử lý nền đất bằng cọc ép chặt đất vôi (đất xi măng) phải được xác định dựa trên tình trạng đất nền, yêu cầu công trình và thiết bị tạo lỗ cùng đầm chặt. Đối với nền đất hoàng thổ ướt lún, phải tuân thủ các quy định liên quan trong tiêu chuẩn hiện hành Tiêu chuẩn xây dựng ở vùng đất hoàng thổ ướt lún GB50025.

9.2.5 Vật liệu đắp trong hố cọc đất vôi (đất xi măng) của cọc ép chặt đất vôi (đất xi măng) phải được xác định dựa trên yêu cầu công trình hoặc mục đích xử lý nền đất, chất lượng đầm chặt thân cọc được kiểm soát bằng hệ số đầm chặt trung bình . Khi sử dụng đất vôi hoặc đất xi măng để đắp phân lớp và đầm chặt phân lớp trong hố cọc, giá trị hệ số đầm chặt trung bình của thân cọc không được nhỏ hơn 0,97 (đầm chặt tiêu chuẩn nhẹ).

9.2.6 Đất sử dụng cho cọc ép chặt đất vôi (đất xi măng) phải đáp ứng yêu cầu thiết kế, hàm lượng chất hữu cơ không được lớn hơn 5%, kích thước hạt đất không được lớn hơn 15 mm, không được chứa đất tạp, đất đóng băng, đất trương nở và gạch, ngói, đá.

9.2.7 Đỉnh cọc ép chặt đất vôi (đất xi măng) phải bố trí lớp đệm gia cường bằng đất vôi hoặc đất xi măng dày từ 500 mm đến 1000 mm, hệ số đầm chặt không được nhỏ hơn 0,95, và phải đáp ứng các quy định liên quan tại Điều 4.2.7 và 4.2.9 của Quy trình này.

9.2.8 Khoảng cách giữa các cọc nên lấy bằng 2,0~2,5 lần đường kính hố cọc, cũng có thể tính toán theo công thức kinh nghiệm dưới đây:

(9.2.8)

Trong đó:
— hệ số, khi bố trí cọc theo hình tam giác đều lấy = 0,95; khi bố trí cọc theo hình vuông lấy = 0,89;
— khoảng cách tâm giữa các hố cọc (m);
— đường kính hố đắp ép chặt (m);
— đường kính hố khoan trước (m), đối với phương pháp ép chặt không khoan trước lấy bằng 0;
— khối lượng thể tích khô lớn nhất của đất giữa các cọc xác định bằng thí nghiệm đầm chặt tiêu chuẩn nhẹ (t/m³);
— khối lượng thể tích khô trung bình của các lớp đất trong phạm vi tầng nén trước khi ép chặt nền (t/m³);
— hệ số ép chặt trung bình của đất giữa ba hố cọc sau khi ép chặt hố (đạt đường kính hố đắp ép chặt ), nên lấy từ 0,90~0,93.

9.2.9 Hệ số ép chặt trung bình của đất giữa các cọc đất vôi (đất xi măng) ép chặt phải được tính theo công thức sau:

(9.2.9)

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo quy tắc đã nêu:

Trong đó — khối lượng thể tích khô trung bình của đất giữa các cọc trong phạm vi chiều sâu đầm chặt tạo lỗ (t/m³), số lượng mẫu thử trung bình không được ít hơn 6 tổ.

9.2.10 Lượng vật liệu lấp lỗ cọc đầm chặt bằng hỗn hợp vôi-đất (xi măng-đất) có thể tính theo công thức sau:

(9.2.10)

Trong đó:
— tổng trọng lượng vật liệu lấp (t);
— tổng số cọc;
— đường kính cọc (m);
— chiều sâu cọc trung bình (m);
— khối lượng thể tích khô lớn nhất của vật liệu lấp thân cọc (t/m³);
— độ ẩm tối ưu của vật liệu lấp, là độ ẩm khi khối lượng thể tích khô của vật liệu đạt giá trị lớn nhất, có thể xác định bằng thí nghiệm đầm nện hoặc theo kinh nghiệm địa phương hoặc lấy , trong đó là giới hạn dẻo.

9.2.11 Sức chịu tải cho phép của nền đất gia cố bằng cọc đầm chặt hỗn hợp vôi-đất (xi măng-đất) phải được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng nền đất gia cố tại hiện trường, khi thiết kế có thể tính theo công thức sau:

(9.2.11)

Trong đó:
— sức chịu tải cho phép của nền đất gia cố bằng cọc đầm chặt hỗn hợp vôi-đất (xi măng-đất) (kPa);
— sức chịu tải cho phép của thân cọc (kPa), nên xác định bằng thí nghiệm tải trọng cọc đơn;
— sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc sau xử lý (kPa), nên lấy theo kinh nghiệm địa phương, nếu không có kinh nghiệm có thể lấy bằng sức chịu tải cho phép của nền đất tự nhiên;
— tỷ lệ thay thế diện tích;
— hệ số tăng sức chịu tải của đất giữa các cọc: khi tạo lỗ không đẩy đất, lấy 1,05 ~ 1,15; khi tạo lỗ đẩy đất: đối với đất sét thông thường, lấy 1,1 ~ 1,2; đối với đất lấp hỗn hợp, đất lấp sạch, đất có lỗ rỗng lớn, phải xác định bằng thí nghiệm tại hiện trường.

9.2.12 Tính ổn định và độ lún của nền đất gia cố bằng cọc đầm chặt hỗn hợp vôi-đất (xi măng-đất) phải được tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.2 và Mục 3.4 của Quy trình này.

9.3 Thi công

9.3.1 Việc tạo lỗ cọc đầm chặt bằng hỗn hợp vôi-đất (xi măng-đất) phải tuân theo yêu cầu thiết kế, thiết bị tạo lỗ, điều kiện hiện trường

· 47 ·

Dựa trên quy định bắt buộc, dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên môn sang tiếng Việt:

Căn cứ vào điều kiện đất nền và môi trường xung quanh, có thể lựa chọn các phương pháp như đóng cọc ống (rung, đập, ép tĩnh), va đập hoặc đầm nở.

9.3.2

Trước khi thi công cọc nén chặt bằng hỗn hợp vôi-đất (hoặc xi măng-đất), phải tiến hành thử nghiệm công nghệ tạo cọc tại hiện trường thi công trên khu vực có tính đại diện, nhằm kiểm chứng các thông số thiết kế và hiệu quả thi công, xác định quy trình thi công và thông số thi công.

9.3.3

Chiều dày lớp đất phủ dự phòng phía trên cao độ thiết kế đỉnh cọc nén chặt bằng hỗn hợp vôi-đất (hoặc xi măng-đất) phải tuân theo các quy định sau:

Đối với tạo lỗ bằng phương pháp đóng cọc ống (rung, đập, ép tĩnh), chiều dày lớp phủ nên lấy từ 0,50 m ~ 0,70 m.
Đối với tạo lỗ bằng phương pháp va đập, chiều dày lớp phủ nên lấy từ 1,20 m ~ 1,50 m.

9.3.4

Khi tạo lỗ cho cọc nén chặt bằng hỗn hợp vôi-đất (hoặc xi măng-đất), độ ẩm của đất nền nên gần với độ ẩm tối ưu hoặc giới hạn dẻo. Khi độ ẩm của đất thấp hơn 12% (đặc biệt khi độ ẩm trong toàn bộ phạm vi chiều sâu xử lý phổ biến rất thấp), cần tiến hành tăng ẩm cho lớp đất trong phạm vi dự kiến xử lý. Việc tăng ẩm phải được thực hiện trước khi xử lý nền đất từ 4 ngày ~ 6 ngày, thông qua các lỗ thấm nước với số lượng và độ sâu nhất định để nước ngấm đều vào lớp đất trong phạm vi xử lý. Lượng nước bổ sung cho đất tăng ẩm có thể tính theo công thức sau:

Trong đó:

— lượng nước bổ sung tính toán (tấn);
— tổng thể tích đất cần gia cố (m³);
— khối lượng thể tích khô trung bình của đất trước khi xử lý nền (tấn/m³);
— độ ẩm tối ưu của đất, xác định thông qua thí nghiệm đầm nén trong phòng;
— độ ẩm trung bình của đất trước khi xử lý nền;
— hệ số tổn thất, có thể lấy từ 1,05 ~ 1,10.

9.3.5

Việc tạo lỗ và đầm nén vật liệu lấp đầy trong lỗ cho cọc nén chặt bằng hỗn hợp vôi-đất (hoặc xi măng-đất) phải tuân theo các quy định sau:

Tạo lỗ nén chặt phải tiến hành theo từng đợt xen kẽ. Trình tự thi công tạo lỗ và đầm nén vật liệu lấp đầy trong lỗ:
- Đối với xử lý toàn bộ diện tích, nên tiến hành từ trong (hoặc giữa) ra ngoài theo khoảng cách 1 ~ 2 lỗ;
- Đối với các công trình lớn, có thể áp dụng phương pháp thi công theo phân đoạn;
- Đối với xử lý cục bộ, nên tiến hành từ ngoài vào trong theo khoảng cách 1 ~ 2 lỗ.
Sau khi tạo lỗ phải tiến hành đầm lấp ngay. Khi xảy ra hiện tượng co thắt nghiêm trọng hoặc bồi lấp lại trong lỗ cọc, có thể căn cứ vào tình hình thực tế để lấp cát khô, đá vôi sống dạng khối hoặc đá dăm để tạo lỗ lại.
Vật liệu lấp cho cọc nén chặt phải được trộn bằng máy và sử dụng ngay sau khi trộn. Vật liệu lấp đầy trong lỗ cọc phải được trộn...

• 48 •

9.3 Thi công cọc ép chặt bằng đất vôi (đất xi măng)

4 Sai số độ thẳng đứng của hố cọc không nên vượt quá 1,5%.

5 Sai số cho phép vị trí cọc (theo phương dọc và ngang) là 50 mm.

6 Sau khi kiểm tra hố cọc đạt yêu cầu, tiến hành đổ vật liệu đất vôi hoặc đất xi măng đã sàng phân lớp vào hố và đầm chặt từng lớp. Quá trình đổ và đầm không nên gián đoạn hoặc thi công cách ngày.

7 Chiều cao đầm lèn nên cao hơn cao độ thiết kế đỉnh cọc từ 200 mm ~ 300 mm.

9.3.6

Trước khi thi công lớp đệm đầu cọc cho cọc ép chặt bằng đất vôi (đất xi măng), phải đào bỏ phần đầu cọc nhô cao vượt quá cao độ thiết kế đỉnh cọc theo yêu cầu thiết kế, đồng thời đào bỏ hoặc đầm (nén) chặt lớp đất xung quanh cọc bị xáo động.

9.3.7

Khi thi công cọc ép chặt bằng đất vôi (đất xi măng) vào mùa mưa hoặc mùa đông, phải áp dụng biện pháp chống mưa hoặc chống đóng băng để tránh đất vôi hoặc đất xi măng bị nước mưa làm ướt hoặc đóng băng. Vào mùa hè, cần tránh để vật liệu điền đầy thân cọc bị phơi nắng quá khô.

9.4 Kiểm tra chất lượng

9.4.1

Nội dung kiểm tra chất lượng cọc ép chặt bằng đất vôi (đất xi măng) bao gồm mật độ chặt của thân cọc và đất giữa các cọc, sức chịu tải của nền móng composite, đối với nền đất hoàng thổ có tính lún ướt còn phải kiểm tra hệ số lún ướt của đất giữa các cọc.

9.4.2

Sau khi thi công cọc ép chặt bằng đất vôi (đất xi măng) từ 7 ngày ~ 14 ngày, phải tiến hành kiểm tra chất lượng thân cọc.

9.4.3

Sau khi thi công cọc ép chặt bằng đất vôi (đất xi măng) 7 ngày, phải tiến hành kiểm tra hiệu quả xử lý đất giữa các cọc.

9.4.4

Kiểm tra sức chịu tải của cọc ép chặt bằng đất vôi (đất xi măng) nên tiến hành sau khi tạo cọc 28 ngày.

• 49 •

10 Cọc đầm mở rộng bằng chày cột

10.1 Quy định chung

10.1.1 Cọc đầm mở rộng bằng chày cột có thể được sử dụng để xử lý nền đất loess, đất pha cát, đất sét, đất đắp tự nhiên và đất đắp hỗn hợp. Đối với các lớp đất bão hòa rời rạc, cần tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định tính khả dụng.
10.1.2 Trước khi thi công, phải tiến hành thí nghiệm công nghệ để xác định quy trình thi công và các thông số liên quan.

10.2 Thiết kế

10.2.1 Phạm vi xử lý bằng cọc đầm mở rộng bằng chày cột nên mở rộng ra ngoài chân taluy đường đắp từ (1\sim 2) hàng cọc; đối với nền đất loess tự lún ướt, phạm vi xử lý phải mở rộng ra ngoài chân taluy đường đắp không nhỏ hơn (3\mathrm{m}). Khi yêu cầu loại bỏ hóa lỏng nền đất, chiều rộng mở rộng ra ngoài chân taluy đường đắp hoặc mép móng không được nhỏ hơn (1/2) chiều dày lớp đất có thể hóa lỏng dưới đáy móng, và không nhỏ hơn (5\mathrm{m}).
10.2.2 Cọc đầm mở rộng bằng chày cột có thể bố trí theo hình tam giác đều, hình vuông hoặc hình chữ nhật. Khoảng cách giữa các cọc nên từ (1.0 \mathrm{m} \sim 2.0 \mathrm{m}).
10.2.3 Đường kính cọc đầm mở rộng bằng chày cột nên từ (600\mathrm{mm}\sim 800\mathrm{mm}).
10.2.4 Chiều sâu xử lý bằng cọc đầm mở rộng bằng chày cột có thể được xác định dựa trên điều kiện địa chất công trình và yêu cầu thiết kế, nhưng không nên lớn hơn (25\mathrm{m}). Chiều sâu xử lý phải đến lớp chịu lực; khi lớp chịu lực ở sâu, cần xác định theo khả năng chịu tải của lớp đất dưới và giá trị cho phép biến dạng của nền đường; đối với nền đất loess tự lún ướt, phải xác định theo các quy định liên quan của tiêu chuẩn tương ứng.
10.2.5 Vật liệu thân cọc có thể sử dụng đất xi măng, đất vôi, cát đá. Khi sử dụng các vật liệu khác, cần tiến hành thí nghiệm để xác định tính khả dụng và tỷ lệ phối trộn.
10.2.6 Nền đất hỗn hợp cọc đầm mở rộng bằng chày cột phải bố trí lớp đệm gia cường bằng đá dăm, sỏi cuội, đất vôi hoặc đất xi măng trên đỉnh cọc. Chiều dày lớp đệm đá dăm, sỏi cuội nên từ (200\mathrm{mm}\sim 500\mathrm{mm}); chiều dày lớp đệm đất vôi hoặc đất xi măng nên từ (500\mathrm{mm}\sim 1000\mathrm{mm}), và phải đáp ứng các quy định liên quan tại Điều 4.2.7 ~ 4.2.9 của Quy trình này.

· 50 ·

10.2.7

Sức chịu tải cho phép của nền đất composite cọc đầm mở rộng bằng búa cọc phải được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng hiện trường trên nền composite, khi thiết kế có thể tính toán theo công thức sau:

(10.2.7)

Trong đó:
— Sức chịu tải cho phép của nền đất composite cọc đầm mở rộng bằng búa cọc (kPa);
— Sức chịu tải cho phép của cọc (kPa), nên được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng đơn cọc hoặc kinh nghiệm địa phương;
— Sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc sau xử lý (kPa), nên lấy theo kinh nghiệm địa phương, nếu không có kinh nghiệm có thể lấy bằng sức chịu tải cho phép của nền đất tự nhiên;
— Tỷ lệ thay thế diện tích, có thể lấy từ 0,2~0,5;
— Hệ số tăng cường sức chịu tải của đất giữa các cọc, khi tạo lỗ không gây xáo trộn đất, lấy 1,1~1,2;
khi tạo lỗ gây xáo trộn đất, đối với đất sét thông thường, lấy 1,15~1,3; đối với đất lấp hỗn hợp, đất lấp sét, đất có lỗ rỗng lớn, phải xác định thông qua thí nghiệm hiện trường.

10.2.8

Tính ổn định và độ lún của nền đất composite cọc đầm mở rộng bằng búa cọc phải được tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.2 và Mục 3.4 của Quy trình này.

10.3 Thi công

10.3.1

Phương pháp cọc đầm mở rộng bằng búa cọc nên sử dụng búa cọc có đường kính 300 mm~500 mm, chiều dài 2 m~6 m, khối lượng 1 t~8 t để thi công.

10.3.2

Khi chiều sâu xử lý nền đất lớn, có thể sử dụng máy khoan xoắn dạng bánh xích hoặc máy xúc cơ học kiểu Lạc Dương để lấy đất tạo lỗ trước, sau đó dùng búa cọc đầm mở rộng thành cọc. Sai số độ thẳng đứng của lỗ cọc không nên vượt quá 1,5%, sai số tâm điểm lỗ cọc không nên vượt quá 5% khoảng cách thiết kế giữa các cọc.

10.3.3

Khi chiều sâu xử lý nền đất không vượt quá 6 m, có thể trực tiếp sử dụng búa cọc để tạo lỗ. Tùy theo tính chất đất và tình hình nước ngầm, có thể áp dụng các phương pháp tạo lỗ sau cho cọc đầm bằng búa cọc:

1 Tạo lỗ bằng va chạm: Nâng búa cọc lên một độ cao nhất định, thả tự do rơi xuống va chạm vào lớp đất, lặp lại quá trình va chạm như vậy, khi gần đạt đến độ sâu thiết kế của lỗ, có thể đổ một lượng nhỏ cốt liệu thô vào lỗ và tiếp tục đầm cho đến khi đáy lỗ được đầm chặt.

2 Tạo lỗ bằng va chạm kết hợp đổ vật liệu: Khi tạo lỗ xuất hiện hiện tượng co thắt cổ cọc hoặc sập lỗ, có thể lần lượt đổ đá dăm và đá vôi sống vào, vừa va chạm vừa ép vật liệu vào thành và đáy lỗ, khi đáy lỗ gần đạt đến độ sâu thiết kế, đầm một phần đá dăm để nén chặt đất đầu cọc.

· 51 ·

3. Đóng lại tạo lỗ:

Khi sụt lở hố khoan nghiêm trọng khó tạo lỗ, có thể nâng búa đập lặp lại đến độ sâu thiết kế của lỗ, sau đó đổ từng đợt đá dăm và đá vôi sống vào, đợi đá vôi sống trong lỗ hút nước trương nở, tính chất đất giữa các cọc được cải thiện, sau đó tiến hành đập lại lần hai để tạo lỗ.

4 Khi áp dụng các phương pháp trên vẫn khó tạo lỗ, có thể sử dụng phương pháp tạo lỗ bằng ống vách, tức dùng búa cọc vừa đập lỗ vừa ép ống vách vào đất cho đến cao độ đáy cọc thiết kế.

10.3.4 Các bước thi công và yêu cầu kỹ thuật của phương pháp cọc búa đập mở rộng như sau:

Dọn dẹp và san phẳng mặt bằng thi công, phải dọn sạch toàn bộ đất tơi trên cao độ đỉnh cọc.
Bố trí vị trí cọc, xác định chính xác vị trí lỗ cọc và tiến hành đánh số.
Trình tự tạo lỗ phải tiến hành từ ngoài vào trong, cách quãng theo hàng, tránh sai vị trí hoặc bỏ sót lỗ.
Sau khi máy đập mở rộng bằng búa cọc vào vị trí, phải đảm bảo máy phẳng và ổn định, sao cho búa cọc căn chỉnh vào tâm lỗ và có thể rơi tự do xuống đáy lỗ, đảm bảo áp lực năng lượng động.
Tạo cọc: Sau khi tạo lỗ đạt độ sâu yêu cầu, dùng phễu chứa liệu tiêu chuẩn hoặc xe chở liệu để đổ hỗn hợp vật liệu điền lỗ theo từng lớp và đầm chặt từng lớp. Khối lượng búa, chiều dài búa, chiều cao rơi, lượng vật liệu điền từng lớp, độ đầm chặt từng lớp, số lần đầm, tổng lượng vật liệu điền v.v. phải được xác định dựa trên thí nghiệm hoặc kinh nghiệm địa phương. Mỗi lỗ cọc phải được đầm điền đến cao độ đỉnh cọc thiết kế trở lên ít nhất 0,5 m, phần trên của lỗ cọc nên dùng đất nguyên thổ để đầm bịt. Trong quá trình thi công phải ghi chép đầy đủ và xử lý kịp thời các vấn đề phát hiện được.
Di chuyển thiết bị thi công, lặp lại các bước trên để thi công cọc tiếp theo.

10.3.5 Trình tự thi công tạo lỗ và đầm chặt vật liệu điền lỗ nên tiến hành cách quãng.

10.3.6 Bịt đầu cọc hoặc đập đáy có thể sử dụng búa phẳng có trọng lượng từ 20 kN ~ 100 kN, đồng thời rải và đầm chặt lớp đệm.

10.4 Kiểm tra chất lượng

10.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng cọc búa đập mở rộng phải bao gồm độ chặt của thân cọc và đất giữa các cọc, sức chịu tải của nền móng composite, đối với nền đất hoàng thổ có tính lún ướt còn phải kiểm tra hệ số lún ướt của đất giữa các cọc.

10.4.2 Sau khi thi công cọc búa đập mở rộng kết thúc từ 7 d ~ 14 d, sử dụng phương pháp xuyên động nặng, khoan lấy mẫu để kiểm tra chất lượng thân cọc.

Số lượng kiểm tra không được ít hơn (3 \text{‰}) tổng số cọc, và không ít hơn 3 cọc.
Trong phạm vi toàn bộ chiều dài cọc, lấy mẫu gần tâm cọc bằng máy khoan, cứ mỗi (2\mathrm{m}) lấy một mẫu

· 52 ·

10.4.3 Sau khi thi công cọc va đập mở rộng từ 7 đến 14 ngày, phải tiến hành kiểm tra hiệu quả xử lý đất giữa các cọc:

1 Mỗi đoạn liên tục 50 m dọc theo tuyến đường sắt phải lấy mẫu kiểm tra không ít hơn 3 vị trí.
2 Tại điểm trọng tâm giữa các cọc và trong phạm vi chiều sâu đầm chặt của lỗ khoan, sử dụng máy khoan lấy mẫu, cứ mỗi 2 m lấy mẫu một lần để xác định khối lượng thể tích khô và tiến hành thí nghiệm nén; đối với đất hoàng thổ có tính lún ướt, còn phải tiến hành thí nghiệm lún ướt.

10.4.4 Việc kiểm tra sức chịu tải của cọc va đập mở rộng nên được tiến hành sau khi tạo cọc 28 ngày, phải sử dụng thí nghiệm tải trọng cọc đơn hoặc nền đất composite, số lượng kiểm tra là 2‰ tổng số cọc, và không ít hơn 3 cọc.

11 Cọc xi măng đất trộn

11.1 Quy định chung

11.1.1 Cọc xi măng đất trộn có thể được sử dụng để xử lý nền đất gồm bùn sét cố kết bình thường, đất bùn sét, đất pha sét, đất hoàng thổ bão hòa, đất đắp không gia cố, đất sét dính, và đất cát rời bão hòa không có nước ngầm chảy.

11.1.2 Khi sử dụng cọc xi măng đất trộn để xử lý đất than bùn, đất hữu cơ, đất có giá trị pH nhỏ hơn 4, đất sét có chỉ số dẻo lớn hơn 25, hoặc sử dụng tại khu vực chưa có kinh nghiệm thi công, phải tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định tính khả thi. Khi độ ẩm tự nhiên của đất nền nhỏ hơn (30%) (đối với đất hoàng thổ nhỏ hơn (25%)), không nên sử dụng cọc trộn bột khô.

11.1.3 Khi chiều sâu xử lý nền lớn và yêu cầu sức chịu tải cao, nên sử dụng cọc xi măng đất trộn đa hướng hoặc cọc vữa xi măng cát trộn đa hướng.

11.1.4 Trước khi xác định phương án xử lý bằng cọc xi măng đất trộn, cần điều tra chi tiết tình hình phân lớp và thành phần của đất nền, bao gồm độ ẩm, chỉ số dẻo, hàm lượng hữu cơ, tính xâm thực của nước ngầm và giá trị pH.

11.1.5 Trước khi thi công cọc xi măng đất trộn, phải tiến hành thí nghiệm cấp phối trong phòng để lựa chọn xi măng, phụ gia và hàm lượng đáp ứng yêu cầu cường độ thiết kế, đồng thời tiến hành thí nghiệm công nghệ để xác định tính khả thi, lượng phun bột (vữa), tốc độ nâng cần và các thông số công nghệ thi công khác.

11.2 Thiết kế

11.2.1 Phạm vi xử lý bằng cọc xi măng đất trộn không nên nhỏ hơn phạm vi đáy móng, đối với nền đường đắp nên xử lý đến chân taluy đắp, đối với móng cứng nên mở rộng thích hợp.

11.2.2 Vị trí cọc xi măng đất trộn nên bố trí theo hình tam giác đều, hình vuông hoặc hình chữ nhật.

11.2.3 Đường kính cọc xi măng đất trộn nên lấy bằng (500\mathrm{mm}).

11.2.4 Việc xác định chiều dài cọc xi măng đất trộn phải tuân theo các quy định sau:

· 54 ·

1 Chiều dài cọc khuấy trộn chịu tải đứng

Chiều dài cọc khuấy trộn chịu tải đứng phải được xác định dựa trên yêu cầu về sức chịu tải, ổn định và biến dạng của kết cấu bên trên, và nên xuyên qua lớp đất yếu để đến lớp đất có sức chịu tải tương đối cao hơn.

2 Đối với cọc khuấy trộn được bố trí nhằm nâng cao ổn định chống trượt

Chiều dài cọc phải vượt quá cung trượt nguy hiểm ít nhất 2 m.

11.2.5

Cọc đất xi măng khuấy trộn nên sử dụng xi măng poóc lăng thông thường có cấp độ bền từ 42.5 trở lên, hàm lượng xi măng có thể lấy từ 12% ~ 20% khối lượng đất được gia cố, tỷ lệ nước-xi măng nên từ 0,45 ~ 0,55.

11.2.6

Nền đất composite cọc đất xi măng khuấy trộn phải bố trí lớp đệm gia cường trên đỉnh cọc, chiều dày nên từ 200 mm ~ 500 mm, và phải đáp ứng các quy định liên quan tại Điều 4.2.8 và Điều 4.2.9 của Quy trình này.

11.2.7

Sức chịu tải đứng của cọc đơn nên được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng hiện trường, khi thiết kế có thể tính toán theo các công thức sau và lấy giá trị nhỏ hơn:

Trong đó:
— Sức chịu tải cho phép của cọc đơn (kN);
— Hệ số giảm cường độ thân cọc, đối với cọc khuấy trộn dạng bột có thể lấy 0,20 ~ 0,30, đối với cọc khuấy trộn dạng vữa có thể lấy 0,25 ~ 0,33;
— Cường độ nén trung bình của mẫu đất gia cố trong phòng (hình lập phương cạnh 70,7 mm, cũng có thể sử dụng mẫu lập phương cạnh 50 mm) có cùng tỷ lệ phối trộn đất xi măng với thân cọc, dưỡng hộ trong điều kiện tiêu chuẩn đến tuổi 90 ngày (kPa);
— Diện tích tiết diện thân cọc (m²);
— Chu vi thân cọc (m);
— Sức kháng ma sát cho phép của lớp đất thứ quanh cọc (kPa);
— Chiều dày lớp đất thứ quanh cọc (m);
— Hệ số giảm sức chịu tải cho phép của đất nền đầu cọc, có thể lấy 0,4 ~ 0,6, khi sức chịu tải cao thì lấy giá trị thấp;
— Sức chịu tải cho phép của đất nền đầu cọc (kPa);
— Số lớp đất được phân chia trong phạm vi chiều dài cọc.

· 55 ·

11.2.8 Sức chịu tải đứng của nền đất gia cố bằng cọc xi măng đất nên được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng hiện trường trên nền đất composite một cọc hoặc nhiều cọc, khi thiết kế có thể tính toán theo các công thức sau:

Trong đó:
— sức chịu tải cho phép của nền đất composite (kPa);

— sức chịu tải cho phép của đất nền tự nhiên giữa các cọc (kPa);

— hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc, đối với đất giữa các cọc dưới móng cứng là bùn, đất bùn yếu và đất mềm ở trạng thái chảy có mức độ cố kết kém có thể lấy từ 0,1~0,4; đối với công trình nền đường hoặc đất giữa các cọc dưới móng cứng là các loại đất khác có thể lấy từ 0,4~1,0; khi lớp đất gia cố có cường độ cao thì lấy giá trị cao, khi lớp đất dưới mũi cọc có cường độ cao thì lấy giá trị thấp;

— tỷ lệ thay thế diện tích, có thể lấy từ 10%~20%;

— diện tích nền đất composite mà cọc đảm nhận ().

11.2.9 Tính ổn định và độ lún của nền đất composite cọc xi măng đất phải được tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.2 và Mục 3.4 của Quy trình này.

11.3 Thi công

11.3.1 Cọc xi măng đất phải được lựa chọn thiết bị thi công phù hợp dựa trên điều kiện địa chất nền, yêu cầu công trình và các quy định sau:

Lựa chọn thiết bị khoan trộn, bơm vữa, máy phun bột và hệ thống đo lường tự động phù hợp theo chiều sâu gia cố của nền đất.
Thi công cọc trộn nên áp dụng công nghệ trộn đa hướng.

11.3.2 Số lần trộn thân cọc xi măng đất phải đáp ứng yêu cầu thiết kế, nên trộn lại toàn bộ chiều dài cọc.

11.3.3 Trong quá trình khoan thi công cọc xi măng đất, phải dựa trên chiều dài cần trục và cường độ dòng điện thi công để đánh giá tổng hợp tình trạng địa tầng, đảm bảo mũi cọc nằm ở độ sâu theo quy định thiết kế. Đồng thời phải kiểm tra độ thẳng đứng của cần khoan để đảm bảo thân cọc thẳng đứng.

• 56 •

11.3.4 Trong quá trình tạo cọc xi măng đất, phải kiểm soát chặt chẽ tốc độ khoan và nâng hạ, cao độ và lượng phun bột (vữa), đảm bảo chất lượng tạo cọc.
11.3.5 Trong quá trình tạo cọc trộn bột khô, nếu ngừng phun bột do sự cố, cần hạ đầu trộn xuống thấp hơn mặt dừng phun bột 1 m, sau khi khôi phục phun bột mới tiến hành phun bột và nâng đầu trộn; đối với cọc trộn vữa, nếu ngừng phun vữa do sự cố, cần hạ đầu trộn xuống thấp hơn điểm dừng phun vữa 0,5 m, sau khi khôi phục cấp vữa mới tiến hành phun vữa và nâng đầu trộn. Nếu dừng máy quá 3 h, phải xử lý bổ sung cọc tại vị trí bên cạnh cọc gốc.

11.4 Kiểm tra chất lượng

11.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng cọc xi măng đất phải bao gồm tính toàn vẹn thân cọc, tính đồng nhất, cường độ thân cọc, sức chịu tải của cọc đơn hoặc nền đất composite.
11.4.2 Kiểm tra tính toàn vẹn, tính đồng nhất và cường độ nén không nở hông của cọc xi măng đất phải tuân theo các quy định sau:

Sau khi tạo cọc 7 ngày, có thể tiến hành đào lộ đầu cọc ở phần nông, độ sâu đào nên vượt quá mặt dừng phun vữa 0,5 m, kiểm tra bằng mắt tính đồng nhất của cọc trộn, đo đường kính cọc.
Sau khi tạo cọc 28 ngày, phải sử dụng ống lấy mẫu đơn động hai ống lấy mẫu tại vị trí 1/4 đường kính cọc theo phương ngang, khoan lấy lõi dọc theo chiều dài cọc, quan sát tính toàn vẹn và tính đồng nhất của thân cọc, lấy không ít hơn 3 mẫu thử ở các độ sâu khác nhau để tiến hành thí nghiệm cường độ nén không nở hông.
11.4.3 Kiểm tra sức chịu tải của cọc xi măng đất nên tiến hành sau khi tạo cọc 28 ngày, sử dụng thí nghiệm tải trọng cọc đơn hoặc nền đất composite.
11.4.4 Đối với các công trình yêu cầu nghiêm ngặt về độ chồng lấn giữa các cọc liền kề, sau khi tạo cọc 15 ngày, cần chọn một số cọc để đào kiểm tra tình trạng chồng lấn.

12 Cọc phun vữa xoay

12.1 Quy định chung

12.1.1 Cọc phun vữa xoay có thể được sử dụng để gia cố và xử lý chống thấm cho nền đất gồm đất bùn sét, đất sét, đất bột, đất cát, đất cuội sỏi, đất hoàng thổ và đất đắp nhân tạo. Đối với đất bùn, đất có chứa nhiều đá tảng kích thước lớn, nhiều rễ cây hoặc hàm lượng hữu cơ cao, cũng như các công trình có dòng chảy ngầm lớn hoặc đã bị nước tràn, cần tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định tính khả dụng.

12.1.2 Trước khi thi công cọc phun vữa xoay, cần tiến hành thí nghiệm cấp phối trong phòng và thí nghiệm công nghệ để xác định quy trình thi công và các thông số kỹ thuật.

12.2 Thiết kế

12.2.1 Phạm vi xử lý bằng cọc phun vữa xoay không nên nhỏ hơn phạm vi đáy móng, đối với nền đường đắp nên xử lý đến chân mái dốc đắp, đối với móng cứng nên mở rộng thêm một khoảng thích hợp.

12.2.2 Khoảng cách giữa các cọc phun vữa xoay phải được xác định dựa trên phương pháp phun vữa, sức chịu tải của nền đất composite, yêu cầu kiểm soát lún và các yếu tố khác, nên lấy từ (2\sim 4) lần đường kính cọc. Hình thức bố trí nên áp dụng dạng hình vuông hoặc hình tam giác.

12.2.3 Đường kính thân cọc phun vữa xoay phải được xác định dựa trên phương pháp phun vữa và thông qua thí nghiệm hiện trường. Khi không có tài liệu thí nghiệm hiện trường, có thể tham khảo kinh nghiệm từ các công trình có điều kiện địa chất tương tự, đường kính cọc nên lấy từ (500\mathrm{mm}\sim 1500\mathrm{mm}).

12.2.4 Chiều dài cọc phun vữa xoay phải được xác định theo các quy định sau:

1 Đối với cọc phun vữa xoay chịu tải trọng đứng, chiều dài cọc phải được xác định dựa trên yêu cầu về sức chịu tải, ổn định và biến dạng của kết cấu bên trên, và nên xuyên qua lớp đất yếu để đến lớp đất có sức chịu tải tương đối cao hơn.

2 Đối với cọc phun vữa xoay được bố trí nhằm nâng cao ổn định chống trượt, chiều dài cọc phải vượt quá cung trượt nguy hiểm ít nhất (2\mathrm{m}).

12.2.5 Giữa đỉnh cọc phun vữa xoay và móng nên bố trí một lớp đệm gia cường bằng sỏi cuội hoặc đá dăm

· 58 ·

12.2.6

Vật liệu chính của cọc phun vữa xoay là xi măng, tỷ lệ nước/xi măng có thể lấy từ 0,8 ~ 1,5. Theo yêu cầu của công trình, có thể thêm một lượng phụ gia và vật liệu trộn thích hợp, loại và hàm lượng của chúng phải được xác định thông qua thí nghiệm.

12.2.7

Sức chịu tải cho phép của cọc đơn phun vữa xoay nên được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng cọc đơn hiện trường. Khi thiết kế, có thể tính toán theo các công thức sau và lấy giá trị nhỏ hơn:

(12.2.7-1)

(12.2.7-2)

Trong đó:
– Sức chịu tải cho phép của cọc đơn (kN);
– Hệ số giảm cường độ thân cọc, có thể lấy từ 0,3 ~ 0,4;
– Giá trị trung bình cường độ nén khối vuông (cạnh 70,7 mm) của mẫu đất gia cố trong phòng thí nghiệm có cùng tỷ lệ phối trộn đất xi măng với thân cọc phun vữa xoay, sau 28 ngày dưỡng hộ tiêu chuẩn (kPa);
– Diện tích tiết diện thân cọc (m²);
– Chu vi thân cọc (m);
– Số lớp đất được phân chia trong phạm vi chiều dài cọc;
– Sức kháng ma sát cho phép của lớp đất thứ quanh cọc (kPa);
– Chiều dày của lớp đất thứ quanh cọc (m);
– Hệ số giảm sức chịu tải cho phép của đất nền đầu cọc, khi không có kinh nghiệm có thể lấy bằng 1,0;
– Sức chịu tải cho phép của đất nền đầu cọc (kPa).

12.2.8

Sức chịu tải cho phép của nền đất composite cọc phun vữa xoay nên được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng nền composite hiện trường. Khi thiết kế, có thể tính toán theo công thức sau:

(12.2.8)

Trong đó:
– Sức chịu tải cho phép của nền đất composite (kPa);
– Sức chịu tải cho phép của đất nền tự nhiên giữa các cọc (kPa);

· 59 ·

m—— Tỷ lệ thay thế diện tích, có thể lấy từ 10%~20%;

β—— Hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc, đối với đất giữa các cọc dưới móng cứng là bùn, đất bùn hoặc đất mềm ở trạng thái chảy dẻo có mức độ cố kết kém có thể lấy từ 0,1~0,4; đối với công trình nền đường hoặc đất giữa các cọc dưới móng cứng là các loại đất khác có thể lấy từ 0,4~1,0; khi lớp đất gia cố có cường độ cao thì lấy giá trị cao, khi lớp đất ở mũi cọc có cường độ cao thì lấy giá trị thấp.

12.2.9 Tính toán ổn định và độ lún của nền đất composite cọc phun vữa xoay phải tuân theo các quy định tương ứng tại Mục 3.2 và Mục 3.4 của Quy trình này.

12.2.10 Khi sử dụng cọc phun vữa xoay cho công trình chống thấm, cần tuân thủ các yêu cầu liên quan về chống thấm.

12.3 Thi công

12.3.1 Cọc phun vữa xoay phải được thi công theo phương pháp ống đơn, ống đôi hoặc ống ba dựa trên điều kiện địa chất nền và yêu cầu công trình, các thông số công nghệ phải được xác định thông qua thử nghiệm tạo cọc tại hiện trường.

12.3.2 Trình tự thi công cọc phun vữa xoay bao gồm: định vị máy móc, đưa ống phun vào (khoan lỗ), phun vữa, rút ống và vệ sinh, trong quá trình thi công phải trang bị thiết bị đo tự động lượng vữa và đảm bảo thân cọc thẳng đứng.

12.3.3 Khoan tạo lỗ cho cọc phun vữa xoay thường sử dụng máy khoan rung, khi gặp địa tầng cứng hơn nên sử dụng máy khoan địa chất. Trong quá trình khoan tạo lỗ, phải kết hợp đánh giá tình hình địa chất dựa trên chiều dài cần khoan và dòng điện của máy khoan để đảm bảo mũi cọc nằm ở độ sâu theo quy định thiết kế.

12.3.4 Khoảng cách từ lỗ phun đến bơm vữa áp lực cao không nên lớn hơn (50\mathrm{m}), sai lệch vị trí cọc so với vị trí thiết kế không được lớn hơn (50\mathrm{mm}).

12.3.5 Phun vữa trong lỗ phải được thực hiện từ dưới lên trên và nâng đều ống phun, chiều dài chồng lấn khi nâng ống phun theo đoạn không được nhỏ hơn (100\mathrm{mm}). Tại các vị trí cần mở rộng phạm vi gia cố cục bộ hoặc nâng cao cường độ, có thể áp dụng biện pháp phun lặp lại. Khi tiếp tục phun sau khi dừng do sự cố, chiều dài chồng lấn phun không được nhỏ hơn (0,5\mathrm{m}).

12.3.6 Trong quá trình phun vữa áp lực cao, nếu xuất hiện hiện tượng áp suất giảm đột ngột, tăng đột ngột hoặc vữa trào bất thường, phải xác định nguyên nhân và kịp thời áp dụng các biện pháp xử lý.

12.3.7 Sau khi hoàn thành phun vữa áp lực cao, phải nhanh chóng rút ống phun. Khi cần thiết, có thể áp dụng biện pháp trào vữa hồi lưu hoặc phun vữa lần hai tại vị trí lỗ ban đầu để ngăn ngừa ảnh hưởng của co ngót vữa đến cao độ đỉnh cọc.

12.4 Kiểm tra chất lượng

12.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng cọc phun vữa xoay bao gồm tính toàn vẹn thân cọc, tính đồng nhất, cường độ thân cọc, sức chịu tải của cọc đơn hoặc nền đất gia cố phức hợp.

12.4.2 Kiểm tra tính toàn vẹn thân cọc, tính đồng nhất và cường độ kháng nén không nở hông của cọc phun vữa xoay phải tuân theo các quy định sau:

1 Sau khi tạo cọc 7 ngày, có thể tiến hành đào mở phần đầu cọc ở độ sâu nông, độ sâu đào nên vượt quá mặt dừng vữa xuống dưới 0,5 m, kiểm tra bằng mắt tính đồng nhất của cọc phun vữa xoay, đo đường kính cọc đã tạo.

2 Sau khi tạo cọc 28 ngày, phải sử dụng thiết bị lấy mẫu ống đôi một động tại vị trí 1/4 đường kính cọc theo phương hướng kính, khoan lấy lõi theo phương thẳng đứng trong phạm vi chiều dài cọc, quan sát tính toàn vẹn và tính đồng nhất của thân cọc, lấy không ít hơn 3 mẫu thử ở các độ sâu khác nhau để tiến hành thí nghiệm cường độ kháng nén không nở hông.

12.4.3 Kiểm tra sức chịu tải của cọc phun vữa xoay nên tiến hành sau khi tạo cọc 28 ngày, phải sử dụng phương pháp thí nghiệm tải trọng cọc đơn hoặc nền đất gia cố phức hợp.

13 Cọc vữa bơm trong bao tải

13.1 Quy định chung

13.1.1 Cọc vữa bơm trong bao tải áp dụng để gia cố nền đất yếu như bùn, đất bùn hữu cơ, đất sét mềm, đất bột bão hòa, nền đất yếu có lớp cứng xen kẽ, cũng như nền đất yếu có không gian hạn chế hoặc gần đường sắt hiện hữu.
13.1.2 Cọc vữa bơm trong bao tải nên xuyên qua lớp đất yếu, lựa chọn tầng đất có sức chịu tải cao hơn làm tầng chịu lực đầu cọc.
13.1.3 Trước khi thi công cọc vữa bơm trong bao tải, cần tiến hành thí nghiệm công nghệ theo đoạn trên các đoạn đại diện để xác định công nghệ và thông số thi công.

13.2 Thiết kế

13.2.1 Phạm vi xử lý bằng cọc vữa bơm trong bao tải không nên nhỏ hơn phạm vi đáy móng, đối với nền đường đắp nên xử lý đến chân mái dốc đắp, đối với móng cứng nên mở rộng thích hợp.
13.2.2 Khoảng cách giữa các cọc vữa bơm trong bao tải phải được xác định dựa trên các yếu tố như sức chịu tải của nền đất composite, ổn định và kiểm soát lún, nên lấy từ (2\sim 4) lần đường kính cọc; hình thức bố trí nên sử dụng hình vuông hoặc tam giác; khi khoảng cách giữa các cọc lớn, có thể bố trí mũ cọc hoặc mở rộng đầu cọc tại đỉnh cọc.
13.2.3 Đường kính cọc vữa bơm trong bao tải nên từ (300\mathrm{mm}\sim 400\mathrm{mm}).
13.2.4 Đỉnh cọc vữa bơm trong bao tải nên bố trí lớp đệm cát sỏi hoặc đá dăm gia cường, chiều dày lớp đệm nên từ (200\mathrm{mm}\sim 500\mathrm{mm}), và đáp ứng các quy định liên quan tại Điều 4.2.8 và Điều 4.2.9 của Quy trình này.
13.2.5 Vật liệu vữa bơm cho cọc vữa bơm trong bao tải nên sử dụng xi măng poóc lăng thông thường và tro bay không thấp hơn cấp II, tỷ lệ phối trộn phải được xác định thông qua thí nghiệm và đáp ứng yêu cầu cường độ thiết kế, cường độ nén không nở hông của thân cọc ở tuổi 28 ngày không nên nhỏ hơn (5.0\mathrm{MPa}).
13.2.6 Ống bơm vữa có thể sử dụng ống polypropylen (ống PP-R), đường kính nên từ (40\mathrm{mm}\sim 50~\mathrm{mm}), sau khi bơm vữa xong có thể không rút ống bơm, cùng với thân cọc tạo thành cọc vữa gia cường trong bao tải.

· 62 ·

Cọc vữa; phần dưới của ống phụt vữa là ống hoa phụt vữa có đục lỗ.

13.2.7 Bao tải có thể chọn loại ống vải địa kỹ thuật dệt từ nylon hoặc polypropylene dạng cuộn không mối nối, cùng đường kính với cọc; bao tải phải có tác dụng cách ly vữa, cường độ phải đáp ứng yêu cầu áp lực phụt vữa, điều kiện địa tầng và thiết kế.

13.2.8 Sức chịu tải cho phép của cọc vữa bao tải đơn nên được xác định thông qua thí nghiệm cọc đơn hiện trường, khi thiết kế có thể tính theo công thức dưới đây, lấy giá trị nhỏ hơn:





Trong đó:
 — sức chịu tải thẳng đứng cho phép của cọc đơn (kN);
 — hệ số chiết giảm cường độ thân cọc, có thể lấy từ 0,3~0,4;
 — giá trị trung bình cường độ nén khối lập phương tiêu chuẩn (cạnh 150 mm) sau 28 ngày bảo dưỡng tiêu chuẩn của ít nhất 6 mẫu thử trong phòng có cùng cấp phối với cọc vữa bao tải (kPa);
 — diện tích tiết diện thân cọc (m²);
 — chu vi thân cọc (m);
 — số lớp đất được phân chia trong phạm vi chiều dài cọc;
 — sức kháng ma sát cho phép của lớp đất thứ  quanh cọc (kPa);
 — chiều dày của lớp đất thứ  quanh cọc (m);
 — hệ số chiết giảm sức chịu tải cho phép của đất nền dưới mũi cọc, khi không có kinh nghiệm có thể lấy bằng 1,0;
 — sức chịu tải cho phép của đất nền dưới mũi cọc (kPa).

13.2.9 Sức chịu tải của nền đất composite cọc vữa bao tải nên được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng nền composite hiện trường, khi thiết kế có thể ước tính theo công thức sau:



Trong đó:
 — sức chịu tải cho phép của nền composite (kPa);
 — tỷ lệ thay thế diện tích;
 — hệ số chiết giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc, có thể xác định theo thí nghiệm hoặc điều kiện đất tương tự;

13.3 Thi công

13.3.1 Đường kính thân cọc của cọc vữa bơm trong ống vải không được nhỏ hơn đường kính thiết kế của cọc, có thể sử dụng máy khoan địa chất hoặc máy khoan lỗ khoan ngầm để tạo lỗ, đường kính lỗ khoan không được lớn hơn đường kính thiết kế của cọc, thường có thể nhỏ hơn đường kính thiết kế từ (50\mathrm{mm}\sim 100\mathrm{mm}), độ sâu lỗ khoan phải lớn hơn chiều dài thiết kế của cọc (200\mathrm{mm}).

13.3.2 Trong quá trình tạo lỗ, cần kiểm soát và duy trì độ thẳng đứng của cần khoan, đảm bảo độ thẳng đứng của thân cọc, sai số độ thẳng đứng không được lớn hơn (1%). Đồng thời kiểm tra kịp thời việc xả dung dịch khoan, mẫu đất đá và phản hồi rung động máy hoặc dòng điện, đảm bảo chiều sâu cọc vào lớp đất chịu lực không nhỏ hơn yêu cầu thiết kế.

13.3.3 Thiết bị thi công nên được lựa chọn dựa trên điều kiện hiện trường, sử dụng thiết bị bơm vữa có trang bị hệ thống đo lường tự động và giám sát áp lực, chọn đường ống dẫn vữa có cường độ cao để giảm thiểu rủi ro an toàn trong quá trình bơm vữa.

13.3.4 Trình tự thi công cọc vữa bơm trong ống vải chủ yếu bao gồm: chuẩn bị thi công, tạo lỗ, chế tạo ống vải địa kỹ thuật, buộc chặt, hạ ống vải cùng ống bơm vữa, bơm vữa, bơm vữa bổ sung, cắt đầu cọc.

13.3.5 Cọc vữa bơm trong ống vải nên được thi công theo phương pháp nhảy cách. Ở khu vực gần các công trình (kiến trúc) hiện hữu, cần thi công theo thứ tự từ gần đến xa, từ trong ra ngoài, lần lượt thi công theo hàng cách.

13.3.6 Áp lực bơm vữa của cọc vữa bơm trong ống vải thường từ (0.2 \mathrm{MPa} \sim 0.8 \mathrm{MPa}), nên bơm vữa theo phương pháp vữa trào ngược từ đáy lỗ, bơm từ dưới lên trên một lần, sau khi vữa lắng xuống cần kịp thời bơm vữa bổ sung; lượng vữa và áp lực bơm phải đáp ứng yêu cầu thiết kế.

13.3.7 Cao độ đỉnh cọc thi công nên cao hơn đỉnh cọc thiết kế từ (0.3 \mathrm{~m} \sim 0.5 \mathrm{~m}), việc cắt đầu cọc sử dụng phương pháp cắt, việc dọn đất và cắt đầu cọc không được gây ra đứt gãy thân cọc và xáo trộn đất giữa các cọc.

13.3.8 Dung dịch khoan sinh ra trong quá trình thi công phải được vận chuyển đi kịp thời.

13.3.9 Việc thi công lớp đệm đầu cọc nên sử dụng phương pháp nén tĩnh hoặc đầm nhỏ bằng máy, chất lượng đầm nén phải đáp ứng yêu cầu thiết kế.

· 64 ·

13.4 Kiểm tra chất lượng

13.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng cọc vữa bơm trong túi vải bao gồm đường kính thân cọc, tính toàn vẹn của thân cọc, tính đồng nhất, cường độ thân cọc, sức chịu tải của cọc đơn hoặc nền đất composite.

13.4.2 Việc kiểm tra đường kính thân cọc, tính toàn vẹn của thân cọc, tính đồng nhất và cường độ thân cọc của cọc vữa bơm trong túi vải phải tuân theo các quy định sau:

1 Sau khi tạo cọc 7 ngày, có thể tiến hành đào mở phần đầu cọc ở độ nông để kiểm tra bằng mắt tình trạng tạo cọc của cọc vữa bơm trong túi vải, đo đường kính thân cọc, độ sâu đào mở nên từ (0.5\mathrm{m}\sim 1.0\mathrm{m}); số lượng kiểm tra là (10%) tổng số cọc, và không ít hơn 5 cọc.
2 Sau khi tạo cọc 28 ngày, có thể khoan lấy lõi theo phương thẳng đứng tại vị trí trung tâm thân cọc trong phạm vi chiều dài cọc, quan sát tính toàn vẹn và tính đồng nhất của thân cọc, kiểm tra chiều dài cọc; chia chiều dài cọc thành 3 đoạn, tại phần giữa mỗi đoạn lần lượt lấy mẫu để tiến hành thí nghiệm cường độ nén không nở hông; số lượng kiểm tra là (2 \text{‰}) tổng số cọc, và mỗi điểm công trình không ít hơn 3 cọc; sau khi khoan lõi, lỗ khoan phải được bịt kín bằng vữa xi măng.

13.4.3 Việc kiểm tra sức chịu tải của cọc vữa bơm trong túi vải nên được tiến hành sau khi tạo cọc 28 ngày, sử dụng thí nghiệm tải trọng cọc đơn hoặc nền đất composite. Số lượng kiểm tra là (2 \text{‰}) tổng số cọc, và mỗi điểm công trình không ít hơn 3 cọc.

14 Cọc đá vữa xi măng

14.1 Quy định chung

14.1.1 Cọc đá vữa xi măng áp dụng cho xử lý nền đất tại các công trường có không gian thi công hạn chế, gần các công trình hiện hữu và các điều kiện thi công phức tạp khác đối với đất sét, đất bụi, đất cát rời hoặc chặt vừa và đất đắp nhân tạo. Đối với các lớp đất yếu như bùn sét có chiều dày lớn, độ nhạy cảm cao và đất sét ở trạng thái chảy dẻo, cần xác định tính khả thi dựa trên kinh nghiệm địa phương hoặc thí nghiệm hiện trường.

14.1.2 Chiều dài cọc đá vữa xi măng phải được xác định dựa trên yêu cầu về sức chịu tải và độ lún, đầu cọc nên đặt trong lớp đất có sức chịu tải cao hơn hoặc tính nén lún thấp hơn.

14.1.3 Trước khi thi công cọc đá vữa xi măng, cần tiến hành thí nghiệm cấp phối trong phòng và thí nghiệm công nghệ để xác định công nghệ và thông số thi công.

14.2 Thiết kế

14.2.1 Phạm vi xử lý bằng cọc đá vữa xi măng không nên nhỏ hơn phạm vi đáy móng, đối với nền đường đắp nên xử lý đến chân mái dốc đắp, đối với móng cứng nên mở rộng thích hợp.

14.2.2 Cọc đá vữa xi măng nên bố trí theo hình tam giác đều, hình vuông hoặc hình chữ nhật, khoảng cách giữa các cọc được xác định dựa trên sức chịu tải và biến dạng của nền đất composite theo yêu cầu thiết kế, tính chất đất và công nghệ thi công, khoảng cách giữa các cọc nên bằng (2.5\sim 5) lần đường kính cọc.

14.2.3 Đường kính cọc đá vữa xi măng nên từ (400\mathrm{mm}\sim 600\mathrm{mm}), chiều dài cọc không nên vượt quá (25\mathrm{m}).

14.2.4 Vật liệu lấp đầy cọc đá vữa xi măng nên sử dụng đá dăm có cấp phối không liên tục với kích thước hạt không nhỏ hơn (16\mathrm{mm}), hàm lượng hạt mịn không lớn hơn (5%). Vật liệu kết dính nên sử dụng xi măng poóc lăng thông thường cấp 42.5 trở lên, tỷ lệ cấp phối phải được xác định thông qua thí nghiệm và đáp ứng yêu cầu cường độ thiết kế, cường độ nén không nở hông của thân cọc ở tuổi 28 ngày không nên nhỏ hơn (10.0\mathrm{MPa}).

14.2.5 Đỉnh cọc đá vữa xi măng nên bố trí mũ cọc và lớp đệm gia cường, và phải tuân thủ theo

· 66 ·

Điều 14.2.6

Sức chịu tải thẳng đứng cho phép của cọc đơn cọc đá vỡ phụt vữa ([P]) phải tuân theo các quy định sau:

Khi sử dụng thí nghiệm tải trọng tĩnh cọc đơn, giá trị ([P]) được lấy bằng 0,5 lần sức chịu tải cực hạn thẳng đứng của cọc đơn.
Khi không có số liệu thí nghiệm tải trọng tĩnh cọc đơn, có thể tính toán theo công thức sau:

Trong đó:
([P]) — Sức chịu tải thẳng đứng cho phép của cọc đơn (kN);
(u_p) — Chu vi thân cọc (m);
(n) — Số lớp đất được phân chia trong phạm vi chiều dài cọc;
(\lambda_i) — Hệ số hiệu chỉnh giá trị tiêu chuẩn sức kháng ma sát bên cực hạn tương đương của thân cọc so với giá trị tiêu chuẩn sức kháng ma sát bên cực hạn của cọc khoan khô, xét đến tác dụng phụt vữa, nên lấy theo kinh nghiệm công trình từ 1,0 ~ 1,2, khi hệ số thấm của đất nhỏ thì lấy giá trị thấp, khi hệ số thấm lớn thì lấy giá trị cao;
(q_i) — Sức kháng ma sát cho phép của lớp đất thứ (i) quanh cọc (kPa), khi không có kinh nghiệm địa phương, có thể lấy theo quy định về cọc khoan có ống vách bentonite trong Quy phạm kỹ thuật nền móng cọc công trình xây dựng JGJ 94 hiện hành;
(l_i) — Chiều dày của lớp đất thứ (i) quanh cọc (m);
(\alpha) — Hệ số chiết giảm sức chịu tải cho phép của đất nền đầu cọc, phụ thuộc vào lượng vữa phụt, áp lực phụt, chiều dày lớp đất chịu lực, tính chất đất, chiều dài và kích thước tiết diện cọc, có thể lấy từ 0,9 ~ 1,0, khi đất nền đầu cọc là đất có tính nén lún cao thì lấy giá trị thấp, khi là đất có tính nén lún thấp thì lấy giá trị cao;
(A_p) — Diện tích tiết diện thân cọc (m²);
(q_p) — Sức chịu tải cho phép của đất nền đầu cọc (kPa); khi không có kinh nghiệm địa phương, có thể lấy theo quy định về cọc khoan có ống vách bentonite trong Quy phạm kỹ thuật nền móng cọc công trình xây dựng JGJ 94 hiện hành.

Điều 14.2.7

Sức chịu tải của nền đất composite cọc đá vỡ phụt vữa nên được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng nền composite hiện trường. Khi thiết kế, có thể tính toán theo công thức sau:

• 67 •

(14.2.7)

trong đó:
——sức chịu tải cho phép của nền đất composite (kPa);
——tỷ lệ thay thế diện tích;
——hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc, nên lấy theo kinh nghiệm địa phương, khi không có kinh nghiệm địa phương có thể lấy từ , giá trị cao áp dụng khi sức chịu tải của nền đất tự nhiên cao hoặc hệ số thấm lớn;
——sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc sau xử lý (kPa), nên lấy theo kinh nghiệm địa phương, nếu không có kinh nghiệm địa phương có thể lấy bằng sức chịu tải cho phép của nền đất tự nhiên.

14.2.8 Cường độ nén trung bình của mẫu thử cọc đá vữa xi măng phải thỏa mãn công thức sau:

(14.2.8)

trong đó:
——cường độ nén trung bình của mẫu thử cọc (khối lập phương cạnh 150 mm) sau 28 ngày dưỡng hộ tiêu chuẩn (kPa).

14.3 Thi công

14.3.1 Trước khi thi công, phải chọn đoạn đại diện để tiến hành thử nghiệm công nghệ tạo cọc nhằm xác định các thông số thi công.

14.3.2 Lựa chọn máy thi công phải tuân theo các quy định sau:

1 Chiều cao thông thủy của thiết bị tạo lỗ phải đáp ứng điều kiện hiện trường, nên chọn máy thi công lấy đất khô, trong điều kiện địa chất bất lợi có thể sử dụng máy khoan tạo lỗ có dung dịch bentonite bảo vệ thành lỗ theo phương pháp tuần hoàn thuận.

2 Thiết bị phụt vữa phải chọn bơm phụt vữa áp lực cao, áp lực phụt vữa định mức tối đa của thiết bị không nhỏ hơn 3 MPa, lưu lượng nên từ . Đường ống nối với bơm phụt vữa nên sử dụng ống mềm chịu áp lực cao và lắp đặt máy ghi tự động lượng vữa phụt.

3 Sau khi lựa chọn máy thi công, phải kiểm tra khả năng chịu tải của nền hiện trường có đáp ứng yêu cầu thi công của máy cọc hay không, nếu không đáp ứng phải có biện pháp xử lý tương ứng.

14.3.3 Các bước thi công cọc đá vữa xi măng bao gồm: chuẩn bị thi công, san gạt mặt bằng, định vị và kẻ tuyến, đưa thiết bị tạo lỗ vào vị trí, tạo lỗ, đặt ống bảo vệ, hạ ống phụt vữa, đổ đá dăm, rửa lỗ, phụt vữa áp lực, đầm đầu cọc, v.v.

14.3.4 Yêu cầu thành lỗ cọc đá vữa xi măng phải tuân thủ các quy định sau:

1 Công nghệ thành lỗ nên lựa chọn công nghệ khoan xoay lấy đất, đối với địa tầng thành lỗ không ổn định cũng có thể sử dụng công nghệ khoan tuần hoàn.
2 Khi bắt đầu khoan phải khoan với tốc độ chậm, tâm mũi khoan phải đối chuẩn với tâm tim cọc, cần khoan phải đảm bảo thẳng đứng và ổn định.
3 Trong quá trình khoan phải kịp thời dọn dẹp đất tích tụ tại miệng lỗ và đất rơi vãi trên mặt đất, tránh rơi vào trong lỗ; khi xảy ra sụt lở trong lỗ phải dừng khoan, xác định vị trí sau đó kịp thời lấp lại bằng đất sét và đầm chặt trước khi khoan lại.
4 Khi khoan đến độ sâu thiết kế phải tiến hành làm sạch đáy lỗ và kiểm tra đáy lỗ, sau khi làm sạch tỷ trọng tương đối của dung dịch bentonite phải nhỏ hơn 1,05.

14.3.5 Việc đặt ống phụt vữa cọc đá vữa xi măng phải tuân thủ các quy định sau:

1 Ống phụt vữa nên sử dụng ống mạ kẽm có đường kính không nhỏ hơn (25 \mathrm{~mm}) với đầu mở, lắp đặt bằng cách nối ren từng đoạn.
2 Trước khi lắp đặt ống phụt vữa phải làm sạch tạp chất bên trong ống để tránh tắc nghẽn, khoảng cách từ đáy ống phụt vữa đến đáy lỗ không nên lớn hơn (300 \mathrm{~mm}).
3 Sau khi ống phụt vữa được đưa xuống vị trí, phải bơm nước sạch vào trong ống để rửa lỗ.

14.3.6 Khi đổ đá dăm, phải đặt phễu cấp liệu tại miệng lỗ, đá dăm phải lấp đầy lỗ cọc.

14.3.7 Việc phụt vữa cọc đá vữa xi măng phải tuân thủ các quy định sau:

1 Trước khi thi công phải tiến hành thí nghiệm cấp phối vữa xi măng.
2 Nên sử dụng xi măng poóc lăng thông thường cấp 42,5 trở lên, nghiêm cấm sử dụng xi măng quá hạn hoặc bị ẩm; cát phải sử dụng cát mịn.
3 Trước khi phụt vữa phải kiểm tra máy bơm vữa, máy khuấy vữa và đường ống phụt vữa để đảm bảo chúng ở trạng thái tốt.
4 Khi trộn vữa xi măng phải cân đong vật liệu chính xác.
5 Trước khi phụt vữa, phải trộn (0,3 \mathrm{~m}^{3} \sim 0,5 \mathrm{~m}^{3}) vữa xi măng nguyên chất có độ đặc cao bơm vào trong lỗ để lấp đầy khoảng trống giữa các hạt đá ở đáy lỗ, chiều dài lấp đầy lỗ cọc không nhỏ hơn (2 \mathrm{~m}), đồng thời bôi trơn đường ống phụt vữa.
6 Việc phụt vữa phải tiến hành liên tục, nếu vì lý do nào đó bị gián đoạn phải xử lý ngay và khôi phục phụt vữa càng sớm càng tốt.
7 Áp lực phụt vữa nên ở mức (0,2 \mathrm{MPa} \sim 0,6 \mathrm{MPa}), khi phụt vữa phải ghi chép đầy đủ áp lực phụt vữa

· 69 ·

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo yêu cầu:

8 Theo lượng vữa thực tế đã bơm, tính toán chiều cao dâng lên của mặt vữa, nâng ống bơm vữa kịp thời, đảm bảo độ sâu chôn ống bơm sau khi nâng không nhỏ hơn 3 m.

9 Trong quá trình ép vữa, cần dần dần bổ sung đá dăm lên đỉnh cọc.

10 Khi vữa xi măng cát tràn đầy miệng lỗ, phải dừng bơm vữa, đồng thời để lại ống bơm vữa dài 3 m trong lỗ, sau 30 min ~ 60 min tiến hành bơm vữa bổ sung lần hai, rút ống bơm vữa, cuối cùng dùng máy đầm rung kiểu cắm vào thân cọc để đầm chặt, làm cho vữa ở đỉnh cọc lấp đầy chặt chẽ, độ sâu cắm máy đầm rung không nhỏ hơn 1,5 m.

11 Khi xuất hiện hiện tượng xuyên lỗ gây thất thoát lượng lớn vữa, có thể áp dụng các biện pháp thi công nhảy lỗ hoặc thi công gián đoạn.

14.3.8 Đất thải, xỉ thải phát sinh trong quá trình thi công phải được xử lý thích hợp, không gây ảnh hưởng đến môi trường xung quanh.

14.3.9 Sau khi thi công cọc đá dăm vữa, nếu cao độ đỉnh cọc lớn hơn cao độ thiết kế thì phải tiến hành xử lý đầu cọc. Khi đào đất và cắt cọc, phải bảo vệ thân cọc và đất giữa các cọc, không được gây nứt thân cọc hoặc làm xáo trộn đất giữa các cọc.

14.4 Kiểm tra chất lượng

14.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng cọc đá dăm vữa bao gồm tính toàn vẹn của thân cọc, tính đồng nhất, cường độ thân cọc, sức chịu tải của cọc đơn hoặc móng hỗn hợp.

14.4.2 Việc kiểm tra tính toàn vẹn, tính đồng nhất và cường độ thân cọc đá dăm vữa phải tuân theo các quy định sau:

1 Sau khi thi công cọc, có thể tiến hành đào kiểm tra hiện trường vị trí và đường kính cọc sau 7 ngày kể từ khi tạo cọc, số lượng kiểm tra không ít hơn 10% tổng số cọc, và mỗi lô kiểm tra không ít hơn 5 cọc.

2 Sau 14 ngày kể từ khi tạo cọc, có thể sử dụng phương pháp biến dạng thấp để kiểm tra tính toàn vẹn của thân cọc, số lượng kiểm tra không ít hơn 20% tổng số cọc, và mỗi điểm công trình không ít hơn 3 cọc.

3 Sau 28 ngày kể từ khi tạo cọc, phải khoan lấy lõi theo phương thẳng đứng tại tâm thân cọc trong phạm vi chiều dài cọc, quan sát tính toàn vẹn và tính đồng nhất của thân cọc, chia chiều dài cọc thành 3 đoạn, tại phần giữa mỗi đoạn lần lượt lấy

• 70 •

14.4.2 Thí nghiệm cường độ chịu nén mẫu đúc;
Các lỗ khoan lấy lõi được lấp đầy và bịt kín bằng vữa xi măng. Số lượng kiểm tra là 2‰ tổng số cọc, và không ít hơn 3 cọc tại mỗi vị trí thi công.

14.4.3 Kiểm tra sức chịu tải của cọc đá vỡ phụt vữa nên được tiến hành sau 28 ngày kể từ khi tạo cọc, phải sử dụng thí nghiệm tải trọng cọc đơn hoặc nền đất composite. Số lượng kiểm tra là 2‰ tổng số cọc, và không ít hơn 3 cọc tại mỗi vị trí thi công.

• 71 •

15 Cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thông thường

15.1 Quy định chung

15.1.1 Cọc xi măng tro bay đá dăm (cọc CFG) và cọc bê tông thông thường có thể được sử dụng để xử lý nền đất sét, đất bụi, đất cát, đất dăm sạn, đất phong hóa dư, đất hoàng thổ và đất đắp thông thường đã cố kết tự trọng. Đối với đất bùn sét, đất than bùn và khi trong nền đất có lẫn đá tảng hoặc các hạt có kích thước lớn như dăm sạn, cuội sỏi, cần căn cứ vào kinh nghiệm địa phương hoặc tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định tính khả dụng. Tại các đoạn có điều kiện nền phức tạp, nước ngầm có tính xâm thực, yêu cầu biến dạng nghiêm ngặt, cọc ống đường kính lớn đúc tại chỗ phải được xác định tính khả dụng thông qua thí nghiệm hiện trường.

15.1.2 Khi thiết kế cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thông thường, nên lựa chọn lớp đất có sức chịu tải tương đối cao làm lớp đỡ đầu cọc.

15.1.3 Trước khi thiết kế cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thông thường, cần thu thập đầy đủ các tài liệu địa kỹ thuật chi tiết của khu vực dự kiến xử lý, bao gồm tình hình phân lớp và phân bố không gian của địa tầng, độ ẩm của đất, hàm lượng chất hữu cơ, tính xâm thực của nước ngầm và giá trị (\mathsf{pH}), v.v.

15.1.4 Trước khi thi công cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thông thường, cần tiến hành thí nghiệm cấp phối trong phòng và thí nghiệm công nghệ theo từng đoạn để xác định công nghệ và thông số thi công.

15.2 Thiết kế

15.2.1 Phạm vi xử lý bằng cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thông thường không nên nhỏ hơn phạm vi đáy móng, đối với nền đường đắp nên xử lý đến chân mái dốc đắp, đối với móng cứng nên mở rộng thích hợp.

15.2.2 Đường kính cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thông thường đặc nên lấy từ (400\mathrm{mm}) đến (600\mathrm{mm}), đường kính ngoài của cọc ống đường kính lớn đúc tại chỗ nên lấy từ (1000\mathrm{mm}) đến (1200\mathrm{mm}), và chiều dày thành ống nên lấy từ (120\mathrm{mm}) đến (150\mathrm{mm}).

15.2.3 Cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thông thường nên bố trí theo hình tam giác đều, hình vuông hoặc hình chữ nhật, khoảng cách giữa các cọc được xác định dựa trên tính chất của đất, sức chịu tải của cọc đơn và yêu cầu biến dạng cùng với thi

15.2.4

Vật liệu kết dính cho cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường nên sử dụng xi măng poóc lăng thông thường có cấp độ bền từ 42.5 trở lên.

15.2.5

Đỉnh cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường nên bố trí mũ cọc (hoặc đầu cọc mở rộng) và lớp đệm gia cường, đồng thời phải tuân thủ các quy định từ Điều 19.2.7 đến Điều 19.2.13 và Điều 19.2.15 của Quy trình này.

15.2.6

Giá trị sức chịu tải thẳng đứng cho phép của cọc đơn ([P]) đối với cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường phải tuân thủ các quy định sau:

1 Khi sử dụng thí nghiệm tải trọng cọc đơn, lấy sức chịu tải thẳng đứng giới hạn của cọc đơn chia cho hệ số an toàn 2.
2 Khi xác định sức chịu tải cho phép của cọc đơn dựa trên mối quan hệ kinh nghiệm giữa chỉ tiêu vật lý của đất và các thông số sức chịu tải, có thể tính toán theo công thức sau trong giai đoạn thiết kế:

Trong đó:
— sức chịu tải thẳng đứng cho phép của cọc đơn (kN);
— chu vi thân cọc (m);
— hệ số hiệu chỉnh giá trị tiêu chuẩn sức kháng ma sát bên giới hạn tương đương của thân cọc so với giá trị tiêu chuẩn sức kháng ma sát bên giới hạn của cọc khoan khô, có thể xác định dựa trên kinh nghiệm công trình; đối với cọc CFG và cọc bê tông đúc sẵn, thường lấy bằng 1.0; đối với cọc ren (cọc vít), đoạn thân thẳng có thể lấy bằng 1.0, đoạn ren thường lấy từ 1.2~1.5, khi đất xung quanh đoạn ren chủ yếu là đất cát thì lấy giá trị cao, chủ yếu là đất sét thì lấy giá trị thấp, ở vùng đất yếu có thể lấy bằng 1.0; đối với cọc ống đường kính lớn đúc sẵn, thường lấy bằng 1.0; đối với cọc hình chữ X đúc sẵn, thường lấy bằng 0.9;
— sức kháng ma sát cho phép của lớp đất thứ xung quanh cọc (kPa), giá trị lấy phải xét đến ảnh hưởng của phương pháp thi công;
— chiều dày của lớp đất thứ xung quanh cọc (m);
— hệ số giảm sức kháng mũi cọc cho phép, nên lấy theo kinh nghiệm địa phương, khi không có kinh nghiệm có thể lấy bằng 1.0;

· 73 ·

——Diện tích tiết diện thân cọc ();

——Sức kháng mũi cọc cho phép (kPa), giá trị lấy phải xét đến ảnh hưởng của phương pháp thi công.

15.2.7 Sức chịu tải của nền đất composite cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường nên được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng nền composite hiện trường, khi thiết kế có thể tính theo công thức sau:

(15.2.7)

trong đó ——Sức chịu tải cho phép của nền composite (kPa);

——Tỷ lệ thay thế diện tích;

——Hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc, nên lấy theo kinh nghiệm địa phương, nếu không có kinh nghiệm có thể lấy từ 0,75~0,95, khi sức chịu tải của nền đất tự nhiên cao thì lấy giá trị lớn;

——Sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc sau xử lý (kPa), nên lấy theo kinh nghiệm địa phương, nếu không có kinh nghiệm có thể lấy bằng sức chịu tải cho phép của nền đất tự nhiên.

15.2.8 Giá trị trung bình cường độ chịu nén của mẫu thử thân cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường phải đáp ứng quy định sau:

(15.2.8)

trong đó ——Giá trị trung bình cường độ chịu nén khối lập phương của mẫu thử thân cọc (khối lập phương cạnh 150 mm) sau 28 ngày dưỡng hộ tiêu chuẩn.

15.2.9 Tính ổn định và độ lún của nền đất composite cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường phải được tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.2 và Mục 3.4 của Quy trình này.

15.3 Thi công

15.3.1 Trước khi thi công, phải chọn đoạn đại diện để tiến hành thí nghiệm công nghệ tạo cọc nhằm xác định các thông số công nghệ thi công.

15.3.2 Độ lệch đứng của thân cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường cho phép là 1%, độ lệch vị trí cọc không lớn hơn 100 mm.

15.3.3 Thi công cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường phải dựa trên điều kiện hiện trường

· 74 ·

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên ngành sang tiếng Việt:

Có thể lựa chọn các công nghệ thi công sau đây:

Khoan lỗ bằng mũi khoan ruột gà dài kết hợp bơm vật liệu thân cọc trong ống, áp dụng cho nền đất sét, đất bụi, đất cát và đất đắp không gia cố; ưu tiên sử dụng tại các khu vực có yêu cầu kiểm soát chặt chẽ về tiếng ồn hoặc ô nhiễm; khi xuyên qua các lớp dăm sỏi hoặc tầng chứa nước có áp, phải tiến hành thí nghiệm để xác định tính khả thi.
Đóng cọc bằng phương pháp rung ống vách và đổ bê tông tại chỗ, áp dụng cho nền đất bụi, đất sét và đất đắp không gia cố; khi hiện tượng đất bị đẩy trồi gây nâng cao mặt đất lớn, cần thi công với khoảng cách cọc lớn hơn.
Khoan lỗ có dung dịch bentonite bảo vệ thành và đổ bê tông cọc, áp dụng cho nền đất dưới mực nước ngầm gồm đất sét, đất bụi, đất cát, đất đắp, đất dăm sạn và tầng đá phong hóa; tính khả thi đối với chiều dài cọc và tầng đất dưới mũi cọc có nước ngầm có áp phải được xác định thông qua thí nghiệm.
Cọc ren (cọc thanh), áp dụng cho các tầng đất sét, đất bụi, đất cát, đất dăm (sỏi) cuội, đất phong hóa dư và đá phong hóa hoàn toàn ~ mạnh.

15.3.4 Thi công cọc bằng phương pháp khoan ruột gà dài kết hợp bơm vật liệu thân cọc trong ống và phương pháp rung ống vách đổ bê tông tại chỗ phải tuân thủ các quy định sau:

Trước khi thi công, phải tiến hành thí nghiệm cấp phối trong phòng theo yêu cầu thiết kế, khi thi công phải pha trộn vật liệu thân cọc theo cấp phối đã xác định. Độ sụt của vật liệu thân cọc thi công bằng phương pháp khoan ruột gà dài kết hợp bơm trong ống, cọc ống đường kính lớn đổ tại chỗ và cọc hình chữ X đổ tại chỗ bằng bơm bê tông nên nằm trong khoảng 160 mm ~ 200 mm; độ sụt khi thi công bằng phương pháp rung ống vách đổ bê tông tại chỗ nên nằm trong khoảng 30 mm ~ 50 mm. Sau khi thi công bằng phương pháp rung ống vách đổ bê tông tại chỗ, chiều dày lớp vữa nổi trên đỉnh cọc không nên vượt quá 200 mm.
Khi thi công cọc bằng phương pháp khoan ruột gà dài kết hợp bơm vật liệu thân cọc trong ống, sau khi khoan đến độ sâu thiết kế, phải nắm chính xác thời gian rút cần khoan, lưu lượng bơm vật liệu thân cọc phải phù hợp với tốc độ rút cần; khi gặp tầng đất cát bão hòa hoặc đất bụi bão hòa, không được dừng bơm để chờ vật liệu; khi thi công bằng phương pháp rung ống vách đổ bê tông tại chỗ, tốc độ rút ống phải được kiểm soát đều đặn, tốc độ rút ống nên kiểm soát trong khoảng 1,2 m/phút ~ 1,5 m/phút, nếu gặp đất bùn hoặc đất sét bùn, tốc độ rút ống cần giảm thích hợp; tốc độ rút khuôn của cọc hình chữ X đổ tại chỗ nên nằm trong khoảng 0,8 m/phút ~ 1,5 m/phút, trong đất yếu nên lấy giá trị thấp, trong đất cứng nên lấy giá trị cao; tốc độ rút ống của cọc ống đường kính lớn đổ tại chỗ nên nằm trong khoảng 0,6 m/phút ~ 1,2 m/phút, trong đất yếu nên lấy giá trị thấp, trong đất cứng nên lấy giá trị cao; khi gặp đất bụi rời bão hòa, cát mịn bão hòa hoặc đất sét bùn, nếu khoảng cách cọc nhỏ, cần áp dụng biện pháp thi công nhảy cọc xen kẽ.

• 75 •

3 Cao độ đỉnh cọc sau thi công nên cao hơn cao độ đỉnh cọc thiết kế không dưới 0,5 m.

4 Trong quá trình khoan tạo lỗ cọc thép ren (thanh), cần duy trì tốc độ đều, khi cần khoan quay một vòng phải đồng thời hạ xuống một bước ren, tạo thành ren trong đất. Khi rút cần khoan, tại đoạn ren cần duy trì tốc độ đều, khi cần khoan quay ngược một vòng phải đồng thời nâng lên một bước ren; tại đoạn thanh thẳng, tốc độ nâng và tốc độ quay không được đồng bộ, nhằm loại bỏ răng ren, tốc độ rút cần khoan nên nhỏ hơn tốc độ tại đoạn ren.

15.3.5 Cọc thép ren (thanh), cọc ống đường kính lớn đúc tại chỗ và cọc hình chữ X đúc tại chỗ phải lựa chọn máy thi công phù hợp dựa trên loại cọc, độ sâu lỗ, tầng đất và tình hình thử cọc.

15.3.6 Đối với cọc có chiều dài được kiểm soát bằng độ sâu vào lớp chịu lực, trong quá trình thi công cần kết hợp đánh giá tổng hợp phản ứng của thiết bị khi kết thúc lỗ trong thử nghiệm công nghệ, chiều dài cần khoan, cường độ dòng điện thi công, nhằm đảm bảo yêu cầu về độ sâu cọc vào lớp chịu lực.

15.3.7 Khi thi công vào mùa đông, nhiệt độ vật liệu thân cọc khi đưa vào lỗ không được thấp hơn (5^{\circ}C), khi cần thiết phải áp dụng biện pháp bảo ôn cho đầu cọc và đất giữa các cọc.

15.3.8 Cắt cọc nên sử dụng phương pháp cắt, việc dọn đất và cắt cọc không được gây ra đứt gãy thân cọc dưới cao độ đỉnh cọc thiết kế và làm xáo trộn đất giữa các cọc.

15.3.9 Đất thải sinh ra trong quá trình thi công phải được xử lý hợp lý, không được gây ảnh hưởng đến môi trường xung quanh.

15.3.10 Việc thi công lớp đệm đỉnh cọc nên sử dụng phương pháp ép tĩnh, chất lượng đầm chặt phải đáp ứng yêu cầu thiết kế.

15.3.11 Trước khi thi công, cần xác định tuyến di chuyển của máy khoan, tránh để máy khoan cán lên cọc đã hoàn thành.

15.4 Kiểm tra chất lượng

15.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường bao gồm tính toàn vẹn thân cọc, tính đồng nhất, sức chịu tải của cọc đơn hoặc nền đất hỗn hợp.

15.4.2 Tính toàn vẹn thân cọc, tính đồng nhất và cường độ nén không nở hông của cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường có thể được kiểm tra bằng các phương pháp sau:

1 Sau khi tạo cọc 14 ngày, có thể sử dụng phương pháp biến dạng thấp để kiểm tra tính toàn vẹn thân cọc.
2 Khi có nghi ngờ về kết quả kiểm tra biến dạng thấp, sau khi tạo cọc 28 ngày, đối với cọc đặc

· 76 ·

15.4.2 Kiểm tra chất lượng cọc

Nên khoan lấy lõi theo phương thẳng đứng tại tâm cọc, trong phạm vi chiều dài cọc. Đối với cọc ống đường kính lớn đổ tại chỗ, có thể sử dụng phương pháp đào thủ công hoặc cơ giới để lấy đất lõi cọc, độ sâu đào nên đạt tới đáy cọc. Quan sát tính toàn vẹn và tính đồng nhất của thân cọc, đồng thời lấy không ít hơn 3 mẫu thử ở các độ sâu khác nhau tại phần trên, giữa và dưới thân cọc để tiến hành thí nghiệm cường độ chịu nén.

15.4.3 Kiểm tra sức chịu tải của cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường nên được tiến hành sau 28 ngày kể từ khi tạo cọc, phải sử dụng thí nghiệm tải trọng cọc đơn hoặc nền đất composite.

16 Cọc chế tạo sẵn

16.1 Quy định chung

16.1.1 Cọc chế tạo sẵn có thể được sử dụng cho nền đất gồm bùn, đất bùn sét, đất sét, đất bột, đất cát và đất đắp nhân tạo. Không nên sử dụng cọc chế tạo sẵn cho nền đất có chứa đá tảng, đá cuội hoặc ở khu vực karst.

16.1.2 Cọc chế tạo sẵn theo hình dạng tiết diện có thể phân thành cọc ống, cọc vuông, v.v.; theo cấu tạo tiết diện có thể phân thành cọc đặc và cọc rỗng.

16.1.3 Trước khi thi công cọc chế tạo sẵn, cần xác định phương pháp hạ cọc dựa trên điều kiện địa chất và mức độ ảnh hưởng đến môi trường, đồng thời tiến hành thử nghiệm công nghệ hạ cọc tại đoạn đại diện để xác định quy trình thi công và các thông số.

16.1.4 Kết cấu cọc chế tạo sẵn phải đáp ứng các yêu cầu của tiêu chuẩn hiện hành Quy phạm thiết kế độ bền lâu của kết cấu bê tông đường sắt TB 10005 và các tiêu chuẩn liên quan khác.

16.2 Thiết kế

16.2.1 Cạnh hoặc đường kính của cọc chế tạo sẵn nên từ (300\mathrm{mm}\sim 600\mathrm{mm}). Cọc (nhóm) nên bố trí theo hình chữ nhật hoặc hình tam giác, khoảng cách giữa các cọc được xác định dựa trên tải trọng và các thông số địa kỹ thuật của nền đất, nên từ (4\sim 6) lần đường kính cọc. Phạm vi xử lý bằng cọc chế tạo sẵn không nên nhỏ hơn phạm vi đáy móng, đối với nền đường đắp nên xử lý đến chân mái dốc đắp.

16.2.2 Chiều dài cọc được xác định dựa trên sức chịu tải của cọc đơn, yêu cầu kiểm soát lún và tính toán ổn định tổng thể. Chiều sâu cọc chế tạo sẵn cắm vào lớp chịu lực, đối với đất sét, đất bột không nên nhỏ hơn 2,0 lần đường kính cọc; đối với đất cát, đá phong hóa hoàn toàn, đá mềm phong hóa mạnh không nên nhỏ hơn 1,5 lần đường kính cọc; đối với đất loại sỏi cuội không nên nhỏ hơn 1,0 lần đường kính cọc. Khi tồn tại lớp đất yếu nằm dưới, chiều dày lớp chịu lực dưới mũi cọc không nên nhỏ hơn 4,0 lần đường kính cọc, đồng thời cần tiến hành kiểm tra sức chịu tải và lún của lớp đất yếu nằm dưới.

16.2.3 Giá trị sức chịu tải dọc trục cho phép của cọc đơn ([P]) phải tuân theo các quy định sau:

· 78 ·

16.2 TÍNH TOÁN SỨC CHỊU TẢI VÀ BIẾN DẠNG

1 Khi sử dụng thí nghiệm tải trọng đơn trụ, lấy sức chịu tải cực hạn theo phương đứng của đơn trụ chia cho hệ số an toàn 2.

2 Khi không có số liệu thí nghiệm tải trọng đơn trụ, có thể tính toán theo các công thức sau và lấy giá trị nhỏ hơn:

Trong đó:
— cường độ chịu nén trung bình của thân cọc (kPa);
— hệ số công nghệ tạo cọc, có thể lấy từ 0,55~0,65;
— diện tích tiết diện thân cọc (m²);
— diện tích tiết diện mũi cọc (m²);
— chu vi thân cọc (m);
— số lớp đất được phân chia trong phạm vi chiều dài cọc;
— chiều dày của lớp đất thứ xung quanh cọc (m);
— sức kháng ma sát cho phép của lớp đất thứ xung quanh cọc (kPa);
— sức kháng mũi cho phép của mũi cọc (kPa).

16.2.4 Tính toán độ lún của nền móng cọc đúc sẵn có thể thực hiện theo các quy định liên quan tại Điều 19.2.6 của Quy trình này.

16.2.5 Tính toán ổn định của nền móng cọc đúc sẵn có thể thực hiện theo các quy định liên quan tại Điều 3.2.10 của Quy trình này.

16.2.6 Khi bố trí mũ cọc và lớp đệm gia cường tại đỉnh cọc đúc sẵn, phải tuân thủ các quy định liên quan tại Điều 19.2.7 đến Điều 19.2.13 và Điều 19.2.15 của Quy trình này.

16.2.7 Khi bố trí kết cấu bản sàn tại đỉnh cọc đúc sẵn, phải tuân thủ các quy định liên quan tại Điều 19.2.16 đến Điều 19.2.18 của Quy trình này.

16.2.8 Đối với lớp đất bùn hoặc đất bùn sét ở trạng thái chảy dẻo đơn nhất không có lớp vỏ cứng, phải áp dụng các biện pháp tăng cường ổn định ngang cho kết cấu cọc đúc sẵn.

16.3 THI CÔNG

16.3.1 Cọc đúc sẵn thường được thi công bằng phương pháp ép tĩnh hoặc phương pháp đóng cọc. Trước khi thi công phải san phẳng mặt bằng

• 79 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo quy tắc đã nêu:

Địa điểm thi công phải được san phẳng và đo đạc định vị tim cọc chính xác, sai số vị trí tim cọc trên mặt bằng không lớn hơn 50 mm.

16.3.2 Thi công cọc móng

Thi công cọc móng thông thường được thực hiện từ trong ra ngoài, tại khu vực đất yếu nên áp dụng phương pháp thi công nhảy cọc. Khi thi công gần đường ray hoặc công trình (kiến trúc) hiện hữu, thông thường bắt đầu từ phía liền kề đường ray hoặc công trình (kiến trúc) hiện hữu và tiến hành từ gần ra xa. Khi thi công gần đường ray hoặc công trình hiện hữu, có thể áp dụng các biện pháp như bố trí lỗ giải phóng ứng suất, điều chỉnh trình tự hạ cọc hoặc kiểm soát tốc độ hạ cọc để giảm ảnh hưởng của hiệu ứng đẩy đất do hạ cọc.

16.3.3

Trong điều kiện đặc biệt, khi hạ cọc đúc sẵn (ép hoặc đóng) gặp khó khăn, có thể sử dụng phương pháp hạ cọc hỗ trợ bằng lỗ dẫn. Đường kính lỗ dẫn không nên vượt quá 2/3 đường kính cọc, độ sâu không nên vượt quá 2/3 chiều dài cọc, và phải áp dụng các biện pháp chống sập lỗ. Công tác tạo lỗ dẫn và hạ cọc phải được tiến hành liên tục, thời gian gián đoạn không nên vượt quá 12 h.

16.3.4 Thi công mũi cọc đúc sẵn phải tuân theo các quy định sau:

Phải lựa chọn mũi cọc phù hợp với điều kiện địa chất và bố trí cọc.
Trong môi trường ăn mòn, đối với cọc ống hoặc khi đầu cọc ống nằm trong tầng đá phong hóa hoặc đất đá trương nở dễ bị mềm hóa khi gặp nước, nên sử dụng mũi cọc dạng kín.
Mối hàn của mũi cọc phải liên tục, kín nước và không thấm, sau khi hạ đoạn cọc đầu tiên phải tiến hành đổ bù tại đầu cọc bằng bê tông co ngót bù hoặc vữa xi măng cát thô có chiều cao không nhỏ hơn 1,2 m để bịt đáy, cấp độ bền của bê tông không thấp hơn C20, cấp độ bền của vữa xi măng không thấp hơn M15.
Mũi cọc nên được chế tạo bằng thép tấm, thép tấm phải sử dụng thép Q235B, chất lượng phải phù hợp với các quy định trong tiêu chuẩn hiện hành Thép cacbon kết cấu GB/T 700, độ dày thép tấm không nhỏ hơn 16 mm.
Chế tạo và hàn mũi cọc phải tuân thủ các yêu cầu trong tiêu chuẩn hiện hành Quy phạm hàn kết cấu thép GB 50661.

16.3.5 Nối cọc đúc sẵn

Nên giảm thiểu số lượng mối nối cọc, mối nối nên nằm trong tầng đất không bị ô nhiễm, tránh nối cọc khi mũi cọc gần hoặc nằm trong tầng đất cứng như cát chặt, đá dăm, sỏi cuội. Nối cọc đúc sẵn nên áp dụng phương pháp liên kết cơ khí, tùy theo điều kiện địa chất và loại cọc đúc sẵn cũng có thể sử dụng phương pháp hàn bản đầu cọc hoặc liên kết neo bằng keo lưu huỳnh.

16.3.6 Hàn cọc đúc sẵn

Phải tuân thủ các yêu cầu liên quan đến mối hàn cấp II trong tiêu chuẩn hiện hành Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình kết cấu thép GB 50205. Sau khi kiểm tra hàn đạt yêu cầu, phải để mối hàn nguội tự nhiên.

· 80 ·

Sau khi nguội, mới được tiếp tục hạ cọc. Thời gian nguội tự nhiên khi thi công bằng phương pháp búa đóng không nhỏ hơn 8 min, khi thi công bằng phương pháp ép tĩnh không nhỏ hơn 6 min, khi sử dụng hàn bảo vệ bằng khí CO₂ thời gian nguội tự nhiên không nhỏ hơn 3 min.

16.3.7

Khi thi công bằng phương pháp ép tĩnh, giá trị lực ép cọc tối đa phải được xác định dựa trên thí nghiệm công nghệ hạ cọc, không nên lớn hơn 1,5 lần giá trị sức chịu tải thẳng đứng thiết kế xác định theo cường độ vật liệu thân cọc. Tốc độ hạ cọc bằng phương pháp ép tĩnh không nên lớn hơn 2 m/min.

16.3.8

Tiêu chuẩn kiểm soát ép kết thúc khi thi công bằng phương pháp ép tĩnh phải tuân theo các quy định sau:

1 Tiêu chuẩn kiểm soát ép kết thúc phải được xác định tổng hợp dựa trên yêu cầu kiểm soát sức chịu tải và độ lún, tình hình thí nghiệm công nghệ hạ cọc, tình trạng đầu cọc vào lớp đất chịu lực và lực cản động khi ép cọc, kết hợp với tình hình thí nghiệm tải trọng.

2 Đối với cọc ma sát và cọc ma sát – chống, chủ yếu kiểm soát theo cao độ đầu cọc, kiểm soát lực ép kết thúc là phụ.

3 Khi giá trị lực ép kết thúc không đạt giá trị dự kiến, sức chịu tải thẳng đứng đặc trưng của cọc đơn nên được xác định dựa trên thí nghiệm tải trọng tĩnh, không được tùy tiện tăng số lần ép lại.

4 Khi lực ép cọc đã đạt lực ép kết thúc hoặc đầu cọc đã vào lớp đất chịu lực thì phải áp dụng biện pháp ổn định áp lực.

5 Khi lực ép cọc nhỏ hơn hoặc bằng 3 000 kN, thời gian ổn định áp lực không nên vượt quá 10 s; khi lực ép cọc lớn hơn 3 000 kN, thời gian ổn định áp lực không nên vượt quá 5 s.

6 Số lần ổn định áp lực không nên vượt quá 3 lần, đối với cọc ngắn dưới 8 m hoặc cọc có độ xuyên ổn định áp lực lớn, không nên vượt quá 5 lần.

16.3.9

Khi thi công bằng phương pháp búa đóng, cần kiểm soát tổng số lần đập búa và số lần đập búa trong 1 m hạ cọc cuối cùng của mỗi cọc. Tổng số lần đập búa của cọc ống bê tông cường độ cao dự ứng lực không nên vượt quá 2 000 lần, số lần đập búa trong 1 m hạ cọc cuối cùng không nên vượt quá 300 lần; tổng số lần đập búa của cọc ống bê tông dự ứng lực không nên vượt quá 1 500 lần, số lần đập búa trong 1 m hạ cọc cuối cùng không nên vượt quá 250 lần.

16.3.10

Tiêu chuẩn ngừng đập khi thi công bằng phương pháp búa đóng phải được xác định tổng hợp dựa trên điều kiện địa chất công trình, đặc tính chịu tải của cọc, giá trị sức chịu tải thẳng đứng đặc trưng của cọc đơn, quy cách và chiều sâu cọc vào đất, đặc tính và năng lượng va đập của búa đóng cọc, đặc tính lớp đất chịu lực ở đầu cọc và chiều sâu đầu cọc vào lớp đất chịu lực, độ xuyên cuối cùng và số lần đập búa trên mỗi mét trong 1 m ~ 3 m hạ cọc cuối cùng.

16.3.11

Đỉnh cọc rỗng đúc sẵn phải được bịt kín bằng bê tông lõi hoặc các phương pháp khác, phần bịt

· 81 ·

16.3.12

Trong quá trình hạ cọc, phải ngăn ngừa sự dịch chuyển của thân cọc; độ lệch đứng của thân cọc không được vượt quá 1,5%. Khi xuất hiện hiện tượng "giả giới hạn", "hút vào", nổi lên, lún xuống, phải tiến hành đóng lại.

16.4 Kiểm tra chất lượng

16.4.1

Nội dung kiểm tra chất lượng cọc đúc sẵn phải bao gồm sức chịu tải thẳng đứng của cọc đơn và tính toàn vẹn của thân cọc.

16.4.2

Cọc đúc sẵn nhập kho phải được kiểm tra chất lượng sản phẩm theo yêu cầu thiết kế.

16.4.3

Sau khi thi công cọc đúc sẵn, phải sử dụng thí nghiệm tải trọng cọc đơn để kiểm tra sức chịu tải thẳng đứng của cọc đơn. Thời gian gián đoạn kiểm tra tối thiểu phải tuân theo quy định sau: đất cát 7 ngày, đất bột 10 ngày, đất sét không bão hòa 15 ngày, đất sét bão hòa 25 ngày.

16.4.4

Có thể sử dụng phương pháp biến dạng thấp để kiểm tra tính toàn vẹn của thân cọc đúc sẵn. Do ảnh hưởng của việc thi công cọc liền kề đến chất lượng thân cọc là lớn, việc kiểm tra cọc đúc sẵn phải được tiến hành sau khi thi công xong cọc liền kề.

• 82 •

17 Cọc khoan nhồi bê tông cốt thép

17.1 Quy định chung

17.1.1 Cọc khoan nhồi bê tông cốt thép có thể được sử dụng để xử lý nền đất yếu sâu có yêu cầu kiểm soát biến dạng nghiêm ngặt, nền đất yếu trên sườn dốc, nền có bề mặt đá gốc biến đổi lớn, và nền trong điều kiện phức tạp gần các công trình (cấu kiện) quan trọng.

17.1.2 Trước khi thi công cọc khoan nhồi bê tông cốt thép, cần tiến hành thí nghiệm công nghệ tạo cọc tại đoạn đại diện để xác định các thông số công nghệ và kiểm chứng hiệu quả tạo cọc.

17.1.3 Thiết kế cọc khoan nhồi bê tông cốt thép phải tuân thủ các quy định liên quan trong tiêu chuẩn thiết kế độ bền lâu của kết cấu bê tông đường sắt.

17.2 Thiết kế

17.2.1 Đường kính cọc khoan nhồi bê tông cốt thép nên chọn từ 500 mm đến 2000 mm. Cọc (nhóm cọc) nên bố trí theo hình chữ nhật, khoảng cách tâm cọc phải được xác định dựa trên loại kết cấu thượng tầng, tải trọng và các thông số địa kỹ thuật của nền đất. Khoảng cách tâm cọc ma sát không nên nhỏ hơn 2,5 lần đường kính cọc, khoảng cách tâm cọc chống không nên nhỏ hơn 2 lần đường kính cọc.

17.2.2 Chiều dài cọc phải được xác định theo các quy định sau:

Phải được xác định dựa trên khả năng chịu tải của cọc đơn hoặc tính toán lún và ổn định của kết cấu nhóm cọc trên nền đất.
Chiều sâu cọc ngàm vào lớp chịu lực phải được xác định dựa trên điều kiện địa chất, đặc điểm tải trọng và công nghệ thi công. Đối với đất sét, đất bụi không dính, không nên nhỏ hơn 2 lần đường kính cọc; đối với đất cát, không nên nhỏ hơn 1,5 lần đường kính cọc; đối với đất loại sỏi cuội, không nên nhỏ hơn 1 lần đường kính cọc.
Khi tồn tại lớp đất yếu nằm dưới, chiều dày lớp đất cứng chịu lực dưới mũi cọc không nên nhỏ hơn 3 lần đường kính cọc.
Đối với cọc neo đá, chiều sâu ngàm toàn tiết diện của mũi cọc vào dưới bề mặt đá tươi không được nhỏ hơn

• 83 •

17.2.3 Sức chịu tải cực hạn theo phương đứng của cọc khoan nhồi bê tông cốt thép phải được tính toán theo Quy phạm kỹ thuật móng cọc xây dựng JGJ94 hiện hành.

17.2.4 Khi cọc khoan nhồi bê tông cốt thép chịu lực nhổ, sức kháng nhổ cực hạn của cọc chống nhổ phải được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng tĩnh nhổ theo phương đứng hiện trường trên cọc đơn. Sức chịu tải nhổ của cọc đơn phải được kiểm tra theo các công thức sau:

(17.2.4-1)

(17.2.4-2)

Trong đó:
— Lực nhổ tác dụng lên cọc đơn (kN);
— Sức kháng nhổ cực hạn của cọc đơn (kN);
— Trọng lượng bản thân cọc đơn (kN), khi tính trọng lượng bản thân, dung trọng dưới mực nước ngầm lấy theo dung trọng nổi;
— Hệ số kháng nhổ của lớp đất thứ quanh cọc, đối với đất cát có thể lấy 0,5~0,7, đối với đất sét, đất bụi có thể lấy 0,7~0,8; khi tỷ số chiều dài cọc trên đường kính cọc nhỏ hơn 20 thì lấy giá trị nhỏ của ;
— Sức kháng bên cực hạn của lớp đất thứ quanh cọc (kPa);
— Chu vi thân cọc trong phạm vi lớp đất thứ (m);
— Chiều dày lớp đất thứ quanh cọc (m).

17.2.5 Việc kiểm tra khả năng chịu lực thân cọc và bề rộng vết nứt của cọc khoan nhồi bê tông cốt thép phải xét đến các yếu tố như cường độ vật liệu thân cọc, công nghệ thi công cọc, điều kiện giằng giữ, điều kiện môi trường. Khi thân cọc chịu tác dụng của tải trọng ngang, phân tích lực của móng cọc phải xét đến tác dụng giằng giữ theo phương ngang của đất xung quanh cọc.

17.2.6 Khi có thể xảy ra ma sát âm do lún của đất xung quanh cọc, cần xem xét ảnh hưởng của ma sát âm đến sức chịu tải và độ lún của móng cọc theo điều kiện cụ thể của công trình.

17.2.7 Thiết kế cọc khoan nhồi bê tông cốt thép phải tuân theo các quy định sau:

1 Cấp độ bền của bê tông thân cọc không được thấp hơn C30, đường kính cốt thép chủ không nên nhỏ hơn 10 mm, khoảng cách thông thủy không nên nhỏ hơn 80 mm, khi sử dụng cốt thép bó thì mỗi bó không nên quá hai thanh cốt thép.

· 84 ·

17.2 Cấu tạo cốt thép

Cốt đai nên sử dụng loại xoắn ốc (hình trụ), đường kính không nhỏ hơn 6 mm, khoảng cách nên từ 200 mm đến 300 mm. Đối với móng cọc chịu tải trọng ngang lớn, móng cọc chịu tác động động đất ngang, và khi tính toán khả năng chịu nén của thân cọc có xét đến tác dụng của cốt thép chủ, trong phạm vi 5 lần đường kính cọc tính từ đỉnh cọc trở xuống, cốt đai phải được bố trí dày đặc hơn, khoảng cách không lớn hơn 100 mm.
Dọc theo chiều dài lồng cốt thép, cứ mỗi 2,0 m đến 2,5 m phải bố trí một vòng cốt đai gia cường có đường kính không nhỏ hơn 12 mm.
Chiều dày lớp bảo vệ cốt thép phải được xác định theo yêu cầu của Quy phạm thiết kế độ bền lâu của kết cấu bê tông đường sắt TB 10005.

17.3 Thi công

17.3.1

Thi công khoan lỗ cọc bê tông cốt thép có thể lựa chọn thiết bị khoan như máy khoan xoay, máy khoan va, máy khoan tuần hoàn, máy khoan ống vách, máy khoan xoắn dài, v.v. tùy theo điều kiện địa chất khác nhau, chiều dài và đường kính cọc.

17.3.2

Trước khi thi công, phải san phẳng mặt bằng và tiến hành đo đạc định vị cọc chính xác. Sau khi khoan xong, phải kiểm tra đường kính lỗ, độ sâu lỗ, độ thẳng đứng, v.v.

17.3.3

Khi tạo lỗ bằng phương pháp giữ thành bằng vữa sét, nên sử dụng ống vách ở miệng lỗ; mực nước trong lỗ nên cao hơn đáy ống vách ít nhất 0,5 m hoặc cao hơn mực nước ngầm từ 1,5 m đến 2,0 m. Khi lấy mùn khoan hoặc tạm dừng khoan, phải kịp thời bổ sung nước hoặc vữa sét vào lỗ để duy trì chiều cao cột nước, tỷ trọng và độ nhớt của vữa sét.

17.3.4

Sau khi khoan xong, phải tiến hành làm sạch lỗ ngay; trong quá trình làm sạch lỗ, phải kịp thời bổ sung nước sạch hoặc vữa sét mới vào lỗ để duy trì mực nước trong lỗ. Chiều dày lớp cặn lắng sau khi làm sạch lỗ phải đáp ứng yêu cầu. Nghiêm cấm sử dụng phương pháp tăng độ sâu đáy lỗ để thay thế cho việc làm sạch lỗ.

17.3.5

Trong quá trình tạo lỗ cọc, phải thường xuyên vớt mẫu mùn khoan để đối chiếu với mặt cắt địa chất và ghi chép tình hình biến đổi địa chất. Khi xảy ra tình huống bất thường, phải kịp thời phản hồi cho các đơn vị liên quan.

17.3.6

Khi thi công cọc ở đoạn địa chất phức tạp mà xảy ra hiện tượng lỗ khoan bị nghiêng, sập lỗ, rơi mũi khoan, kẹt mũi khoan, mất vữa sét, v.v., phải tạm dừng thi công và chỉ được tiếp tục sau khi đã áp dụng các biện pháp xử lý tương ứng.

17.3.7

Khi vận chuyển và cẩu lắp lồng cốt thép, phải tránh làm biến dạng; khi lắp đặt phải căn chỉnh đúng vị trí lỗ, hạ thẳng đứng và từ từ vào trong lỗ cọc, tránh va chạm thành lỗ và rơi tự do. Sau khi vào vị trí, phải cố định ngay lập tức.

• 85 •

17.4 Thi công cọc khoan nhồi

17.3.8 Bê tông đổ dưới nước phải được đổ liên tục, không được dừng giữa chừng, cao độ đổ bê tông dưới nước nên cao hơn cao độ thiết kế đỉnh cọc 0,5 m.

17.3.9 Sau khi thi công xong cọc khoan nhồi bê tông cốt thép, phải xử lý đầu cọc để đảm bảo chất lượng đầu cọc, cao độ đỉnh cọc phải phù hợp với yêu cầu thiết kế.

17.3.10 Trong điều kiện thi công phức tạp như gần đường sắt đang khai thác, không gian thi công hạn chế, có thể áp dụng công nghệ khoan ống vách toàn bộ trong điều kiện không gian hạn chế.

17.4 Kiểm tra chất lượng

17.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng cọc khoan nhồi bê tông cốt thép phải bao gồm sức chịu tải thẳng đứng của cọc đơn và tính toàn vẹn của thân cọc.

17.4.2 Khi cường độ thân cọc bê tông cốt thép đạt 70% hoặc sau 14 ngày thi công, có thể sử dụng phương pháp sóng phản xạ ứng suất thấp hoặc khoan lấy lõi để kiểm tra tính toàn vẹn của thân cọc; đối với cọc có đường kính ≥ 2 m hoặc chiều dài cọc > 40 m hoặc trong điều kiện địa chất phức tạp, phải sử dụng phương pháp truyền sóng siêu âm để kiểm tra.

17.4.3 Sau 28 ngày thi công cọc khoan nhồi bê tông cốt thép, có thể sử dụng phương pháp ứng suất cao để kiểm tra sức chịu tải thẳng đứng của cọc đơn. Đối với cọc ma sát trong điều kiện đặc biệt, phải tiến hành thí nghiệm tải trọng cọc đơn.

· 86 ·

18 Nền đất composite đa loại cọc

18.1 Quy định chung

18.1.1 Nền đất composite đa loại cọc có thể được sử dụng để xử lý nền đất sét cố kết bình thường có tồn tại lớp cứng tương đối ở các độ sâu khác nhau, hoặc nền đất đặc biệt có tồn tại đất chưa cố kết, đất hoàng thổ lún ướt, đất có thể hóa lỏng ở lớp nông, cũng như nền đất có yêu cầu cao về sức chịu tải và biến dạng.

18.1.2 Khi thiết kế nền đất composite đa loại cọc, cần lựa chọn độ sâu xử lý phù hợp dựa trên mục đích xử lý khác nhau.

18.1.3 Trước khi thiết kế nền đất composite đa loại cọc, cần thu thập tài liệu địa chất công trình và địa chất thủy văn có tính định hướng theo loại cọc được lựa chọn.

18.1.4 Trước khi thi công nền đất composite đa loại cọc, cần tiến hành thí nghiệm công nghệ để xác định công nghệ và thông số thi công.

18.2 Thiết kế

18.2.1 Phạm vi xử lý của nền đất composite đa loại cọc không nên nhỏ hơn phạm vi đáy móng, đối với nền đường đắp nên xử lý đến chân mái dốc đắp, đối với móng cứng nên mở rộng thích hợp.

18.2.2 Nền đất composite đa loại cọc cần xác định tổ hợp loại cọc phù hợp dựa trên các yếu tố tổng hợp như điều kiện địa chất, yêu cầu kiểm soát sức chịu tải, biến dạng và ổn định, tính kinh tế và yêu cầu môi trường.

18.2.3 Cọc dài trong nền đất composite đa loại cọc cần lựa chọn lớp chịu lực tương đối tốt. Khi xử lý lớp đất chưa cố kết, cọc dài nên xuyên qua lớp đất chưa cố kết; khi xử lý lớp đất hóa lỏng, cọc dài nên xuyên qua lớp đất có thể hóa lỏng.

18.2.4 Khi tính toán sức chịu tải đơn cọc của nền đất composite đa loại cọc, đối với các lớp đất nhạy cảm với xáo trộn do thi công, cần xem xét ảnh hưởng của cọc thi công sau đối với cọc đã thi công trước, sức chịu tải đơn cọc cần được giảm trừ.

18.2.5 Nền đất composite đa loại cọc nên bố trí lớp đệm gia cường, chiều dày nên từ 200 mm đến 500 mm.

• 87 •

18.2.6 Sức chịu tải của nền đất composite nhiều loại cọc

Sức chịu tải của nền đất composite nhiều loại cọc nên được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng hiện trường trên nền đất composite. Khi thiết kế, có thể tính toán theo công thức sau:

1 Đối với nền đất composite nhiều loại cọc được hình thành từ hai loại cọc có cường độ liên kết, có thể ước tính theo công thức sau:

(18.2.6-1)

Trong đó:
— Sức chịu tải của nền đất composite (kPa);
— Tỷ lệ thay thế diện tích của cọc 1 và cọc 2;
— Hệ số phát huy sức chịu tải của cọc đơn đối với cọc 1 và cọc 2, cần được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng tĩnh trên nền đất composite một cọc theo nguyên tắc biến dạng bằng nhau hoặc thí nghiệm tải trọng tĩnh trên nền đất composite nhiều cọc; khi có kinh nghiệm địa phương cũng có thể xác định theo kinh nghiệm địa phương; khi không có số liệu thí nghiệm hoặc kinh nghiệm địa phương, có thể ước tính ban đầu trong khoảng 0,7~1,0;
— Sức chịu tải dọc trục cho phép của cọc đơn đối với cọc 1 và cọc 2 (kN);
— Diện tích tiết diện của cọc 1 và cọc 2 (m²);
— Hệ số phát huy sức chịu tải của đất giữa các cọc, được lấy theo loại cọc tương ứng;
— Sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc sau xử lý (kPa), nên lấy theo kinh nghiệm địa phương; nếu không có kinh nghiệm, có thể lấy bằng sức chịu tải cho phép của nền đất tự nhiên.

2 Đối với nền đất composite được hình thành từ cọc có cường độ liên kết và cọc vật liệu rời, có thể ước tính theo công thức sau:

(18.2.6-2)

Trong đó:
— Sức chịu tải của nền đất composite (kPa);
— Tỷ lệ thay thế diện tích của cọc có cường độ liên kết;
— Hệ số phát huy sức chịu tải của cọc đơn đối với cọc có cường độ liên kết, cần được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng tĩnh trên nền đất composite một cọc; khi có kinh nghiệm địa phương cũng có thể xác định theo kinh nghiệm địa phương; khi không có số liệu thí nghiệm hoặc kinh nghiệm địa phương, có thể ước tính ban đầu trong khoảng 0,6~0,9;

• 88 •

[P₁]——Sức chịu tải dọc trục cho phép của cọc có cường độ liên kết (kN);

Aₚ₁——Diện tích tiết diện của cọc có cường độ liên kết (m²);

β——Hệ số phát huy sức chịu tải của nền đất composite được gia cố chỉ bằng cọc vật liệu rời, lấy theo loại cọc tương ứng;

m₂——Tỷ lệ thay thế diện tích của cọc vật liệu rời;

n——Tỷ số ứng suất cọc-đất của nền đất composite được gia cố chỉ bằng cọc vật liệu rời;

σₛ——Sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc sau xử lý (kPa), nên lấy theo kinh nghiệm địa phương; nếu không có kinh nghiệm, có thể lấy bằng sức chịu tải cho phép của nền đất tự nhiên.

18.2.7 Tỷ lệ thay thế diện tích của nền đất composite nhiều loại cọc phải được tính toán dựa trên diện tích móng và số lượng cọc thực tế bố trí trong phạm vi diện tích đó; khi diện tích móng lớn, có thể thay thế bằng tỷ lệ thay thế diện tích đơn vị.

1 Khi bố trí cọc theo hình chữ nhật như Hình 18.2.7—1, có thể tính theo công thức sau:

(18.2.7-1)

(18.2.7-2)

![img-4.jpeg](assets/GML6RIPR/p100-img-4.jpeg)

Hình 18.2.7—1 Mô hình tính toán diện tích đơn vị bố trí cọc hình chữ nhật của nền đất composite nhiều loại cọc

2 Khi bố trí cọc theo hình tam giác như Hình 18.2.7—2 và , có thể tính toán theo công thức sau:

Hình 18.2.7—2 Mô hình tính toán diện tích đơn vị bố trí cọc tam giác của nền đất composite đa loại cọc

18.2.8 Mô-đun nén của lớp đất composite trong nền đất composite đa loại cọc phải tuân theo các quy định sau:

1 Đối với vùng gia cố composite gồm cọc dài-ngắn có cường độ liên kết và vùng gia cố chỉ bằng cọc dài, hệ số tăng mô-đun nén của đất được tính theo các công thức sau:

Trong đó:
— sức chịu tải của nền đất composite chỉ do cọc dài xử lý (kPa) và sức chịu tải của nền đất composite cọc dài-ngắn (kPa);
— hệ số tăng mô-đun nén của lớp đất gia cố trong nền đất composite cọc dài-ngắn và nền đất composite chỉ do cọc dài xử lý;

Hệ số cải thiện mô đun

2 Đối với vùng gia cố nền đất composite được hình thành từ cọc có cường độ liên kết và cọc vật liệu rời, hệ số cải thiện mô đun nén của lớp đất trong vùng gia cố có thể được tính theo các công thức sau:

Trong đó:
— sức chịu tải của nền đất composite sau khi gia cố chỉ bằng cọc vật liệu rời (kPa);

— hệ số điều chỉnh sức chịu tải của đất giữa các cọc sau xử lý;

— tỷ lệ diện tích thay thế của cọc vật liệu rời;

18.2.9 Chiều sâu tính toán biến dạng của nền đất composite phải lớn hơn chiều dày của lớp đất được gia cố composite, và phải đáp ứng các quy định liên quan trong Chương 3 của quy trình này.

18.3 Thi công

18.3.1 Trình tự thi công nền đất composite đa loại cọc phải tuân theo các quy định sau:

1 Đối với nền đất composite đa loại cọc xử lý lớp đất có thể hóa lỏng, phải thi công trước các cọc xử lý hóa lỏng.

2 Đối với việc loại bỏ hoặc giảm một phần tính lún ướt của nền đất hoàng thổ, phải thi công trước các cọc xử lý tính lún ướt.

3 Cần giảm thiểu hoặc hạn chế ảnh hưởng của cọc thi công sau đến chất lượng và sức chịu tải của cọc đã thi công trước.

18.3.2 Thi công nền đất composite đa loại cọc phải lựa chọn thiết bị máy móc và công nghệ thi công phù hợp với đặc điểm của loại cọc đã chọn.

18.4 Kiểm tra chất lượng

18.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng nền đất composite đa loại cọc phải bao gồm thân cọc tương ứng với từng loại cọc

• 91 •

18.4.2 Kiểm tra chất lượng của nền đất composite đa loại cọc phải được tiến hành sau một khoảng thời gian nhất định kể từ khi hoàn thành thi công, dựa trên loại cọc tương ứng.

18.4.3 Kiểm tra chất lượng của nền đất composite đa loại cọc phải tuân thủ các quy định sau:

Kiểm tra sức chịu tải của nền đất composite đa loại cọc phải sử dụng thí nghiệm tải trọng tĩnh nền đất composite hoặc thí nghiệm tải trọng tĩnh cọc đơn, và phải đáp ứng yêu cầu về số lượng kiểm tra tương ứng với từng loại cọc.
Kiểm tra chất lượng thi công thân cọc phải được thực hiện theo các hạng mục và số lượng kiểm tra tương ứng với từng loại cọc đã nêu trong các chương trước.

19 Cấu trúc cọc-lưới (cọc-bè)

19.1 Quy định chung

19.1.1 Cấu trúc cọc-lưới (cọc-bè) có thể được sử dụng cho gia cố nền đất yêu cầu kiểm soát biến dạng nghiêm ngặt.

19.1.2 Cấu trúc cọc-lưới bao gồm nhóm cọc, mũ cọc (hoặc đầu cọc mở rộng) và lớp đệm gia cường; cấu trúc cọc-bè bao gồm nhóm cọc, lớp đệm lót và bản bè bê tông cốt thép, như minh họa trong Hình 19.1.2.

(a) Cấu trúc cọc-lưới

(b) Cấu trúc cọc-bè

Hình 19.1.2 Cấu trúc cọc-lưới và cấu trúc cọc-bè

· 93 ·

19.1.3 Bê tông trong kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) phải đáp ứng các yêu cầu của quy phạm thiết kế độ bền lâu của kết cấu bê tông đường sắt và các quy định liên quan khác.

19.1.4 Kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) phải sử dụng cọc cứng để nâng cao khả năng chịu tải tổng hợp và hiệu quả kiểm soát độ lún sau thi công.

19.2 Thiết kế

19.2.1 Cọc (nhóm cọc) trong kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) có thể được thiết kế theo phương pháp nền móng cọc chịu toàn bộ tải trọng của lớp đệm gia cường (bản sàn bê tông cốt thép), kết cấu đường đắp phía trên, kết cấu đường ray và tải trọng đoàn tàu.

19.2.2 Phạm vi xử lý của cọc (nhóm cọc) trong kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) không nên nhỏ hơn phạm vi đáy móng, đường đắp nên được xử lý đến chân mái dốc đắp, móng cứng nên được mở rộng thích hợp.

19.2.3 Nội dung kiểm toán kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) phải bao gồm: kiểm toán sức chịu tải của cọc đơn, kiểm toán ổn định tổng thể và tính toán độ lún nền đất, cũng như kiểm toán lớp đệm gia cường, mũ cọc và bản sàn.

19.2.4 Kiểm toán ổn định tổng thể của kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) phải tuân thủ các quy định về tính toán ổn định của nền đất composite cọc cứng, có thể tiến hành kiểm toán theo quy định tại Điều 3.2.10 của Quy trình này.

19.2.5 Sức chịu tải của cọc đơn trong kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) có thể được kiểm toán theo quy định tại Mục 15.2, 16.2, 17.2 của Quy trình này.

19.2.6 Kiểm toán độ lún nền đất của kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) phải tuân thủ các quy định sau:

1 Độ lún nền đất của kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) bao gồm độ lún vùng gia cố bằng cọc và độ nén của lớp nằm dưới.

(19.2.6-1)

trong đó:
— tổng độ lún nền đất của kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) (m);
— độ lún vùng gia cố của kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) (m), là tổng của độ nén thân cọc và độ biến dạng xuyên cọc ở đầu cọc ;
— độ nén của lớp nằm dưới vùng gia cố của kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) (m).

2 Độ nén thân cọc có thể được tính theo công thức sau:

(19.2.6-2)

trong đó:
— tải trọng tác dụng lên đỉnh cọc đơn (kN);

—— Chiều dài cọc (m);

—— Diện tích tiết diện cọc ();

—— Mô-đun đàn hồi của vật liệu cọc (MPa).

3 Biến dạng xuyên cọc đầu cọc có thể lấy theo đường cong tải trọng - lún () từ thí nghiệm tải trọng hoặc theo kinh nghiệm địa phương.
4 Lượng nén của lớp nằm dưới được tính bằng phương pháp tổng phân lớp, ứng suất phụ thêm của lớp nằm dưới nên tính theo phương pháp Boussinesq trong Phụ lục D.

19.2.7 Đối với kết cấu cọc-lưới bố trí cọc theo dạng hình vuông và mũ cọc hình vuông, chiều cao vòm đất giữa các mũ cọc liền kề có thể tính theo công thức sau:

(19.2.7-1)

Trong đó:
—— Chiều cao vòm đất (m);
—— Khoảng cách giữa các cọc (m);
—— Chiều dài cạnh mũ cọc (m);
—— Góc ma sát trong của đất đắp, đối với đất dính lấy góc ma sát tổng hợp (°).

Chiều cao đắp tối thiểu trên mũ cọc của kết cấu cọc-lưới (bao gồm cả chiều dày lớp đệm gia cường) phải được xác định tổng hợp dựa trên chiều dày lớp đệm và chiều cao vòm đất, không được nhỏ hơn 1,5 m, có thể tính theo công thức sau:

(19.2.7-2)

Trong đó:
—— Chiều cao đắp tối thiểu trên mũ cọc (m).

19.2.8 Trên đỉnh mũ cọc của kết cấu cọc-lưới phải bố trí lớp đệm gia cường, vật liệu đệm nên sử dụng sỏi hoặc đá dăm có cấp phối tốt và chưa phong hóa, chiều dày lớp đệm gia cường nên từ đến , khoảng cách từ lưới địa kỹ thuật lớp dưới cùng đến đỉnh mũ cọc không nhỏ hơn , và phải đáp ứng các quy định liên quan tại Điều 4.2.8 của Quy trình này.
19.2.9 Trong lớp đệm gia cường của kết cấu cọc-lưới, vật liệu gia cường nên sử dụng vật liệu tổng hợp địa kỹ thuật có cường độ cao và biến dạng thấp như lưới địa kỹ thuật, vải địa kỹ thuật cường độ cao. Các chỉ tiêu tính năng của vật liệu tổng hợp địa kỹ thuật phải đáp ứng yêu cầu kiểm toán thiết kế. Lưới địa kỹ thuật phải phù hợp với biến dạng của kết cấu cọc-lưới; độ giãn dài danh định của lưới địa kỹ thuật không lớn hơn , cường độ chịu kéo không nhỏ hơn ; hoặc cường độ chịu kéo tại độ giãn dài không nhỏ hơn .
19.2.10 Việc kiểm toán lực kéo trong vật liệu gia cường của kết cấu cọc-lưới phải tính toán riêng lực kéo do ứng suất thẳng đứng và hiệu ứng lực đẩy mái dốc, có thể tính theo công thức sau:

· 95 ·

Trong đó:
—— lực kéo trong vật liệu gia cường (kN/m); khi sử dụng nhiều lớp vật liệu gia cường, cường độ chịu kéo tổng hợp nên xét đến hiệu quả phát huy cường độ của các lớp vật liệu gia cường; khi bố trí một lớp vật liệu gia cường, lấy bằng 1,00, lấy bằng 1,00; khi bố trí hai lớp vật liệu gia cường, lấy bằng 0,63, lấy bằng 0,50;

—— lực kéo trong vật liệu gia cường do ứng suất thẳng đứng (kN/m);

—— lực kéo trong vật liệu gia cường do hiệu ứng áp lực đẩy mái dốc (kN/m);

—— cường độ chịu kéo cho phép của vật liệu gia cường, thường là cường độ chịu kéo tại biến dạng hư hỏng 10% trong tuổi thọ sử dụng (kN/m);

—— cường độ chịu kéo giới hạn xét đến hiện tượng từ biến (kN/m);

—— hệ số an toàn vật liệu xét đến hư hỏng trong quá trình thi công, đối với loại đá dăm thường lấy từ 1,3 ~ 1,5;

—— hệ số an toàn độ bền xét đến tính chịu thời tiết, chịu hóa chất và đặc tính suy giảm tính năng dài hạn, thường lấy từ 1,0 ~ 2,0; khi vật liệu gia cường ở trong môi trường không có ánh sáng mặt trời và được xử lý tốt trong quá trình thi công, giá trị pH của đất nằm trong khoảng 5 ~ 9, có thể lấy bằng 1,0.

19.2.11 Lực ứng suất thẳng đứng mà vật liệu gia cường trong kết cấu cọc-lưới chịu được là tổng của ứng suất thẳng đứng do hiệu ứng vòm đất và tải trọng động trừ đi phản lực nền, lực kéo lớn nhất trong vật liệu gia cường có thể tính toán theo lý thuyết dây treo:

Trong đó:
—— khoảng cách giữa các cọc (m);

· 96 ·

——Kích thước mũ cọc (m), đối với mũ cọc hình tròn sử dụng cạnh tương đương, , là đường kính mũ cọc hình tròn;

——Độ võng tổng tại điểm giữa, , nên lấy giá trị biến dạng kiểm soát của vật liệu gia cường từ 4%~6%;

——Khoảng cách tịnh giữa các cọc (m);

——Ứng suất trung bình do vật liệu gia cường chịu (kN/m²);

——Ứng suất thẳng đứng tổng do vật liệu gia cường trên đất giữa các cọc chịu (kN/m²);

——Ứng suất thẳng đứng trên vật liệu gia cường do hiệu ứng vòm đất (kN/m²);

——Ứng suất thẳng đứng trên vật liệu gia cường do tải trọng động của đoàn tàu (kN/m²), khi chiều cao nền đường lớn hơn 3 m thì lấy bằng 0, ngược lại tính theo công thức Boussinesq;

——Phản lực trung bình của đất giữa các cọc trong nền đất (kN/m²);

——Độ cứng tổng hợp của nền đất trong phạm vi chiều sâu xử lý nền (kN/m³).

19.2.12 Lực kéo trong vật liệu gia cường do hiệu ứng lực đẩy mái dốc được tính bằng hợp lực áp lực đất chủ động của mái dốc trừ đi phản lực ma sát của nền đất, như minh họa trong Hình 19.2.12, có thể tính theo các công thức sau, khi thì lấy bằng 0.

(19.2.12-1)

(19.2.12-2)

(19.2.12-3)

Trong đó:
——Hợp lực áp lực đất chủ động của mái dốc (kN/m);

——Phản lực ma sát do nền đất cung cấp (kN/m);

——Trọng lượng riêng của đất (kN/m³);

——Chiều cao đất đắp (m);

——Hệ số áp lực đất chủ động;

——Tải trọng bản thân của mái dốc (kN/m);

——Tải trọng tĩnh (kN/m²);

· 97 ·

——Góc ma sát trong của đất tiếp xúc với vật liệu gia cường (°), đối với đất dính lấy góc ma sát tổng hợp;

——Tỷ lệ diện tích đất trong một ô lưới đơn vị của vật liệu gia cường so với tổng diện tích, khi vật liệu gia cường là lưới địa kỹ thuật thì lấy 0,90; khi vật liệu gia cường là vải địa kỹ thuật thì lấy 0,67.

Hình 19.2.12 Sơ đồ lực tác dụng lên mái taluy đường

19.2.13 Chiều dài đoạn neo của vật liệu gia cường ngoài mặt trượt có thể tính theo công thức sau:

(19.2.13)

trong đó:
——Hệ số kháng nhổ của vật liệu gia cường, nên lấy bằng 0,8.

19.2.14 Đường kính cọc trong kết cấu cọc-lưới nên từ 400 mm đến 800 mm. Cọc nên bố trí theo hình chữ nhật, khoảng cách giữa các cọc xác định dựa trên độ lớn tải trọng và thông số đất nền, nên từ 4 đến 6 lần đường kính cọc.

19.2.15 Đỉnh cọc trong kết cấu cọc-lưới phải bố trí mũ cọc, và thiết kế mũ cọc phải tuân theo các quy định sau:

1 Cường độ bê tông không nhỏ hơn C30, chiều dày từ 300 mm đến 400 mm.

2 Diện tích mũ cọc chiếm tỷ lệ không nhỏ hơn 25% diện tích gia cố nền đất của một cọc đơn.

3 Thiết kế kết cấu mũ cọc có thể dựa trên tải trọng thẳng đứng mà mũ cọc chịu, tính toán cường độ bê tông và bố trí cốt thép theo kiểm tra phá hoại do uốn và đâm thủng, đồng thời tuân thủ các quy định liên quan trong Quy chuẩn thiết kế kết cấu bê tông GB 50010 hiện hành.

19.2.16 Đỉnh cọc trong kết cấu cọc-bè phải bố trí lớp đệm lót, chiều dày nên từ 200 mm đến 300 mm,

· 98 ·

19.2 Cấu tạo

Bố trí bản sàn bè bằng bê tông cốt thép trên lớp đệm lót, cường độ bê tông của bản sàn bè không nhỏ hơn C30. Vật liệu lớp đệm lót nên là cát trung, cát thô, sỏi hoặc đá dăm có cấp phối tốt, đường kính hạt lớn nhất không nên vượt quá 50 mm.

19.2.17

Cốt thép trong bản sàn bè bê tông cốt thép của kết cấu cọc-bè có thể được thiết kế theo phương pháp bản nền đàn hồi và kiểm tra bố trí cốt thép. Chiều dày bản sàn bè bê tông cốt thép có thể được xác định dựa trên yêu cầu chống uốn, chống xuyên thủng và chống cắt, nên từ 300 mm đến 600 mm.

19.2.18

Bản sàn bè cần được chia thành các đoạn theo chiều dọc, chiều dài mỗi đoạn nên từ 15 m đến 20 m, giữa các tấm để khe co giãn rộng 2 cm, trong khe nhồi bọt xốp hoặc sợi đay tẩm nhựa đường.

19.3 Thi công

19.3.1

Mũ cọc nên được đổ tại chỗ, khi sử dụng mũ cọc đúc sẵn cần áp dụng biện pháp định tâm. Khoảng trống giữa các mũ cọc cần được lấp đầy và đầm chặt bằng cát, đá mạt hoặc vật liệu tương tự.

19.3.2

Đối với lớp đệm gia cường trong kết cấu cọc-lưới, nên lựa chọn sỏi hoặc đá dăm có cường độ cao, chất lượng cứng, khó phong hóa và cấp phối tốt, không được lẫn đá mạt; đường kính hạt nhỏ nhất của đá dăm nên lớn hơn kích thước lỗ của vật liệu gia cường, đường kính hạt lớn nhất không được vượt quá 50 mm, cần được san phẳng. Khi chiều dày lớp đệm lớn hơn 400 mm, cần đầm chặt theo từng lớp bằng phương pháp đầm tĩnh.

19.3.3

Thi công lớp đệm gia cường phải tuân thủ các quy định sau:

1 Vận chuyển, lưu trữ và thi công vật liệu cần tránh ánh nắng chiếu trực tiếp.
2 Nên lựa chọn vật liệu gia cường có chiều rộng lớn, khi ghép nối hai tấm, cường độ mối nối không được nhỏ hơn 70% cường độ ban đầu; mối nối nên bố trí trên mũ cọc, chiều rộng chồng mí không được nhỏ hơn 300 mm.
3 Bề mặt thi công phải bằng phẳng, không được có vật sắc nhọn.
4 Vật liệu gia cường phải được trải phẳng, dùng bao tải dệt chứa cát (đất) để đè giữ.
5 Hướng dọc và ngang của vật liệu gia cường phải trùng với hướng dọc và ngang của bố trí cọc.

19.3.4

Lưới địa kỹ thuật phải được liên kết chắc chắn, cường độ liên kết không thấp hơn cường độ chịu kéo thiết kế.

19.3.5

Đất đắp phía trên lớp đệm gia cường phải được đầm chặt theo từng lớp, ngăn ngừa tải trọng tập trung gây nghiêng thân cọc, độ chặt phải đạt yêu cầu thiết kế.

19.4 Kiểm tra chất lượng

19.4.1

Kiểm tra chất lượng kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) phải bao gồm lớp đệm gia cường, bản sàn bè, cọc cứng

· 99 ·

19.4.2 Kiểm tra chất lượng lớp đệm gia cường của kết cấu cọc-lưới phải đáp ứng các yêu cầu liên quan tại Mục 4.4 của Quy trình này.

19.4.3 Kiểm tra sức chịu tải thẳng đứng của cọc đơn cứng và tính toàn vẹn thân cọc trong kết cấu cọc-lưới phải đáp ứng các yêu cầu liên quan tại Mục 15.4, Mục 16.4 và Mục 17.4 của Quy trình này.

• 100 •

20 Kết cấu cọc bản

20.1 Quy định chung

20.1.1 Kết cấu cọc bản có thể được sử dụng cho xử lý nền đất yếu dày, nền đất hoàng thổ lún ướt, nền đá (đất) trương nở, đoạn chuyển tiếp nền đường ngắn giữa cầu và hầm, đoạn chuyển tiếp đường-cầu (đường-hầm, đường-cống), nền đường khu vực phân nhánh và gia cố nền đường hiện hữu, xử lý nền vùng karst và vùng khai thác khoáng sản đã cạn kiệt, cũng như các đoạn yêu cầu kiểm soát chặt chẽ biến dạng nền móng.

20.1.2 Kết cấu cọc bản bao gồm cọc bê tông cốt thép, dầm đỡ và bản chịu tải, hoặc bao gồm cọc bê tông cốt thép và bản chịu tải. Cọc bê tông cốt thép thường được lựa chọn là cọc khoan đổ tại chỗ bằng phương pháp cơ giới, cũng có thể sử dụng cọc đúc sẵn đóng (ép) vào đất.

20.1.3 Thiết kế độ bền lâu của các cấu kiện trong kết cấu cọc bản phải tuân thủ các quy định trong các tiêu chuẩn liên quan về thiết kế độ bền lâu của kết cấu bê tông đường sắt.

20.2 Thiết kế

20.2.1 Kết cấu cọc bản được phân loại thành ba loại: không chôn, chôn nông và chôn sâu, dựa trên sự khác biệt về phương thức liên kết, hình thức tổ hợp và vị trí bố trí, và phải tuân thủ các quy định sau:

Kết cấu cọc bản không chôn nên được thiết kế theo dạng nhiều nhịp liên tục, số lượng nhịp không nên vượt quá 5 nhịp. Dầm đỡ liên kết cứng với cọc, bản chịu tải nhịp giữa liên kết cứng hoặc bán cứng với dầm đỡ, bản chịu tải nhịp biên gác lên dầm đỡ. Giữa các bản chịu tải của các liên kết liền kề bố trí khe co giãn. Bản chịu tải liên kết trực tiếp với kết cấu đường ray phía trên, như thể hiện trong Hình 20.2.1—1.
Kết cấu cọc bản chôn nông có thể liên kết trực tiếp hoặc thông qua dầm đỡ với bản chịu tải. Phía trên bản chịu tải là lớp mặt nền hoặc lớp đáy nền, như thể hiện trong Hình 20.2.1—2.
Kết cấu cọc bản chôn sâu được bố trí tại đáy nền đường đắp, cọc liên kết cứng trực tiếp với bản chịu tải. Phía trên bản chịu tải là nền đường đắp, như thể hiện trong Hình 20.2.1—3.

• 101 •

20.2.2 Thiết kế tải trọng phải tuân theo các quy định sau:

1 Thiết kế kết cấu cọc-bản phải dựa trên đặc tính của kết cấu, tính toán theo tổ hợp bất lợi nhất của các tải trọng được liệt kê trong Bảng 20.2.2.

Hình 20.2.1—1 Sơ đồ dạng kết cấu cọc-bản không chôn

Hình 20.2.1—2 Sơ đồ dạng kết cấu cọc-bản chôn nông

Hình 20.2.1—3 Sơ đồ dạng kết cấu cọc-bản chôn sâu

Bảng 20.2.2 Tải trọng thiết kế kết cấu cọc-bản

Phân loại tải trọng		Tên tải trọng	Kiểu không chôn	Kiểu chôn nông	Kiểu chôn sâu
Tải trọng chính	Tĩnh tải	Trọng lượng bản thân cấu kiện kết cấu và kết cấu đường ray	√	√	√
		Tác dụng co ngót và từ biến của bê tông	√	√	√
		Tác dụng dịch chuyển nền móng	√	√	√
		Trọng lượng bản thân lớp bề mặt nền đường		√	√
		Trọng lượng thân nền đường và lớp đáy nền đường			√
	Hoạt tải	Tải trọng đứng tĩnh của đoàn tàu	√	√	√
		Tải trọng đứng động của đoàn tàu	√	√
		Lực ly tâm	√	√
		Lực lắc ngang	√	√
Tải trọng phụ		Lực hãm hoặc lực kéo	√	√
		Tác dụng nhiệt độ	√	√
Tải trọng đặc biệt		Tải trọng trật bánh đoàn tàu	√
		Lực động đất	√	√	√
		Tải trọng tạm thời trong thi công	√	√	√
		Lực dọc ray dài (lực giãn nở, lực uốn và lực đứt ray)	√

Ghi chú:
1 Ký hiệu “√” trong bảng biểu thị cần xét đến tải trọng này khi thiết kế.

2 Lực dọc ray dài và tổ hợp của nó với lực hãm hoặc lực kéo phải tuân theo yêu cầu của Quy phạm thiết kế đường sắt không mối nối TB 10015 hiện hành.

3 Tải trọng trật bánh đoàn tàu chỉ tổ hợp với tĩnh tải trong tải trọng chính, không tổ hợp với hoạt tải trong tải trọng chính và các tải trọng phụ khác.

4 Tổ hợp lực động đất với các tải trọng khác phải tuân theo quy định của Quy phạm thiết kế kháng chấn công trình đường sắt GB 50111 hiện hành.

5 Đối với kết cấu cọc-bản không chôn và chôn nông, tải trọng đứng tĩnh của đoàn tàu đường sắt phải tuân theo quy định của Sơ đồ tải trọng đoàn tàu đường sắt TB/T 3466 hiện hành; đối với kết cấu cọc-bản chôn sâu, tải trọng đứng tĩnh của đường ray và đoàn tàu được xem xét theo cột đất quy đổi.

2 Hệ số động lực của tải trọng đứng động đoàn tàu đối với kết cấu cọc-bản không chôn và chôn nông phải được tính toán theo giá trị mục tiêu tốc độ và các yêu cầu liên quan trong Quy phạm thiết kế cầu cống đường sắt TB 10002 hiện hành; đối với kết cấu cọc-bản chôn nông, hệ số động lực này cần được giảm thích hợp.

3 Kết cấu cọc-bản siêu tĩnh cần xét đến ảnh hưởng của co ngót bê tông, co ngót bê tông...

Dưới đây là bản dịch tài liệu theo yêu cầu:

Ảnh hưởng có thể được tính toán theo phương pháp hạ thấp nhiệt độ.

20.2.3 Tính toán kết cấu phải tuân thủ các quy định sau:

1 Kết cấu cọc bản có thể được tính toán theo mô hình dầm bản liên tục nhiều gối đỡ.
2 Kết cấu cọc bản có thể được thiết kế theo phương pháp ứng suất cho phép, giá trị ứng suất cho phép lấy theo Quy phạm thiết kế kết cấu bê tông cầu cống đường sắt hiện hành TB 10092.
3 Khi tính toán tác dụng của tải trọng ngang, phân tích nội lực của móng cọc phải xét đến tác dụng khống chế ngang của đất xung quanh cọc.
4 Độ lún của móng cọc có thể được tính toán theo Quy phạm thiết kế nền móng và móng cầu cống đường sắt hiện hành TB 10093; đối với kết cấu cọc bản không chôn hoặc chôn nông, phải kiểm soát độ lún lệch giữa các cọc liền kề.
5 Sức chịu tải dọc trục của cọc đơn có thể được tính toán theo Quy phạm thiết kế nền móng và móng cầu cống đường sắt hiện hành TB 10093, đồng thời phải đáp ứng yêu cầu tại Điều 17.2.3 của Quy trình này.
6 Độ võng đứng của bản chịu tải dưới tác dụng của tải trọng tĩnh và hoạt tải đứng phải tuân thủ quy định tại Bảng 20.2.3.

Bảng 20.2.3 Giới hạn độ võng đứng của bản chịu tải

Tiêu chuẩn thiết kế đường sắt	Tốc độ thiết kế (km/h)	Giới hạn độ võng đứng
Đường sắt cao tốc	350	L/1 600
	300	L/1 500
	250	L/1 400
Đường sắt liên thành	200	L/1 750
	160	L/1 600
	120	L/1 350
Đường sắt khách-cargo chung	200	L/1 200
	160	L/1 000
Đường sắt trọng tải	≤ 120	L/900

Ghi chú:

L là nhịp dọc của bản chịu tải.
Đối với kết cấu cọc bản liên tục từ 3 nhịp trở lên, lấy giá trị trong bảng nhân với 1,1.
Đối với bản chịu tải đơn tuyến, giới hạn độ võng đứng lấy bằng 0,6 lần giá trị tương ứng của bản chịu tải đôi.

• 104 •

7 Đối với kết cấu tấm cọc không chôn hoặc chôn nông có nhiều nhịp liên tục, độ võng theo phương đứng phải xét đến tác dụng của tải trọng nhiệt độ và đáp ứng các giới hạn quy định trong Bảng 20.2.3.

8 Dưới tác dụng của tải trọng tĩnh đứng của đoàn tàu, góc xoay đứng tại đầu tấm chịu lực phải tuân theo các quy định sau: đối với đường ray không đá ballast, không lớn hơn 1,0‰; đối với đường ray có đá ballast, không lớn hơn 2,0‰. Trong thiết kế, cần kiểm soát chiều dài phần console của đầu tấm chịu lực.

9 Tấm chịu lực, dầm đỡ và móng cọc của kết cấu tấm cọc phải được tính toán kiểm tra bề rộng vết nứt lớn nhất, bề rộng vết nứt lớn nhất phải đáp ứng yêu cầu thiết kế về độ bền lâu.

20.2.4 Bố trí kết cấu tấm cọc

Bố trí kết cấu tấm cọc phải tuân theo các quy định sau:

1 Chiều dài nhịp tấm chịu lực của kết cấu tấm cọc nên từ 5 m đến 10 m, chiều dày nên từ 0,6 m đến 1,5 m, đường kính cọc khoan nhồi nên từ 0,8 m đến 1,50 m.

2 Trong cùng một nhịp (liên) móng cọc, không nên đồng thời sử dụng cọc ma sát và cọc chống, đồng thời không nên sử dụng các loại cọc có đường kính hoặc vật liệu khác nhau.

3 Đối với đường sắt đôi, khoảng cách ngang giữa các cọc của kết cấu tấm cọc không chôn và chôn nông nên giữ đồng nhất với khoảng cách giữa hai đường ray.

4 Khi kết cấu tấm cọc không chôn được áp dụng cho đoạn đường ray không đá ballast, vị trí khe co giãn của tấm chịu lực phải thẳng hàng với khe nối của tấm ray, chiều dài tấm chịu lực phải tương ứng với mô-đun chiều dài phân đoạn của tấm ray phía trên, tức là bội số nguyên của chiều dài phân đoạn tấm ray.

20.2.5 Cấu tạo kết cấu tấm cọc

Cấu tạo kết cấu tấm cọc phải tuân theo các quy định sau:

1 Cấp độ bền bê tông của tấm chịu lực và dầm đỡ không nên thấp hơn C35, cấp độ bền bê tông của móng cọc không nên thấp hơn C30.

2 Dưới đáy tấm chịu lực (dầm đỡ) nên bố trí lớp đệm bê tông không cốt thép hoặc đất vôi dày 100 mm.

3 Tại vị trí liên kết cứng giữa tấm chịu lực (dầm đỡ) và móng cọc, cần bố trí các biện pháp cấu tạo như lưới cốt thép, cốt thép chịu cắt uốn và cốt đai gia cường.

4 Khi liên kết cọc với tấm chịu lực (dầm đỡ), chiều dài thân cọc cắm vào tấm chịu lực (dầm đỡ) không nên nhỏ hơn 100 mm.

5 Cốt thép chủ của tấm chịu lực (dầm đỡ) nên sử dụng thép HRB 400.

6 Đường kính cốt thép chịu lực của tấm chịu lực không nên nhỏ hơn 16 mm, khoảng cách không nên lớn hơn 200 mm.

7 Đường kính cốt thép phân bố của tấm chịu lực không nên nhỏ hơn 8 mm, khoảng cách không nên lớn hơn 200 mm.

Diện tích cốt thép phân bố không nên nhỏ hơn 15% diện tích cốt thép chịu lực trên một đơn vị chiều rộng.

20.2.6 Bố trí cốt đai cho bản chịu tải phải tuân theo các quy định sau:

Đường kính cốt đai không nên nhỏ hơn 8 mm; khi đỡ cốt thép chịu kéo, khoảng cách giữa các cốt đai không được lớn hơn 3/4 chiều dày bản và không lớn hơn 300 mm; khi đỡ cốt thép chịu nén, khoảng cách giữa các cốt đai không được lớn hơn 15 lần đường kính cốt thép chịu lực và không lớn hơn 300 mm.
Trong phạm vi chiều dài bằng 1/2 chiều dày bản ở hai bên tâm gối đỡ, khoảng cách giữa các cốt đai không được lớn hơn 100 mm.
Bản chịu tải của kết cấu bản cọc không chôn nên bố trí cốt đai dạng kín.
Giữa cốt thép chịu lực ở mặt trên và lớp dưới cùng của bản chịu tải trong kết cấu bản cọc chôn nông và chôn sâu nên bố trí cốt thép giằng, khoảng cách không nên lớn hơn 400 mm.

20.2.7 Kết cấu bản cọc không chôn còn phải đáp ứng các yêu cầu sau:

Bản chịu tải và kết cấu nền đường ray không đá ba lát phía trên được kết nối bằng chốt hoặc cốt thép hình chữ U.
Mặt trên bản chịu tải nên bố trí dốc thoát nước ngang hướng ra ngoài, tại khe co giãn giữa các bản chịu tải liền kề phải bố trí khe co giãn chống thấm.
Tại vị trí nhịp biên, trên mặt tiếp xúc giữa bản chịu tải và dầm đỡ nên bố trí lớp trượt chịu mài mòn cường độ cao.
Hai đầu mút dầm đỡ nên bố trí tấm chắn hình lồi.

20.2.8 Tính ổn định nền đường phải được tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.2 của Quy trình này.

20.3 Thi công

20.3.1 Trước khi thi công kết cấu bản cọc phải lập phương án thi công chuyên ngành.

20.3.2 Trước khi thi công kết cấu bản cọc phải san bằng mặt bằng và tiến hành đo đạc định vị cọc chính xác, sai số trung phương vị trí điểm mặt bằng của cọc không được lớn hơn 50 mm.

20.3.3 Cọc khoan đổ bê tông bằng máy nên áp dụng các công nghệ như khoan xoay, khoan va đập, bơm ép bê tông trong lỗ khoan.

20.3.4 Trình tự thi công kết cấu bản cọc phải tuân theo quy trình công nghệ “móng cọc → dầm đỡ → bản chịu tải”.

20.3.5 Khi hạ lồng cốt thép của cọc đổ bê tông phải sử dụng cần cẩu để cẩu, hạ thẳng đứng và từ từ vào trong lỗ cọc, tránh va chạm vào thành lỗ gây phá hủy lớp vỏ bùn hoặc thành lỗ, đề phòng sập lỗ khoan.

• 106 •

20.3 Thi công

20.3.6 Sau khi thi công cọc khoan nhồi hoàn thành và cường độ bê tông đạt trên 80%, phải tiến hành xử lý đầu cọc. Phần đầu cọc trong phạm vi 200 mm tính từ mặt đỉnh cọc phải được đục thủ công để đáp ứng yêu cầu thiết kế đỉnh cọc, đảm bảo chất lượng đầu cọc.

20.3.7 Trong quá trình thi công dựng ván khuôn dầm đỡ, cần kiểm tra trọng điểm chiều dài cọc cắm vào dầm đỡ, cũng như chiều dài neo cốt thép chủ đỉnh cọc vào dầm đỡ.

20.3.8 Khi dầm đỡ và bản chịu tải được kết nối cứng, phải tiến hành xử lý tạo nhám bề mặt đỉnh dầm đỡ.

20.4 Kiểm tra chất lượng

20.4.1 Nội dung kiểm tra chất lượng kết cấu cọc-bản bao gồm sức chịu tải dọc trục của cọc đơn và tính toàn vẹn, đồng đều của các cấu kiện.

20.4.2 Sau khi thi công cọc khoan nhồi bê tông cốt thép hoàn thành 28 ngày, phải sử dụng phương pháp sóng phản xạ ứng suất thấp hoặc phương pháp truyền sóng siêu âm để kiểm tra tính toàn vẹn thân cọc của toàn bộ cọc móng. Đối với cọc có chiều dài lớn hơn 40 m hoặc trong điều kiện địa chất phức tạp, phải sử dụng phương pháp truyền sóng siêu âm để kiểm tra.

20.4.3 Đối với cọc ma sát trong điều kiện đặc biệt, sau khi thi công hoàn thành 28 ngày phải tiến hành thí nghiệm tải trọng cọc đơn. Số lượng cọc thí nghiệm tải trọng cọc đơn không ít hơn 0,5% tổng số cọc, và mỗi vị trí công trình không ít hơn 1 cọc.

· 107 ·

21 Thi công phụt vữa

21.1 Quy định chung

21.1.1 Phụt vữa có thể được sử dụng để xử lý nền đất đá karst, hố hầm nhân tạo và gia cố các công trình đường sắt hiện hữu.

21.1.2 Phương án phụt vữa phải dựa trên điều kiện địa chất công trình và địa chất thủy văn, xác định rõ đối tượng xử lý và mục đích phụt vữa.

21.1.3 Vật liệu phụt vữa chủ yếu là vữa xi măng. Khi hốc và khe nứt có kích thước lớn, có thể trộn thêm một lượng cát, đất sét, tro bay hoặc các phụ gia khác vào vữa xi măng.

21.1.4 Trước khi thi công, phải tiến hành thí nghiệm công nghệ kết hợp với điều kiện công trình để xác định quy trình thi công và các thông số kỹ thuật.

21.1.5 Thi công phụt vữa phải tuân theo nguyên tắc kết hợp thăm dò và phụt vữa, kiểm soát quá trình, điều chỉnh các thông số thiết kế, thi công và quy trình phụt vữa dựa trên đặc điểm địa chất được phát hiện trong quá trình thăm dò và thi công.

21.1.6 Trong quá trình thi công phụt vữa, cần chú ý đến ảnh hưởng của phụt vữa đối với môi trường xung quanh, tránh gây ô nhiễm môi trường bề mặt và nước ngầm.

21.1.7 Khi thi công phụt vữa gần các công trình (cấu kiện) xây dựng hiện hữu, phải kiểm soát áp lực phụt vữa, không được ảnh hưởng đến sự ổn định của các công trình (cấu kiện) xây dựng lân cận, đồng thời tăng cường giám sát biến dạng của các công trình (cấu kiện) xây dựng hiện hữu.

21.1.8 Sau khi thi công xong, phải sử dụng các phương pháp thăm dò địa vật lý, thí nghiệm ép nước, khoan lấy lõi kết hợp với tài liệu quá trình thi công để đánh giá tổng hợp hiệu quả phụt vữa.

21.2 Thiết kế

21.2.1 Khi thiết kế, phải dựa trên tài liệu địa chất công trình, địa chất thủy văn và điều kiện môi trường xung quanh, kết hợp với kinh nghiệm công trình để xác định các thông số thiết kế.

21.2.2 Các lỗ phụt vữa nên được bố trí theo trình tự từ khoảng cách lớn đến nhỏ, đối với khu vực trống lớn diện rộng nên

· 108 ·

Quy chuẩn kỹ thuật TB 10106-2023 về xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Bố trí theo ba chuỗi, đối với khu vực karst dễ sụt lún và khu vực rất dễ sụt lún nên bố trí theo hai hoặc ba chuỗi (lỗ I là lỗ dẫn hướng, lỗ II là lỗ phụt vữa, lỗ III là lỗ gia cố). Đối với khu vực khai thác hầm lò, nên bố trí lỗ phụt vữa màn chắn ở khu vực ngoại vi.

21.2.3 Khoảng cách lỗ phụt vữa

Khoảng cách lỗ phụt vữa phải được xác định dựa trên mục đích gia cố và đặc điểm địa chất của tầng địa chất cần gia cố, đồng thời được kiểm chứng thông qua thí nghiệm phụt vữa hiện trường. Khoảng cách lỗ phụt vữa cho khu vực khai thác hầm lò nên từ 5 m đến 20 m, khoảng cách lỗ phụt vữa cho khu vực karst nên từ 3 m đến 10 m.

21.2.4 Độ sâu lỗ khoan phụt vữa

Độ sâu lỗ khoan phụt vữa phải được xác định tổng hợp dựa trên vị trí và đặc điểm phân bố của hang karst, hang đất, đới phá hủy karst, đường lò của khu vực khai thác hầm lò, và phải tuân thủ các quy định sau:

Độ sâu lỗ khoan cho khu vực khai thác hầm lò phải đến đáy lò.
Đối với khu vực karst lộ thiên có hang karst, khi vòm hang không đáp ứng yêu cầu ổn định, độ sâu lỗ khoan phải đến dưới đáy hang karst 2 m.
Đối với khu vực karst phủ, độ sâu xử lý lỗ khoan không được nhỏ hơn 5 m dưới mặt phân cách đất-đá; khi dưới mặt phân cách đất-đá có hang karst và vòm hang không đáp ứng yêu cầu ổn định, độ sâu lỗ khoan phải đến dưới đáy hang karst 2 m.

21.2.5 Vật liệu vữa xi măng

Nên sử dụng xi măng poóc lăng thông thường cấp 42.5 cho vữa phụt, có thể trộn thêm một lượng tro bay, lượng trộn không nên vượt quá 30%.

21.2.6 Phạm vi hiệu quả và lượng vữa phụt

Phạm vi hiệu quả và lượng vữa phụt phải được xác định thông qua thí nghiệm hiện trường, khi thiết kế lượng vữa phụt cho khu vực khai thác hầm lò có thể tính toán dựa trên phạm vi gia cố, thể tích khu vực khai thác hầm lò và mức độ tơi xốp của khu vực sụt lún; lượng vữa phụt cho khu vực karst có thể tính toán theo công thức sau dựa trên tình hình phát triển khe nứt karst:

(21.2.6)

Trong đó:
V —— lượng vữa phụt (m³);
R —— bán kính khuếch tán (m), nên từ 3 m đến 5 m;
L —— chiều dài đoạn phụt (m);
μ —— tỷ lệ khe nứt karst;
β' —— hệ số lấp đầy hiệu quả, nên lấy từ 0,8 đến 0,9;
α —— hệ số phụt vượt, nên lấy 1,2;
γ —— tỷ lệ lấp đầy khe nứt karst sau khi trừ đi độ rỗng của vật liệu lấp đầy thưa thớt;
K —— hệ số lấp đầy thực tế của nền đá dưới mặt phân cách đất-đá, nên từ 2 đến 3, khu vực karst phát triển theo phương ngang lấy giá trị nhỏ, khu vực karst phát triển theo phương đứng lấy giá trị lớn.

· 109 ·

21.3 Thi công

21.3.1 Trước khi thi công phải san phẳng mặt bằng, bố trí hố thu nước và hệ thống thoát nước tạm thời.

21.3.2 Thí nghiệm công nghệ phải được tiến hành tại khu vực đại diện để thực hiện thí nghiệm phụt vữa và thí nghiệm phụt nước, xác định các thông số thi công như áp lực phụt, lượng vữa phụt, tỷ lệ nước-xi măng, loại và hàm lượng phụ gia, điều kiện kết thúc phụt.

21.3.3 Trong quá trình thi công phải sử dụng thiết bị ghi tự động lưu lượng và áp lực để ghi chép quá trình phụt vữa, đồng thời kịp thời tổng hợp và phân tích tài liệu.

21.3.4 Trong quá trình phụt vữa, phải điều chỉnh động tỷ lệ nước-xi măng của vữa dựa trên đặc tính lưu lượng vữa và áp lực phụt. Tỷ lệ nước-xi măng khi phụt xử lý hang karst có thể lấy từ 0.6~2.0, tỷ lệ nước-xi măng thường dùng là 1.0.

21.3.5 Số lượng lỗ khoan thuộc đợt I kiêm làm lỗ thăm dò không nên nhỏ hơn (30%), lỗ thăm dò phải lấy lõi và lập cột địa tầng, điều chỉnh công nghệ phụt vữa dựa trên hình thái karst ngầm được phát hiện.

21.3.6 Trong quá trình khoan, đối với các tầng đất dễ sập lở và đới phá hủy karst phát triển mạnh, phải sử dụng phương pháp khoan khô có ống chống theo.

21.3.7 Sau khi khoan đến độ sâu thiết kế, tiến hành đặt ống phụt vữa, khoảng cách từ ống phụt đến đáy lỗ không lớn hơn (1\mathrm{m}), và lắp đặt thiết bị chống trào vữa ở phần trên của lỗ phụt.

21.3.8 Việc phụt vữa phải tiến hành theo thứ tự từ ngoài vào trong, từ dưới lên trên, khi cần thiết có thể áp dụng phương pháp phụt vữa phân tầng.

21.3.9 Trong quá trình thi công phải ghi chép độ sâu lỗ khoan, áp lực phụt, lượng vữa phụt và các nội dung khác.

21.4 Kiểm tra chất lượng

21.4.1 Trong quá trình thi công phải tăng cường kiểm soát chất lượng quá trình, chất lượng phụt vữa của lỗ tự kiểm tra phải đáp ứng một trong các yêu cầu sau:

1 Trên lõi khoan của lỗ tự kiểm tra có thể nhìn thấy nhiều thể kết tinh xi măng, lấp đầy cơ bản các khe nứt nhìn thấy được.
2 Lượng vữa phụt trên mỗi mét dài của lỗ tự kiểm tra không lớn hơn (15%) lượng vữa phụt trung bình trên mỗi mét dài của 4 lỗ xung quanh.

21.4.2 Sau khi kết thúc phụt vữa, phải lựa chọn phương pháp kiểm tra theo Bảng 21.4.2 để đánh giá hiệu quả phụt vữa.

· 110 ·

Bảng 21.4.2 Nội dung và phương pháp kiểm tra hiệu quả phụt vữa

Đối tượng xử lý phụt vữa	Nội dung kiểm tra	Phương pháp kiểm tra
Vùng khai thác hầm lò và hố đào nhân tạo	Tỷ lệ lấp đầy vữa Vận tốc sóng Hệ số thấm	(1) Phương pháp khoan. (2) Phương pháp đo sóng trong giếng khoan. (3) CT sóng điện từ. (4) Thí nghiệm ép nước
Hang karst	Tỷ lệ lấp đầy vữa Vận tốc sóng Hệ số thấm	(1) Phương pháp khoan. (2) Phương pháp sóng mặt tạm thời (chiều dày lớp phủ nhỏ hơn 25 m). (3) Phương pháp đo sâu điện (sử dụng trước và sau xử lý, so sánh hai kết quả). (4) Thí nghiệm ép nước. (5) CT sóng điện từ
Công trình hiện hữu	Tỷ lệ lấp đầy vữa Mật độ chặt hoặc mô đun biến dạng	(1) Phương pháp khoan. (2) Thí nghiệm hiện trường

21.4.3 Sau khi kết thúc thi công phụt vữa hang karst, phải tiến hành kiểm tra chất lượng bằng phương pháp khoan lấy lõi, thí nghiệm ép nước và phương pháp thăm dò địa vật lý. Việc kiểm tra phải tuân thủ các quy định sau:

1 Số lượng lỗ khoan lấy lõi và lỗ thí nghiệm ép nước không ít hơn 2% tổng số lỗ phụt vữa.

2 Sau khi kết thúc phụt vữa, phải tiến hành kiểm tra đối sánh bằng phương pháp thăm dò địa vật lý giống nhau trên các tuyến đo thăm dò đã được thiết kế quy định.

Phụ lục A Các phương pháp xử lý nền đất thường dùng trong công trình đường sắt và điều kiện áp dụng

Bảng A.0.1 Các phương pháp xử lý nền đất thường dùng trong công trình đường sắt và điều kiện áp dụng

Điều kiện biên	Phương pháp xử lý nền đất
Xử lý nông	Cố kết thoát nước
Lớp đệm thay thế	Vòng xung kích
Kiểm soát lún	○
Nâng cao tính ổn định	○
Nâng cao sức chịu tải của nền đất	○
Tăng cường khả năng chống hóa lỏng	○
Nâng cao tính chống thấm	○
Đất bùn và đất bùn sét dẻo cao	○
Đất sét bão hòa	○

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo đúng quy tắc đã nêu:

Bảng A.0.1 (tiếp theo)

Điều kiện biên	Phương pháp xử lý nền đất
	Xử lý nông		Cố kết thoát nước		Đầm chặt						Thay thế										Trám vữa	Kết cấu
	Thay lớp đất	Rung ép	Đầm ép va đập	Cọc cát, cọc cát đóng bao	Bản thoát nước nhựa	Đầm nện mạnh	Cọc cát	Cọc đá dăm đầm chặt	Cọc đất vôi và đất xi măng	Cọc va đập đầu cọc	Cọc ép	Cọc đá dăm rung ép	Móng đá dăm đầm nện mạnh	Cọc xi măng đất trộn	Cọc đá dăm	Cọc xi măng đất nghiền	Cọc bê tông dự ứng lực	Cọc khoan xoắn	Cọc vữa đá dăm, cọc vữa áp lực, cọc bê tông cốt thép	Nền đất composite đa cọc	Trám vữa	Kết cấu mặt cọc (vữa cọc)
Tình trạng nền đất	Đất sét không bão hòa	○	○	○	×	×	○	○	△	○	○	○	△	○	○	○	○	○	○	△	△	○
	Đất cát rời	○	○	○	×	×	○	☆	×	△	○	○	○	○	○	○	○	○	○	△	○	○
	Đất hoàng thổ lún ướt	○	○	○	×	×	○	×	×	☆	△	×	△	×	△	△	△	△	○	△	×	○
	Đất đắp nhân tạo và đất lấp hỗn hợp	○	○	○	×	×	○	○	△	○	△	○	△	×	△	△	△	△	○	△	○	○
	Hang karst, vùng khai thác hầm lò, hang nhân tạo	○	△	△	×	×	△	×	×	×	△	×	×	×	×	×	×	×	○	△	☆	○
Ảnh hưởng môi trường	Ảnh hưởng đến công trình lân cận	○	△	△	×	×	×	×	×	×	×	×	×	×	○	○	○	○	○	△	△	○
	Tiếng ồn, rung động	○	△	△	○	○	×	△	△	△	×	△	△	×	○	○	○	○	○	○	△	○
	Ô nhiễm nước, bùn vữa	○	○	○	○	○	○	○	○	○	○	○	×	○	○	○	○	△	△	○	△	×
Giá trị tham khảo chiều sâu xử lý tối đa (m)		3	2	3	30	30	10	15	15	25	60*	15	8	20	25	25	30	25	60*	**	60	60

Ghi chú:

☆: Ưu tiên lựa chọn; ○: Thích hợp; △: Thích hợp có điều kiện; ×: Không thích hợp; *: Xác định theo tỷ lệ chiều dài/đường kính; **: Tham khảo loại cọc tương ứng.
Chiều sâu xử lý tối đa là giá trị tham khảo dựa trên kinh nghiệm công trình hiện có, có thể tăng lên khi thiết bị máy móc được phát triển và cải tiến.

• 113 •

Phụ lục B Yêu cầu thử nghiệm tải trọng cọc đơn của nền móng composite

B.0.1 Phương pháp gia tải cho thử nghiệm tải trọng tĩnh dọc trục cọc đơn phải tuân theo phương pháp duy trì tải trọng chậm.

B.0.2 Hệ thống phản lực gia tải nên sử dụng cọc neo. Khi sử dụng tải trọng chất đống, phải tuân thủ các quy định sau:

1 Ứng suất nén tác dụng lên nền đất do tải trọng chất đống không được vượt quá sức chịu tải cho phép của nền đất.
2 Giới hạn của tải trọng chất đống có thể được xác định dựa trên ảnh hưởng của nó đến cọc thử và cọc chuẩn.
3 Khi khối lượng tải trọng chất đống lớn, nên sử dụng cọc (hoặc cọc công trình) làm điểm tựa cho tải trọng.
4 Khả năng chịu nhổ hoặc chịu tải tối đa của hệ thống phản lực thử nghiệm phải đáp ứng yêu cầu gia tải thử nghiệm.

B.0.3 Khoảng cách tâm giữa cọc thử, cọc neo (gối đỡ bệ gia tải) và cọc chuẩn trong thử nghiệm tải trọng tĩnh dọc trục cọc đơn phải tuân theo quy định trong Bảng B.0.3.

Bảng B.0.3 Khoảng cách tâm giữa cọc thử, cọc neo (gối đỡ bệ gia tải) và cọc chuẩn

Hệ thống phản lực	Cọc thử và cọc neo (hoặc mép gối bệ gia tải)	Cọc thử và cọc chuẩn	Cọc chuẩn và cọc neo (hoặc mép gối bệ gia tải)
Hệ thống phản lực dầm ngang cọc neo<br>Hệ thống phản lực bệ gia tải	≥4d và >2,0 m	≥4d và >2,0 m	≥4d và >2,0 m

Ghi chú: Trong bảng, d là đường kính thiết kế của cọc thử hoặc cọc neo, lấy giá trị lớn hơn (nếu cọc thử hoặc cọc neo là cọc mở rộng đáy, khoảng cách tâm giữa cọc thử và cọc neo không được nhỏ hơn 2 lần đường kính đầu mở rộng).

B.0.4 Thời gian bắt đầu thử nghiệm: Đối với cọc đúc sẵn, trong đất cát không được ít hơn 7 ngày, trong đất sét không được ít hơn 15 ngày, trong đất sét mềm bão hòa không được ít hơn 25 ngày; đối với cọc khoan nhồi, phải tiến hành thử nghiệm sau khi bê tông thân cọc đạt cường độ thiết kế.

B.0.5 Số cấp gia tải không được ít hơn 8 cấp, lượng gia tải mỗi cấp nên bằng 1/8 ~ 1/10 tải trọng giới hạn dự kiến.

B.0.6 Khoảng thời gian đo độ lún của cọc: Sau mỗi cấp gia tải, trong giờ đầu tiên đo tại các khoảng thời gian 5 phút, 10 phút, 15 phút, 15 phút, 15 phút, sau đó cứ mỗi khoảng

B.0.7 Trong mỗi cấp tải trọng, khi độ lún của cọc liên tiếp hai lần trong một giờ nhỏ hơn 0,1 mm thì có thể coi là ổn định.

B.0.8 Khi đáp ứng một trong các điều kiện sau thì có thể dừng gia tải; trong điều kiện đặc biệt, cũng có thể gia tải đến khi tổng độ lún đỉnh cọc vượt quá 100 mm theo yêu cầu cụ thể.

1 Khi trên đường cong tải trọng-độ lún (Q-S) xuất hiện đoạn sụt giảm rõ rệt có thể xác định sức chịu tải giới hạn, và tổng độ lún đỉnh cọc vượt quá 40 mm.

2 , và sau 24 giờ vẫn chưa đạt trạng thái ổn định.

3 Đối với cọc không neo vào đá có chiều dài trên 25 m, khi đường cong Q-S có dạng biến đổi chậm, tổng độ lún đỉnh cọc lớn hơn 60 mm ~ 80 mm.

B.0.9 Quan trắc dỡ tải: Mỗi cấp dỡ tải có giá trị bằng hai lần giá trị gia tải. Sau khi dỡ tải, đo đọc sau mỗi 15 phút một lần, sau hai lần đọc, cách 0,5 giờ đọc lại một lần, sau đó có thể dỡ cấp tải tiếp theo. Sau khi dỡ tải hoàn toàn, cách 3 h ~ 4 h đo đọc lại một lần.

B.0.10 Sức chịu tải giới hạn thẳng đứng của cọc đơn phải được xác định theo các phương pháp sau:

1 Dựa vào đặc tính biến đổi độ lún theo tải trọng: đối với đường cong Q-S dạng sụt giảm rõ rệt, lấy giá trị tải trọng tại điểm bắt đầu xuất hiện sụt giảm rõ rệt; đối với đường cong Q-S dạng biến đổi chậm, lấy giá trị tải trọng tương ứng với tổng độ lún đỉnh cọc S = 40 mm, khi chiều dài cọc lớn hơn 40 m, cần xem xét đến biến dạng đàn hồi của thân cọc.

2 Dựa vào đặc tính biến đổi độ lún theo thời gian: lấy giá trị tải trọng trước cấp tải trọng mà tại đó đường cong S-lgt bắt đầu xuất hiện uốn cong rõ rệt xuống dưới ở phần đuôi.

3 Khi xuất hiện trường hợp quy định tại khoản 2 của B.0.8, lấy giá trị tải trọng của cấp trước đó.

4 Khi gặp khó khăn trong việc đánh giá theo các phương pháp trên, có thể kết hợp các phương pháp phân tích bổ trợ khác để đánh giá tổng hợp.

5 Đối với các cọc thử nghiệm tham gia thống kê, khi chênh lệch của chúng không vượt quá 30% giá trị trung bình, có thể lấy giá trị trung bình làm sức chịu tải giới hạn thẳng đứng của cọc đơn. Khi chênh lệch vượt quá 30% giá trị trung bình, nên tăng số lượng cọc thử nghiệm và phân tích nguyên nhân chênh lệch quá lớn, kết hợp với điều kiện cụ thể của công trình để xác định sức chịu tải giới hạn.

B.0.11 Lấy sức chịu tải giới hạn thẳng đứng của cọc đơn chia cho hệ số an toàn 2 để được sức chịu tải cho phép thẳng đứng của cọc đơn.

Phụ lục C Yêu cầu về thí nghiệm tải trọng nền móng composite

C.0.1 Thí nghiệm tải trọng nền móng composite được sử dụng để xác định sức chịu tải và các thông số biến dạng của lớp đất composite trong phạm vi ảnh hưởng ứng suất chính dưới tấm ép, chủ yếu áp dụng cho nền móng composite được hình thành bằng các phương pháp như đầm nén xung kích, cọc đá dăm, cọc trộn, cọc CFG, v.v. Phương pháp thí nghiệm nền móng composite thường bao gồm thí nghiệm tải trọng cọc đơn, thí nghiệm tải trọng đất giữa các cọc, thí nghiệm tải trọng nền móng composite cọc đơn và thí nghiệm tải trọng nền móng composite nhiều cọc.

C.0.2 Thí nghiệm tải trọng nền móng composite là phương pháp kiểm tra hiệu quả xử lý nền đất, phải được tiến hành sau khi hoàn thành các phương pháp xử lý khác nhau và đáp ứng thời gian nghỉ hoặc thời gian bảo dưỡng bê tông.

C.0.3 Tấm ép của thí nghiệm tải trọng nền móng composite phải có đủ độ cứng. Tấm ép của thí nghiệm tải trọng nền móng composite cọc đơn có thể sử dụng hình tròn hoặc hình vuông, diện tích bằng diện tích xử lý mà một cọc đảm nhận; tấm ép của thí nghiệm tải trọng nền móng composite nhiều cọc có thể sử dụng hình vuông hoặc hình chữ nhật, kích thước được xác định theo diện tích xử lý mà số lượng cọc thực tế đảm nhận. Tâm của cọc (hoặc trọng tâm) phải trùng với tâm của tấm ép và trùng với điểm tác dụng của tải trọng.

C.0.4 Các thiết bị đo tải trọng, thiết bị đo lường gia tải và thiết bị đo lún sử dụng trong thí nghiệm tải trọng tĩnh nền móng composite phải được cơ quan đo lường nhà nước có thẩm quyền kiểm định hàng năm và cấp giấy chứng nhận hợp lệ.

C.0.5 Diện tích tấm ép của thí nghiệm tải trọng tấm phẳng nông nền móng composite không được nhỏ hơn (0.25\mathrm{m}^2), đối với đất yếu và đất đắp có kích thước hạt lớn không được nhỏ hơn (0.5\mathrm{m}^2); diện tích tấm ép của thí nghiệm tải trọng tấm phẳng sâu nền móng composite không được nhỏ hơn (0.8\mathrm{m}^2).

C.0.6 Chiều rộng hoặc đường kính hố thí nghiệm của thí nghiệm tải trọng tấm phẳng nông nền móng composite không được nhỏ hơn 3 lần chiều rộng hoặc đường kính tấm ép; đường kính giếng thí nghiệm của thí nghiệm tải trọng tấm phẳng sâu phải bằng đường kính tấm ép, khi đường kính giếng thí nghiệm lớn hơn đường kính tấm ép, chiều cao đất xung quanh sát tấm ép không được nhỏ hơn đường kính tấm ép.

C.0.7 Cao độ mặt đáy tấm ép của thí nghiệm tải trọng nền móng composite phải giống với cao độ đỉnh cọc thiết kế. Nên bố trí lớp đệm cát thô hoặc cát trung dưới tấm ép, chiều dày lớp đệm lấy từ (50\mathrm{mm}) đến (100\mathrm{mm}).

· 116 ·

Khi cường độ đất nền lớn thì nên lấy giá trị lớn. Khi đào hố thử nghiệm cần tránh gây xáo trộn và tổn hại đến lớp đất đáy hố thử nghiệm, giếng thử nghiệm và thân cọc, đồng thời rút ngắn thời gian giữa đào và thí nghiệm, duy trì cấu trúc nguyên trạng và độ ẩm tự nhiên của đất.

C.0.8 Tải trọng nên được phân cấp và tác dụng đều đặn, duy trì điều kiện tĩnh và truyền dọc theo trục tâm của tấm ép. Số cấp gia tải không được nhỏ hơn 8~12 cấp, cấp đầu tiên tăng gấp đôi, phương pháp gia tải nên áp dụng phương pháp gia tải duy trì chậm, áp lực gia tải tối đa không được nhỏ hơn 2 lần giá trị áp lực yêu cầu thiết kế, độ chính xác đo tải trọng không được thấp hơn ±1% tải trọng tối đa.

C.0.9 Sau khi tác dụng mỗi cấp tải trọng, trong giờ đầu tiên đo độ lún theo khoảng thời gian 5 phút, 10 phút, 15 phút, 15 phút, 15 phút, sau đó cứ mỗi 0,5 giờ đo một lần. Khi độ lún trong vòng 1 giờ nhỏ hơn 0,1 mm thì có thể tiến hành cấp tải trọng tiếp theo.

C.0.10 Có thể kết thúc thí nghiệm khi xuất hiện một trong các hiện tượng sau:

1 Độ lún tăng đột ngột, đất bị đẩy trồi lên hoặc xung quanh tấm ép xuất hiện hiện tượng phồng rõ rệt.
2 Trong một cấp tải trọng nào đó, độ tăng lún lớn hơn 5 lần độ tăng lún của cấp trước đó, hoặc lớn hơn 2 lần độ lún của cấp trước đó và sau 24 giờ vẫn chưa ổn định.
3 Độ lún tích lũy của tấm ép đã lớn hơn 6% chiều rộng hoặc đường kính của nó.
4 Không đạt được tải trọng giới hạn và áp lực gia tải tối đa đã lớn hơn 2 lần giá trị áp lực yêu cầu thiết kế.

C.0.11 Số cấp dỡ tải có thể bằng 1/2 số cấp gia tải, thực hiện dỡ tải đều đặn, sau mỗi cấp dỡ tải, đọc và ghi lại lượng phục hồi sau 0,5 giờ, sau khi dỡ hết tải trọng, đọc và ghi lại tổng lượng phục hồi sau 3 giờ.

C.0.12 Sức chịu tải cho phép của nền đất composite có thể được xác định theo các cách sau:

1 Khi trên đường cong tải trọng-độ lún có giới hạn tỷ lệ rõ ràng, lấy giá trị tải trọng tương ứng với giới hạn tỷ lệ đó.
2 Khi có thể xác định được tải trọng giới hạn và giá trị 1/2 tải trọng giới hạn nhỏ hơn giá trị giới hạn tỷ lệ, có thể lấy 1/2 tải trọng giới hạn.
3 Khi đường cong áp lực-độ lún là đường cong trơn nhẵn thì có thể xác định theo giá trị biến dạng tương đối.

Nền đất composite cọc đá dăm, cọc rung chấn hoặc nền đất thay thế bằng đầm chặt: đối với nền đất chủ yếu là đất dính, có thể lấy áp lực tương ứng với hoặc bằng 0,015 (S là độ lún của tấm ép, b là chiều rộng tấm ép, d là đường kính tấm ép); đối với nền đất chủ yếu là đất rời, có thể lấy áp lực tương ứng với hoặc bằng 0,01.

Phụ lục C

(Xác định sức chịu tải của nền đất gia cố)

C.0.12 Khi xác định sức chịu tải cho phép của nền đất gia cố theo độ lún tương đối, giá trị độ lún tương đối được quy định như sau:

Đối với nền đất chủ yếu là đất sét hoặc đất bùn, sức chịu tải cho phép có thể lấy theo áp lực tương ứng với tỷ số giữa độ lún của tấm nén trong thí nghiệm nén tĩnh và chiều rộng hoặc đường kính của tấm nén (khi hoặc lớn hơn , tính theo ); đối với nền đất chủ yếu là cát hoặc đất bụi, có thể lấy áp lực tương ứng với hoặc bằng .
Đối với nền đất gia cố bằng cọc đất vôi đầm chặt, cọc vôi hoặc cọc đầm mở rộng bằng chày, có thể lấy áp lực tương ứng với hoặc bằng . Riêng đối với nền đất gia cố bằng cọc đất vôi đầm chặt, có thể lấy áp lực tương ứng với hoặc bằng .
Đối với nền đất gia cố bằng cọc xi măng tro bay cốt liệu đá dăm hoặc cọc đất xi măng đầm chặt, nền đất chủ yếu là cuội sỏi, sỏi tròn, cát thô trung đầm chặt, có thể lấy áp lực tương ứng với hoặc bằng ; đối với nền đất chủ yếu là đất sét, đất bụi, có thể lấy áp lực tương ứng với hoặc bằng .
Đối với nền đất gia cố bằng cọc đất xi măng trộn sâu hoặc cọc phun vữa cao áp, có thể lấy áp lực tương ứng với hoặc bằng .
Ở những khu vực có kinh nghiệm, cũng có thể xác định giá trị biến dạng tương đối theo kinh nghiệm địa phương.
Sức chịu tải xác định theo giá trị biến dạng tương đối không được lớn hơn áp lực gia tải lớn nhất.

C.0.13 Số lượng điểm thí nghiệm không được ít hơn 3 điểm, khi chênh lệch cực đại không vượt quá 30% giá trị trung bình thì có thể lấy giá trị trung bình làm sức chịu tải cho phép của nền đất gia cố.

• 118 •

Phụ lục D Tính toán lún nền đất

D. 0.1 Tính toán lún nền đất tự nhiên phải tuân theo các quy định sau:

1 Lún tức thời có thể tính theo công thức lý thuyết đàn hồi, cụ thể như sau:

Trong đó:
— lún tức thời (m);
— tải trọng thẳng đứng tại đáy nền đường (kPa);
— chiều rộng móng (m);
— mô-đun đàn hồi, có thể xác định từ thí nghiệm nén không nở hông, lấy giá trị trung bình có trọng số theo chiều dày các lớp (MPa);
— hệ số lún đường tim, tra theo Hình D. 0.1.

Hình D. 0.1 Hệ số lún đường tim

Ghi chú: Khi thiếu số liệu thí nghiệm, đối với đất sét dẻo, dẻo mềm có thể lấy ;
đối với đất sét chảy dẻo, có thể lấy .

Tính toán độ lún cố kết chính bằng phương pháp tổng phân lớp, có thể sử dụng số liệu thí nghiệm nén từ đường cong -, đường cong - hoặc mô đun nén của nền đất.

Khi sử dụng đường cong -, tính theo công thức sau:

(D. 0. 1-2)

Trong đó:
— độ lún cố kết chính (m);
— số lớp đất được chia trong phạm vi chiều sâu tính toán biến dạng của nền;
— chiều dày lớp đất thứ (m);
— hệ số rỗng tương ứng với ứng suất bản thân tại điểm giữa lớp đất thứ ;
— hệ số rỗng tương ứng với tổng ứng suất bản thân và ứng suất phụ thêm tại điểm giữa lớp đất thứ .

Khi sử dụng đường cong -, tính theo công thức sau:

Đối với đất cố kết thường và đất chưa cố kết hoàn toàn:

(D. 0. 1-3)

Trong đó:
— chỉ số nén của lớp đất thứ ;
— ứng suất bản thân tại điểm giữa lớp đất thứ (kPa);
— hệ số rỗng ban đầu tương ứng với tại điểm giữa lớp đất thứ ;
— áp lực cố kết trước tại điểm giữa lớp đất thứ (kPa), đối với đất cố kết thường:

— ứng suất phụ thêm do tải trọng đường đắp tác dụng lên điểm giữa lớp đất thứ (kPa).

Đối với đất quá cố kết:

(D. 0. 1-4)

Đối với lớp đất có ứng suất phụ thêm hiệu quả , độ lún tính theo công thức:

(D. 0. 1-5)

Đối với lớp đất có , độ lún tính theo công thức:

· 120 ·

trong đó ——chỉ số trương nở của lớp đất thứ .

Đối với đất tương đối đồng nhất, độ lún cố kết chính cũng có thể tính theo mô-đun nén, tức là theo công thức sau:

trong đó ——mô-đun nén của lớp đất thứ (MPa).

3 Độ lún cố kết thứ cấp được tính bằng hệ số cố kết thứ cấp, theo công thức sau:

trong đó ——độ lún cố kết thứ cấp (m);

——thời gian tương ứng với hoàn thành 100% cố kết chính;

——thời gian cần tính toán cố kết chính (có thể tính đến 20 năm sau khi hoàn thành cố kết chính);

——hệ số cố kết thứ cấp của lớp đất thứ , là độ dốc của đoạn thẳng trên đường cong sau khi hoàn thành cố kết chính. Khi không có số liệu thí nghiệm, có thể tham khảo giá trị kinh nghiệm trong Bảng D.0.1 hoặc ước tính theo công thức , trong đó là độ ẩm tự nhiên của đất.

Bảng D.0.1 Hệ số cố kết thứ cấp

Loại đất yếu	Than bùn	Đất sét giàu chất hữu cơ	Đất sét dẻo cao	Đất sét quá cố kết
Đặc trưng	Cấu trúc sợi, cảm giác như bọt biển	Hàm lượng chất hữu cơ > 30%	Chỉ số dẻo > 25	Tỷ số quá cố kết > 2
	0.1 ~ 0.3	0.005 ~ 0.03	> 0.03	< 0.001

4 Nền đất than bùn, đất sét giàu chất hữu cơ và đất sét dẻo cao nên tính toán độ lún cố kết thứ cấp; đối với nền đất thông thường, tổng độ lún cũng có thể tính theo công thức sau:

trong đó ——tổng độ lún của nền đất (m);

——hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm độ lún, có thể xác định theo Điều 3.4.3 và Điều

· 121 ·

3.4.4 Quy định về giá trị lấy.

D.0.2 Phương pháp tính toán lún nền móng có thể được lựa chọn theo loại hình xử lý nền đất theo Bảng D.0.2—1.

Bảng D.0.2—1 Bảng tổng hợp phương pháp tính toán lún nền móng

Loại hình xử lý nền đất	Cọc vật liệu rời	Cọc mềm	Cọc cứng
		Cọc đá dăm, cọc cát đầm chặt, cọc đầm nở bằng chày	Cọc xi măng đất trộn, cọc phun vữa cao áp	Cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường cường độ thấp	Cấu trúc lưới cọc bê tông cốt thép và bè cọc, cấu trúc bản cọc
Tổng lún	Vùng gia cố	Phương pháp mô đun hỗn hợp		Phương pháp tỷ số sức chịu tải	Phương pháp Quy phạm Cầu đường sắt, phương pháp L/3, phương pháp tính theo vùng
	Lớp nằm dưới	Phương pháp Boussinesq, phương pháp khuếch tán ứng suất		Phương pháp Boussinesq, phương pháp khuếch tán ứng suất, phương pháp L/3

Ghi chú: Khi tính toán lún bằng phương pháp L/3 thì không tính lún vùng gia cố.

1 Phương pháp tính toán lượng lún vùng gia cố phải tuân theo các quy định sau:

Khi sử dụng phương pháp mô đun hỗn hợp, lượng lún nén vùng gia cố của nền đất hỗn hợp có thể được tính toán theo các công thức sau:

Trong đó:
— gia tăng ứng suất phụ thêm trên lớp đất hỗn hợp thứ (kPa);
— chiều dày lớp đất hỗn hợp thứ (m);
— mô đun nén hỗn hợp cọc-đất (MPa);
— tỷ lệ thay thế diện tích của nền đất hỗn hợp;
— mô đun nén của cọc (MPa);
— mô đun nén của đất (MPa);
— diện tích tiết diện đơn cọc (m²);
— diện tích đơn vị đất hỗn hợp xung quanh cọc (m²).

· 122 ·

Khi sử dụng phương pháp tỷ số sức chịu tải, giá trị mô đun tổng hợp ( E_{\mathrm{ca}} ) phải được tính theo các công thức sau:

(D.0.2-4)

(D.0.2-5)

Trong đó:

( \sigma_{0} ) — sức chịu tải cơ bản của nền đất tự nhiên (kPa);
( \sigma_{\mathrm{sp}} ) — sức chịu tải cho phép của nền đất composite (kPa);
( \xi ) — hệ số tăng cường sức chịu tải và mô đun nén.

2 Tính toán độ lún của lớp nằm dưới nền đất composite vẫn sử dụng phương pháp tổng phân lớp, ứng suất phụ thêm gây lún cho lớp dưới có thể được tính theo phương pháp sau và phải tuân thủ các quy định dưới đây:

Sử dụng phương pháp Boussinesq, không xét đến ảnh hưởng của cọc đến phân bố ứng suất trong nền đất, vẫn áp dụng phương pháp Boussinesq để tính ứng suất phụ thêm cho lớp dưới. Theo lý thuyết Boussinesq, dưới tác dụng của tải trọng dạng dải, ứng suất phụ thêm tại điểm bất kỳ ở độ sâu ( z ) dưới điểm ( O ) trong nền đất có thể được tính theo công thức sau:

(D.0.2-6)

(D.0.2-7)

Trong đó:

( \alpha_{\mathrm{m}} ) — hệ số ứng suất phụ thêm của nền đất;
( p ) — cường độ tải trọng dạng dải (kPa);
( n ) — ( z/b ), với ( b ) là chiều rộng của tải trọng dạng dải.

Sử dụng phương pháp khuếch tán ứng suất, tải trọng tác dụng lên đỉnh lớp dưới được thể hiện như trong Hình D.0.2-1 và có thể tính theo công thức sau:

Lớp dưới

Hình D.0.2-1 Phương pháp khuếch tán ứng suất

· 123 ·

Trong đó:
— ứng suất trung bình tại đỉnh lớp nằm dưới (kPa);
— chiều rộng tải trọng tác dụng lên khối đất composite (m);
— chiều dài tải trọng tác dụng lên khối đất composite (m);
— chiều sâu vùng gia cố (m);
— góc khuếch tán ứng suất (°), có thể lấy theo Bảng D.0.2-2, Bảng D.0.2-3.

Bảng D.0.2-2 Góc khuếch tán ứng suất của nền đất


	<0,25	0,25	0,50	>0,50
<3	0° hoặc phương pháp hệ số hoặc phương pháp nội suy	Phương pháp hệ số hoặc phương pháp nội suy	Phương pháp hệ số hoặc phương pháp nội suy	Phương pháp hệ số hoặc phương pháp nội suy
3	0°	6°	23°	23°
5	0°	10°	25°	25°
10	0°	20°	30°	30°
>10	0°	20°	30°	30°

Ghi chú:

là mô-đun nén của lớp đất trên, là mô-đun nén của lớp đất dưới.
là khoảng cách từ đáy móng đến đỉnh lớp đất yếu nằm dưới, là chiều rộng cạnh đáy móng dạng dải.
Phương pháp hệ số trong bảng đề cập đến phương pháp hệ số ứng suất phụ thêm theo Quy chuẩn thiết kế nền móng công trình GB 50007—2011.
Khi , có thể sử dụng phương pháp hệ số hoặc phương pháp nội suy, phương pháp nội suy tham khảo Bảng D.0.2-3.
Đối với nền đất composite gia cường theo phương ngang, lớp vải địa kỹ thuật trên đất sét pha bùn có giá trị từ đến .

Bảng D.0.2-3 Góc khuếch tán ứng suất (phương pháp nội suy)


0	—	—
0,25	0°	5,94°
0,50	3,18°	24,0°
1,00	19,43°	35,73°

• 124 •

3 Tính toán tổng độ lún phải tuân theo các quy định sau:

Khi sử dụng phương pháp truyền thống, độ lún của nền đất composite có thể được tính theo công thức sau:

Trong đó:
—— độ lún cố kết chính (m);
—— độ lún vùng gia cố (m);
—— độ lún lớp nằm dưới (m);
—— hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm độ lún vùng gia cố, phụ thuộc vào điều kiện nền đất, cường độ tải trọng, biện pháp xử lý nền và thời gian đặt sau khi hoàn thành đắp nền đường;
—— hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm độ lún lớp nằm dưới, phụ thuộc vào điều kiện nền đất, cường độ tải trọng, tốc độ gia tải;
—— hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm độ lún, có thể lấy giá trị theo quy định tại Điều 3.4.4 của Quy trình này.

Khi áp dụng phương pháp , tải trọng phía trên được truyền trực tiếp đến mặt bắt đầu tính toán, sau đó tải trọng từ mặt bắt đầu tính toán sẽ khuếch tán xuống dưới với góc từ hai đầu, thông qua việc quy đổi ứng suất tổng bằng nhau để tính ứng suất phụ thêm của mỗi lớp, từ đó có thể sử dụng phương pháp tổng phân lớp để tính độ lún của mỗi lớp và tổng độ lún. Đối với cọc ma sát, xét đến tác dụng xuyên của cọc, mặt bắt đầu tính toán độ lún của nền đất composite được chọn tại vị trí cách đầu cọc , như thể hiện trong Hình D. 0. 2—2(a); đối với cọc chống, không xét đến tác dụng xuyên của cọc, khi lớp chịu lực là đất có tính nén lún thấp, mặt bắt đầu tính toán độ lún của nền đất composite được chọn tại mặt trên của lớp chịu lực, như thể hiện trong Hình D. 0. 2—2(b).

(a) Nền đất composite cọc ma sát

(b) Nền đất composite cọc chống

Hình D. 0. 2—2 Phương pháp

· 125 ·

Theo phương pháp quy định trong Tiêu chuẩn thiết kế nền móng cầu cống đường sắt hiện hành TB 10093, độ lún của móng cọc có thể tính theo công thức sau:

Trong đó:
— Tổng độ lún của móng (m);
— Số lớp đất được chia theo mô-đun nén trong phạm vi chiều sâu tính toán độ lún dưới đáy móng;
— Ứng suất phụ thêm tại đáy móng (kPa);
— Mô-đun nén của lớp đất thứ trong phạm vi đất chịu nén dưới đáy móng (kPa);
— Khoảng cách từ đáy móng đến đáy lớp thứ và lớp thứ (m);
— Hệ số ứng suất phụ thêm trung bình trong phạm vi từ đáy móng đến đáy lớp thứ và lớp thứ ;
— Hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm độ lún.

D. 0.3 Tính toán độ cố kết trung bình của nền đất phải tuân theo các quy định sau:

1 Tính toán độ cố kết trung bình của nền đất trong điều kiện cố kết thẳng đứng. Khi không bố trí vật thoát nước thẳng đứng, độ cố kết trung bình của nền đất được tính theo các công thức sau:

Trong đó:
— Hệ số thời gian;
— Hệ số cố kết thẳng đứng của đất;
— Thời gian cố kết (ngày);
— Khoảng cách thoát nước thẳng đứng của đất (m), khi thoát nước hai mặt thì bằng một nửa chiều dày lớp đất; khi thoát nước một mặt thì bằng chiều dày lớp đất;

· 126 ·

——Tỷ số giữa ứng suất gia tăng không thoát nước và ứng suất gia tăng thoát nước.

2 Tính toán độ cố kết trung bình của nền đất. Khi bố trí hệ thống thoát nước đứng, độ cố kết của nền đất bao gồm độ cố kết đứng và độ cố kết ngang. Trong điều kiện gia tải một cấp hoặc nhiều cấp với tốc độ không đổi, độ cố kết trung bình của nền đất được tính theo công thức sau:

Trong đó:
——Độ cố kết trung bình của nền đất tại thời gian ;

——Tốc độ gia tải của cấp tải thứ (kPa/ngày);

——Tổng giá trị các cấp tải (kPa);

——Thời gian cố kết (ngày);

——Thời gian bắt đầu và kết thúc gia tải của cấp tải thứ (tính từ thời điểm không, đơn vị ngày); khi tính toán độ cố kết tại thời điểm trong quá trình gia tải cấp thứ , thay bằng ;

——Các tham số, được tính theo Bảng D.0.3. Đối với nền có giếng đứng, giá trị trong bảng là giá trị tham số không xét đến ảnh hưởng của hiện tượng bôi trơn và sức cản giếng.

Bảng D.0.3 Các tham số ,

| Điều kiện cố kết thoát nước
Tham số | Cố kết thoát nước đứng
| Cố kết thoát nước hướng tâm vào trong | Cố kết thoát nước đứng và hướng tâm vào trong
(giếng đứng xuyên qua lớp đất chịu nén) |
| --- | --- | --- | --- |
| | | 1 | |
| | | | |

Chú thích: là hệ số cố kết thoát nước hướng tâm của đất (cm²/s); là tỷ số đường kính giếng; .

3 Khi tồn tại các trường hợp sau đây, cần xét đến ảnh hưởng của hiện tượng bôi trơn và sức cản giếng đối với độ cố kết của đất:

Giếng thoát nước đứng được thi công theo phương pháp ép đất.
Độ nhạy cảm của đất nền tương đối cao.
Chiều sâu đóng cọc tương đối lớn.
Trong điều kiện gia tải tức thời, khi xét đến ảnh hưởng của hiện tượng bôi trơn và sức cản của giếng, độ cố kết trung bình theo phương hướng tâm của nền có giếng thẳng đứng có thể tính theo các công thức sau:

Trong đó:
– độ cố kết trung bình theo phương hướng tâm của nền có giếng thẳng đứng tại thời gian cố kết ;
– hệ số thấm theo phương ngang của lớp đất tự nhiên (cm/s);
– hệ số thấm theo phương ngang của vùng bị bôi trơn, có thể lấy (cm/s);
– tỷ số giữa đường kính vùng bị bôi trơn và đường kính giếng thẳng đứng , có thể lấy , đối với đất sét có độ nhạy cảm trung bình lấy giá trị thấp, đối với đất sét có độ nhạy cảm cao lấy giá trị cao;
– chiều sâu giếng thẳng đứng (cm);
– lưu lượng nước thấm dọc theo giếng (cm³/s), là lượng nước thoát ra trong một đơn vị thời gian dưới gradient thủy lực đơn vị. Khi sử dụng giếng cát đóng bao, , trong đó là hệ số thấm của vật liệu cát (cm/s), là diện tích tiết diện ngang của giếng cát (cm²).

Trong điều kiện gia tải một cấp hoặc nhiều cấp với tốc độ không đổi, khi xét đến ảnh hưởng của hiện tượng bôi trơn và sức cản của giếng, độ cố kết trung bình của nền có giếng thẳng đứng xuyên qua lớp đất chịu nén có thể tính theo công thức (D. 0. 3-5), trong đó và được tính theo các công thức sau:

4 Đối với nền đất có giếng thấm đứng không xuyên suốt lớp đất chịu nén, cần tính toán riêng biệt độ cố kết trung bình của lớp đất trong phạm vi giếng thấm đứng và độ cố kết trung bình của lớp đất chịu nén dưới đáy giếng thấm đứng.

• 129 •

Giải thích từ ngữ trong quy trình

Khi thực hiện các điều khoản của quy trình này, giải thích về mức độ nghiêm ngặt của từ ngữ được quy định như sau để áp dụng phân biệt trong thực hiện.

(1) Từ ngữ thể hiện mức độ nghiêm ngặt cao, bắt buộc phải thực hiện:

Từ ngữ khẳng định sử dụng “phải”; từ ngữ phủ định sử dụng “nghiêm cấm”.

(2) Từ ngữ thể hiện mức độ nghiêm ngặt, trong điều kiện bình thường đều phải thực hiện:

Từ ngữ khẳng định sử dụng “nên”; từ ngữ phủ định sử dụng “không nên” hoặc “không được”.

(3) Từ ngữ thể hiện cho phép lựa chọn trong phạm vi nhất định, khi điều kiện cho phép nên ưu tiên thực hiện:

Từ ngữ khẳng định sử dụng “nên”; từ ngữ phủ định sử dụng “không nên”.

(4) Từ ngữ thể hiện cho phép lựa chọn, trong một số điều kiện có thể thực hiện, sử dụng “có thể”.

Quy trình kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Bản thuyết minh điều khoản này giải thích cơ sở biên soạn, các vấn đề tồn tại và những điểm cần lưu ý trong quá trình thực hiện đối với các điều khoản trọng điểm, không có giá trị pháp lý ngang bằng với nội dung chính, chỉ nhằm phục vụ người sử dụng tham khảo để hiểu và nắm vững các quy định của quy trình. Để giảm dung lượng, chỉ liệt kê số điều khoản mà không chép lại nguyên văn điều khoản.

1.0.1 Cùng với quy mô xây dựng đường sắt cao tốc ngày càng mở rộng, độ khó và yêu cầu xử lý nền đất ngày càng cao, kiểm soát biến dạng nền đất đã trở thành khâu then chốt đảm bảo tính êm thuận của đường ray. Việc xử lý nền đất đúng đắn hay không không chỉ ảnh hưởng đến đầu tư công trình mà còn trực tiếp tác động đến tính năng sử dụng và chất lượng công trình kết cấu đường sắt, ảnh hưởng đến tính an toàn và sự thoải mái khi vận hành tàu. Do đó, cần biên soạn quy trình này phù hợp với đặc điểm công trình đường sắt, nhằm đảm bảo xử lý nền đất công trình đường sắt đáp ứng các yêu cầu an toàn, thích dụng, công nghệ tiên tiến, kinh tế hợp lý, thân thiện môi trường.

1.0.2 Quy trình này chủ yếu áp dụng cho xử lý nền đất của công trình nền đường, cống hộp, bãi bãi trong đường sắt; xử lý nền đất của cầu đường sắt cần kết hợp với Quy phạm thiết kế nền và móng cầu cống đường sắt TB 10093; xử lý nền đất của nhà ga đường sắt và các công trình xây dựng khác cần tham khảo Quy phạm kỹ thuật xử lý nền móng công trình xây dựng JGJ 79.

1.0.3 Công trình xử lý nền đất liên quan chặt chẽ đến nhiều yếu tố như cấp đường sắt, loại hình ray, tiêu chuẩn kiểm soát lún, điều kiện địa chất công trình, địa chất thủy văn, đồng thời chịu sự ràng buộc của môi trường xung quanh, thiết bị thi công, đầu tư công trình và tiến độ thi công. Biện pháp xử lý nền đất cần được xác định hợp lý thông qua so sánh lựa chọn tổng hợp nhiều yếu tố.

1.0.5 Để đảm bảo tính êm thuận của tuyến đường và an toàn vận hành, nền đường với vai trò là cơ sở đỡ ray cần duy trì ổn định, và độ lún sau thi công phải được kiểm soát trong một phạm vi nhất định. Tính ổn định của nền đường có thể được kiểm tra thông qua tính toán ổn định cung trượt (gọi tắt là “ổn định”) và sức chịu tải. Hiện nay, các quy phạm liên quan của ngành đường sắt nước ta đã có yêu cầu rõ ràng về tính ổn định của nền đường đắp và độ lún sau thi công, tuy nhiên

• 131 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo các quy tắc đã nêu:

Khả năng chịu tải của nền đường vẫn chưa được làm rõ. Đối với nền móng cứng như cầu cống, tường chắn và nền đường đắp thấp (chiều cao đắp nhỏ hơn chiều dày lớp ballast), yêu cầu về sức chịu tải của nền đất được quy định, nhưng đối với nền đường đắp cao (chiều cao đắp lớn hơn chiều cao lớp ballast) thì không đưa ra quy định cụ thể.

1.0.6 Trong những năm gần đây, trong quá trình xây dựng các tuyến đường sắt ven biển, một số đoạn đã xảy ra hiện tượng lún sụt, sập lở nền đường đắp trên đất yếu do không tính đến ảnh hưởng của đường tạm phục vụ thi công đến việc gia cố nền đất. Sau khi đường sắt hoàn thành, các trường hợp sụt trượt, sập lở nền đường do đào đất, hút nước ngầm xung quanh hoặc ngập nước nền đường cũng thường xuyên xảy ra. Ngoài ra, các dự án cải tạo, mở rộng sau này cũng gây gia tăng độ lún của nền đất. Do đó, để đảm bảo an toàn công trình, xử lý nền đất cần xem xét ảnh hưởng của sự thay đổi môi trường xung quanh như địa hình, địa mạo, thủy văn và các công trình tạm thời như đường thi công đến độ ổn định và độ lún của công trình đường sắt. Đồng thời, cần tăng cường bảo vệ công trình xử lý nền trong giai đoạn vận hành, đồng thời hạn chế việc đào, đổ đất hoặc hút nước ngầm trong phạm vi nhất định xung quanh nền đường trên đất yếu và karst.

Trong những năm gần đây, nền đường ga đường sắt cao tốc thường xảy ra hiện tượng bệnh hại do lún vượt giới hạn, nguyên nhân chủ yếu bao gồm: bãi rộng vượt khổ so với nền đường khu gian có độ sâu ảnh hưởng của ứng suất phụ gia lớn hơn; nhiều công trình kiến trúc trong ga với các yếu tố ảnh hưởng phức tạp; sau khi xây dựng ga, địa hình địa mạo ban đầu bị thay đổi, dẫn đến thay đổi điều kiện địa chất thủy văn, v.v. Do đó, xử lý nền ga cần xem xét đầy đủ ảnh hưởng của nền đường siêu rộng đến ứng suất phụ gia, sự thay đổi điều kiện hiện trường trong quá trình xây dựng và sau khi hoàn thành (đặc biệt là thay đổi môi trường nước), cũng như ảnh hưởng tương hỗ giữa các khu vực khác nhau và giữa các công trình kiến trúc.

1.0.7 Tại vị trí nối giữa nền đường với các công trình như cầu, cống, hầm, giữa các lớp đất khác nhau hoặc giữa các biện pháp xử lý nền khác nhau dễ xuất hiện độ lún chênh lệch. Độ lún chênh lệch quá lớn sẽ gây ra hiện tượng lún không đều trên mặt nền đường, ảnh hưởng đến sự vận hành ổn định của tàu. Do đó, cần áp dụng các biện pháp xử lý chuyển tiếp nền đất để giảm thiểu độ lún không đều.

**1. Bush lún ổn định cần một khoảng thời gian nhất định, một số vị trí còn cần tiến hành xử lý gia tải trước, do đó xử lý nền đất cần được ưu tiên bố trí thi công như một công trình kiểm soát. Các phương pháp xử lý nền khác nhau có điều kiện và phạm vi áp dụng khác nhau, thông thường cần tiến hành thi công thử nghiệm tại hiện trường để xác định tính phù hợp của biện pháp xử lý nền và các thông số thi công hợp lý.

1.0.11 Do ảnh hưởng của điều kiện địa hình địa chất, các thông số vật lý và cơ học, giá trị tính toán độ lún thường có sự chênh lệch nhất định so với giá trị thực đo. Do đó, để đảm bảo an toàn công trình, đối với các công trình đường sắt có yêu cầu kiểm soát độ lún nghiêm ngặt, cần tiến hành quan trắc biến dạng lún theo yêu cầu của các tiêu chuẩn liên quan.

• 132 •

Quan trắc và đánh giá công trình, dựa trên số liệu quan trắc lún thực tế để chỉ đạo thi công, xác định thời điểm rải ray.

3.1.1 Điều khoản này quy định các công việc cần hoàn thành trước khi tiến hành thiết kế xử lý nền móng, trong đó nhấn mạnh phải tiến hành khảo sát nghiên cứu hiện trường, tìm hiểu kinh nghiệm xử lý nền móng tại địa phương và điều kiện thi công, điều tra tình hình công trình lân cận, công trình ngầm, đường ống và môi trường xung quanh.

3.1.3 Điều khoản này quy định các bước cần tuân thủ khi xác định phương pháp xử lý nền móng. Đặc biệt chỉ ra rằng khi lựa chọn phương án xử lý nền móng, cần tiến hành phân tích tổng hợp dựa trên các yếu tố khác nhau, lựa chọn sơ bộ một số phương án xử lý nền móng có thể xem xét, trong đó nhấn mạnh việc bao gồm phương án xử lý tổng hợp kết hợp từ hai hoặc nhiều biện pháp xử lý nền móng. Bởi nhiều thực tiễn công trình đã chứng minh rằng, khi điều kiện địa kỹ thuật tương đối phức tạp hoặc công trình có yêu cầu cao đối với nền móng, việc áp dụng một phương pháp xử lý nền móng đơn lẻ thường không đáp ứng được yêu cầu thiết kế hoặc chi phí cao, trong khi phương pháp xử lý tổng hợp kết hợp từ hai hoặc nhiều biện pháp xử lý nền móng có thể là lựa chọn tối ưu. Phụ lục A đưa ra các phương pháp xử lý nền móng thường dùng trong công trình đường sắt và điều kiện áp dụng, khi thiết kế xử lý nền móng có thể dựa trên mục đích xử lý nền móng, điều kiện nền móng, ảnh hưởng môi trường và độ sâu xử lý tối đa để tham khảo bảng này nhằm lựa chọn.

3.1.4 Nền đất dốc là một loại nền đặc biệt thường gặp ở vùng núi, có bề mặt hoặc đáy nghiêng, dưới tác dụng của tải trọng đường đắp dễ sinh ra biến dạng ngang và trượt, đối với nền đất yếu trên sườn dốc thường áp dụng biện pháp tổng hợp kết hợp cọc hạn chế biến dạng ngang để hạn chế biến dạng ngang của nền và xử lý nền móng.

3.1.5 Do tính phức tạp và đa dạng của điều kiện địa chất, việc thăm dò hạn chế khó có thể làm rõ hoàn toàn sự phân bố và đặc tính của lớp đất yếu, trước khi thi công xử lý nền móng cần tiến hành thí nghiệm công nghệ hiện trường để kiểm chứng thêm điều kiện địa chất và tính thích hợp của biện pháp xử lý nền móng, từ đó kịp thời điều chỉnh các thông số thiết kế hoặc thay đổi sang biện pháp xử lý nền móng khác, đảm bảo chất lượng công trình.

3.1.9 Khi hiện trường thi công gần các công trình sẵn có như đường sắt hiện hữu, khi áp dụng các biện pháp như cọc trộn, cọc bê tông không cốt thép cần áp dụng biện pháp chống nghiêng đổ, khi áp dụng các biện pháp như cọc phun vữa xoay, phun vữa cần kiểm soát nghiêm ngặt áp lực phun vữa trong điều kiện đảm bảo hiệu quả gia cố, tránh gây biến dạng ép nén rõ rệt đối với đường sắt hiện hữu.

3.1.14 Khi nước ngầm có tính ăn mòn hoặc nền móng nằm trong tầng địa chất có tính ăn mòn, cần xem xét ảnh hưởng của tính xâm thực đối với cường độ và độ bền của thân cọc.

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo quy tắc đã nêu:

Đối với cọc trộn xi măng đất và cọc phun vữa xoay, theo kết quả nghiên cứu liên quan, sự suy thoái của xi măng đất trong môi trường sử dụng chủ yếu do tác động của quá trình rửa trôi và ăn mòn hóa học bởi sunfat. Việc tăng tỷ lệ xi măng trộn vào (≥15%, tính theo phần trăm khối lượng xi măng so với đất khô được gia cố) và sử dụng một lượng tro bay thích hợp có tác dụng rõ rệt trong việc nâng cao khả năng chống lại sự xâm thực này của xi măng đất. Trong điều kiện thông thường, có thể trộn 15%~20% tro bay vào xi măng. Các đơn vị liên quan khi sử dụng xi măng xỉ trong môi trường bị xâm thực bởi sunfat cũng đã đạt được hiệu quả chống xâm thực tốt. Khi thiết kế, cần căn cứ vào điều kiện môi trường cụ thể và cấp độ xâm thực để xác định tỷ lệ xi măng trộn vào và hàm lượng tro bay thông qua thí nghiệm.

Đối với cọc đá dăm xi măng tro bay và cọc bê tông thông thường, để đáp ứng các yêu cầu về thiết kế độ bền, theo kinh nghiệm thi công, việc trộn tro bay vào xi măng hoặc sử dụng xi măng xỉ, xi măng chống xâm thực có tác dụng rõ rệt trong việc chống lại sự xâm thực. Theo kết quả nghiên cứu khoa học liên quan, trong điều kiện thông thường, có thể trộn 15%~20% tro bay hoặc puzzolan vào xi măng. Ví dụ, trên tuyến đường sắt Đại Lý–Thụy Lệ, tại khu vực giàu tài nguyên puzzolan nhưng thiếu tro bay, đã sử dụng puzzolan thay thế tro bay và đạt được hiệu quả ứng dụng tốt. Cọc vỏ bọc vữa và cọc đá dăm vữa tham khảo các biện pháp chống xâm thực của cọc phun vữa xoay và cọc bê tông thông thường.

Đối với cọc bê tông cốt thép trong điều kiện nước ngầm có tính xâm thực, theo các quy phạm như Quy phạm thiết kế độ bền kết cấu bê tông đường sắt TB 10005, có thể áp dụng các biện pháp như nâng cao cấp độ bền bê tông, tăng chiều dày lớp bảo vệ cốt thép, điều chỉnh tỷ lệ vật liệu kết dính để đảm bảo thân cọc đáp ứng các yêu cầu về thiết kế độ bền.

Trong các trường hợp đặc biệt như tầng đất giàu sunfat, tầng than bùn dễ gây ra vấn đề về chất lượng cọc, sau khi so sánh kinh tế–kỹ thuật, có thể sử dụng xi măng chống xâm thực (chống sunfat, chống kiềm).

3.2.1~3.2.5 Chỉ tiêu cường độ kháng cắt tự nhiên của đất nền là chỉ tiêu quan trọng thường dùng trong tính toán phân tích ổn định, khi thí nghiệm thường lựa chọn phương pháp phù hợp dựa trên trạng thái ứng suất, tốc độ biến đổi ứng suất, điều kiện thoát nước và điều kiện biến dạng của đất nền. Chỉ tiêu cường độ kháng cắt dùng trong kiểm tra ổn định nền theo quy định tại điều khoản này còn liên quan đến phương pháp xử lý nền được áp dụng, tốc độ thi công thực tế, giai đoạn thi công và tính chất địa kỹ thuật của đất đá. Phương pháp thí nghiệm thường được lựa chọn theo tình hình thực tế tương ứng, tham khảo Bảng 3.2.3.

Xét đến chu kỳ xây dựng công trình nền đường sắt ở nước ta tương đối ngắn, đối với nền đất chưa được xử lý...

• 134 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên ngành sang tiếng Việt:

Đối với đất nền tự nhiên, các thông số cường độ kháng cắt khuyến nghị sử dụng chỉ tiêu thí nghiệm cắt nhanh tự nhiên hoặc thí nghiệm cắt ba trục không cố kết - không thoát nước. Sau khi xử lý bằng biện pháp thoát nước, cường độ nền đất tăng nhanh theo quá trình cố kết, do đó khi sử dụng phương pháp cố kết thoát nước như bản thoát nước nhựa, cát đóng bao để xử lý nền, các thông số cường độ đất nền trong giai đoạn thi công (, ) khuyến nghị sử dụng chỉ tiêu từ thí nghiệm cắt nhanh tự nhiên hoặc thí nghiệm cắt ba trục không cố kết - không thoát nước; còn đối với các thông số cường độ trong giai đoạn vận hành, thường xác định dựa trên tiến độ thi công và tốc độ đắp đất, xem xét sự gia tăng cường độ đất nền theo mức độ cố kết, có thể sử dụng chỉ tiêu từ thí nghiệm cắt nhanh cố kết hoặc thí nghiệm cắt không thoát nước cố kết. Đối với nền đất composite, các thông số cường độ đất giữa các cọc trong giai đoạn thi công khuyến nghị sử dụng chỉ tiêu từ thí nghiệm cắt nhanh hoặc thí nghiệm cắt không cố kết - không thoát nước; đối với giai đoạn vận hành, do cường độ đất nền tăng chậm, cũng có thể sử dụng chỉ tiêu từ thí nghiệm cắt nhanh hoặc thí nghiệm cắt không cố kết - không thoát nước để xác định.

Cần lưu ý rằng trong thiết kế công trình thực tế, nếu coi thí nghiệm cắt nhanh và thí nghiệm không thoát nước là tương đương có thể dẫn đến sai lệch lớn trong việc lấy giá trị chỉ tiêu cường độ kháng cắt. Ví dụ, đối với đất dính có hàm lượng cát lớn, ngay cả trong quá trình cắt nhanh cũng có thể xảy ra thoát nước, nếu trực tiếp sử dụng giá trị lực dính và góc ma sát trong từ thí nghiệm cắt nhanh sẽ dẫn đến kết quả cao hơn thực tế. Do đó, trong tính toán thiết kế, cần kết hợp đầy đủ tính chất đất tại hiện trường để đánh giá loại chỉ tiêu thí nghiệm nào phản ánh chính xác hơn tình trạng thực tế của đất, từ đó lựa chọn chỉ tiêu thí nghiệm phù hợp. Trong trường hợp chỉ tiêu thí nghiệm cắt nhanh và chỉ tiêu thí nghiệm cắt ba trục không cố kết - không thoát nước có sự chênh lệch lớn, có thể kết hợp chỉ tiêu thí nghiệm hiện trường để tính toán, như kết quả thí nghiệm cắt bằng cánh hoặc sử dụng giá trị cường độ kinh nghiệm tính toán từ số nhát đập xuyên tiêu chuẩn để lựa chọn tổng hợp.

Terzaghi và Peck đề xuất mối quan hệ kinh nghiệm giữa số nhát đập xuyên tiêu chuẩn và cường độ kháng cắt không thoát nước của đất như sau:

Tiêu chuẩn cầu đường bộ Nhật Bản sử dụng mối quan hệ kinh nghiệm sau:

Thí nghiệm cắt bằng cánh đo được cường độ kháng cắt cực hạn, cường độ dài hạn của đất chỉ bằng 60%~70% cường độ đỉnh. Do đó, trong thực tế công trình cần điều chỉnh dựa trên điều kiện đất và kinh nghiệm địa phương để phục vụ thiết kế.

Đối với các thông số cường độ (, ) của đất nền composite, khuyến nghị tính toán theo cường độ kháng cắt của nền composite, dựa trên tầng đất và phạm vi bị cắt bởi cung trượt để lần lượt sử dụng đất gia cố (nền compo

• 135 •

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

hoặc các chỉ tiêu cường độ kháng cắt của đất nền tự nhiên, đồng thời xem xét tổng hợp các yếu tố như tỷ lệ thay thế của nền đất composite, tỷ số ứng suất cọc-đất và hệ số giảm ứng suất. Khi phân tích tính ổn định trượt của nền đắp dọc theo nền đất dốc hoặc dải đất yếu, cần kết hợp điều kiện hiện trường, lựa chọn lớp đất yếu trên mặt phẳng yếu, dựa trên tốc độ thi công, tính chất địa kỹ thuật của đất đá và môi trường vận hành, kết hợp với thí nghiệm hiện trường, thí nghiệm đất trong phòng, kinh nghiệm địa phương và các thông số địa kỹ thuật của công trình tương tự để xác định tổng hợp các thông số cường độ , . Có thể sử dụng thí nghiệm cắt trực tiếp (cắt nhanh) hoặc thí nghiệm cắt ba trục không cố kết không thoát nước. Khi chịu ảnh hưởng lớn của nước ngầm hoặc nước mặt, chẳng hạn như do địa hình địa mạo dễ tập trung nước ngầm hoặc nước mặt khiến cường độ của lớp đất yếu trên mặt phẳng yếu giảm đáng kể, cần sử dụng các chỉ tiêu cường độ bão hòa.

Các chỉ tiêu cường độ kháng cắt của cọc mềm đất xi măng có thể tham khảo quy định tại Khoản 2, Điều 3.2.4 để lấy giá trị; đối với cọc vật liệu rời như cọc đá dăm, cọc cát đá đầm chặt, không xét lực dính của thân cọc, còn góc ma sát trong có thể lấy giá trị dựa trên vật liệu cọc, phương pháp thi công kết hợp với kinh nghiệm công trình địa phương.

Đối với nền đất composite, khi mặt trượt cắt qua đáy cọc, thì nguyên tắc lựa chọn chỉ tiêu cường độ kháng cắt trong tính toán ổn định giống như đối với đất nền tự nhiên.

3.2.6 Trong thời kỳ thi công và vận hành, đường đắp đường sắt chịu các loại tải trọng khác nhau, cường độ nền đất khác nhau, do đó tính ổn định trong hai giai đoạn này cũng khác nhau. Vì vậy, để đảm bảo an toàn trong thi công và vận hành đường sắt, quy chuẩn này quy định tính toán ổn định nền đường sắt và nền bãi thường được tiến hành riêng cho hai giai đoạn, tức là tính toán ổn định trong thời kỳ thi công và thời kỳ vận hành.

3.2.7~3.2.9 Các điều khoản quy định nội dung phân tích ổn định nền đường thường bao gồm. Phân tích lý thuyết và thực tiễn công trình đều cho thấy, trong trường hợp thông thường, mặt trượt phá hoại toàn bộ của thân nền đắp và nền đắp với nền đất gần giống hình cung tròn. Trong thực tế, các phương pháp phân tích ổn định cung tròn thường được sử dụng bao gồm phương pháp phân mảnh Thụy Điển và phương pháp Bishop đơn giản. Đối với mặt trượt cung tròn, phương pháp Bishop đơn giản được coi là phương pháp phân tích ổn định tương đối chính xác và có thể áp dụng phổ biến trong thực tế hiện nay, tuy nhiên, do các quy phạm thiết kế liên quan của ngành đường sắt đều khuyến nghị sử dụng phương pháp phân mảnh Thụy Điển để phân tích ổn định nền đường, nên quy chuẩn này cũng khuyến nghị sử dụng phương pháp phân mảnh Thụy Điển.

Khi bố trí vật liệu tổng hợp địa kỹ thuật ở đáy nền, có thể coi vật liệu tổng hợp địa kỹ thuật tại vị trí giao cắt với mặt trượt tạo ra lực kháng trượt. Hiện nay, vật liệu tổng hợp địa kỹ thuật cường độ cao đang được ứng dụng trên phạm vi quốc tế

• 136 •

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Phương pháp này đã được áp dụng rộng rãi, như trong các dự án tuyến kết nối cầu Padma (Bangladesh), đường sắt cao tốc Quý Nam, nút đường sắt Liễu Châu, sử dụng vải địa kỹ thuật cường độ cao để gia cố nền karst và nền đất yếu, kiểm soát hiệu quả tính ổn định của nền đường.

Khi trong nền đất tồn tại lớp đất yếu và lớp đất yếu này tương đối mỏng, mặt trượt sẽ không phải là một cung tròn liên tục, mà phần đáy thường trượt dọc theo mặt trên của lớp cứng, tạo thành mặt trượt phức hợp như trong Hình 3.2.8, hệ số ổn định được khuyến nghị kiểm toán bằng phương pháp mặt trượt phức hợp.

3.2.10

Trong quá trình biên soạn Quy trình kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt phiên bản 2010, do phương pháp tính toán ổn định cho nền đất composite cọc cứng chưa hoàn thiện, chỉ đề xuất cần phân tích ổn định theo các mô hình phá hoại có thể xảy ra, nhưng chưa quy định cụ thể phương pháp tính toán phân tích ổn định.

Kết hợp với việc sửa đổi quy trình lần này, nhóm biên soạn đã triển khai nghiên cứu “Đặc tính chịu tải của nền đất composite đường sắt và các tiêu chuẩn liên quan”, phân loại chi tiết các mô hình phá hoại của nền đất composite cọc cứng, đề xuất phương pháp phân tích ổn định dựa trên các mô hình phá hoại khác nhau của cọc, xây dựng mô hình phân tích ổn định theo phương pháp cung trượt tròn như trong Hình 3.2.10, làm rõ biểu thức cơ bản tính toán hệ số ổn định theo công thức (3.2.10—1).

Dựa trên thực tiễn công trình và kết quả nghiên cứu trong và ngoài nước, các mô hình phá hoại mất ổn định của nền đất composite được thể hiện như trong Hình thuyết minh 3.2.10—1.

Trong đó, các mô hình phá hoại mất ổn định chủ yếu của nền đất composite cọc cứng bao gồm: phá hoại trượt của cọc, phá hoại lật của cọc, phá hoại uốn gãy của cọc, phá hoại cắt của cọc, phá hoại chảy tràn đất giữa các cọc. Phá hoại uốn gãy của cọc có thể chia thành phá hoại uốn kéo và phá hoại uốn nén.

Phân tích lực tác dụng lên cọc là cơ sở để xác định mô-men kháng trượt của cọc, lực tác dụng lên đoạn kháng trượt của cọc được thể hiện như trong Hình thuyết minh 3.2.10—2(a). Do sự tương tác phức tạp giữa cọc và đất trong nền đất composite, để làm nổi bật các yếu tố chính, lực tác dụng lên cọc được đơn giản hóa như trong Hình thuyết minh 3.2.10—2(b), trong đó là lực đẩy ngang thuần do cọc chịu, là lực tác dụng thẳng đứng do cọc chịu.

Lực tác dụng lên đoạn kháng trượt của cọc thỏa mãn phương trình cân bằng:

(Thuyết minh 3.2.10—1)

(Thuyết minh 3.2.10—2)

• 137 •

Quy chuẩn Kỹ thuật TB 10106-2023

Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất công trình đường sắt

Hình thuyết minh 3.2.10-1 Mô hình phá hoại mất ổn định của nền đất composite

Hình thuyết minh 3.2.10-2 Sơ đồ lực tác dụng và sơ đồ đơn giản hóa đoạn chống trượt của thân cọc

(Công thức thuyết minh 3.2.10-3)

· 138 ·

Trong đó:

– Lực tiếp tuyến tại tiết diện cọc tại vị trí mặt trượt tiềm năng (kN);
– Lực pháp tuyến tại tiết diện cọc tại vị trí mặt trượt tiềm năng (kN);
– Mô men uốn tại tiết diện cọc tại vị trí mặt trượt tiềm năng (kN·m);
– Lực đẩy ngang thuần do đoạn cọc kháng trượt chịu (kN), là tổng của áp lực đất chủ động phía trước cọc và áp lực đất bị động phía sau cọc;
– Lực tác dụng theo phương đứng do đoạn cọc kháng trượt chịu (kN), là tổng của lực đứng tại đỉnh cọc và lực ma sát bên của cọc;
– Lực hạn chế ngang do cốt gia cường lớp đệm tác dụng lên đỉnh cọc (kN);
– Bán kính mặt trượt tiềm năng;
– Cánh tay đòn của lực đẩy ngang thuần đến tâm mặt trượt tiềm năng (m);
– Cánh tay đòn của lực hạn chế ngang do cốt gia cường lớp đệm đến tâm mặt trượt tiềm năng (m);
– Góc nghiêng giữa mặt phẳng tiếp tuyến ngang và tiết diện cọc tại vị trí giao cắt với mặt trượt tiềm năng (°).

Thay các công thức (thuyết minh 3.2.10-1), (thuyết minh 3.2.10-2) và (thuyết minh 3.2.10-3) vào biểu thức cơ bản mô men kháng trượt của cọc , bỏ qua ảnh hưởng của , lấy gần đúng , thu được công thức tính cơ bản mô men kháng trượt của cọc như sau:

(thuyết minh 3.2.10-4)

Trong đó:

– Cánh tay đòn của lực đứng tại đỉnh cọc đến tâm của mặt trượt tiềm năng (m);
– Khoảng cách giữa các cọc (m).

Các dạng phá hoại mất ổn định khác nhau của nền đất composite cọc cứng chủ yếu ảnh hưởng đến lực đẩy ngang thuần do đoạn cọc kháng trượt chịu, còn đối với lực đứng tại đỉnh cọc và lực hạn chế ngang do cốt gia cường lớp đệm tác dụng lên đỉnh cọc thì ảnh hưởng không đáng kể. Phương pháp tính toán cụ thể ba thành phần của mô men kháng trượt cọc như sau:

1. Tính toán lực hạn chế ngang do cốt gia cường lớp đệm tác dụng lên đỉnh cọc

Cốt gia cường lớp đệm bố trí tại đáy nền đường có tác dụng hạn chế một phần chuyển vị ngang của cọc. Dựa trên thí nghiệm mô hình và quan trắc hiện trường, giả thiết lực kéo trong cốt gia cường lớp đệm phân bố gần tuyến tính trong phạm vi khối trượt tiềm năng, đạt giá trị tại mặt trượt, lực hạn chế ngang do cốt gia cường lớp đệm tác dụng lên đỉnh cọc được tính như sau:

· 139 ·

Trong đó:
– Lực kéo tại vị trí giao cắt giữa dải cốt gia cường lớp đệm và mặt trượt tiềm năng (kN/m), thường lấy , với là cường độ chịu kéo giới hạn của dải cốt gia cường lớp đệm;
– Khoảng cách từ chân taluy đến vị trí giao cắt giữa dải cốt gia cường lớp đệm và mặt trượt (m);
– Chiều dài cạnh của mũ cọc hoặc mặt đỉnh cọc, đối với tiết diện tròn thì , với là đường kính (m).

2. Tính toán tải trọng nền đường đắp phân bố lên đỉnh cọc

Trong điều kiện đáp ứng khả năng chịu tải trọng thẳng đứng của cọc đơn, tải trọng nền đường đắp được truyền một phần lên đỉnh cọc thông qua hiệu ứng vòm đất. Bỏ qua ma sát thân cọc, lực tác dụng thẳng đứng do cọc chịu xấp xỉ bằng tải trọng nền đường đắp phân bố lên đỉnh cọc . Có thể sử dụng phương pháp Hewlett để tính toán ; đối với bố trí cọc theo hình vuông, vòm đất hình thành phía trên đỉnh cọc được giả định là bán cầu và được chia thành một vòm đất hình cầu trung tâm và bốn vòm đất phẳng ở các mặt bên, từ đó xác định được tải trọng nền đường đắp phân bố lên đỉnh cọc .

Áp lực đất giữa các cọc dưới vòm đất hình cầu được tính như sau:

(Giải thích 3.2.10-6)

Trong đó:
– Trọng lượng riêng của vật liệu đắp nền đường (kN/m³);
– Chiều cao lớp đất đắp tại vị trí đỉnh cọc (m);
– Góc ma sát trong của vật liệu đắp nền đường (°);
– Chiều dài cạnh của mũ cọc hoặc mặt đỉnh cọc (m);
– Khoảng cách giữa các cọc trong bố trí hình vuông (m).

Dựa trên khối lượng vật liệu đắp nền đường trong phạm vi xử lý của cọc đơn và áp lực đất giữa các cọc, có thể tính được tải trọng nền đường đắp phân bố lên đỉnh cọc dưới vòm đất hình cầu như sau:

Tương tự, tải trọng nền đường đắp do cọc chịu dưới vòm đất phẳng được tính như sau:

· 140 ·

(Chú giải 3.2.10-10)

Tải trọng đường đầu cầu phân bố lên đầu cọc là giá trị nhỏ hơn trong hai giá trị và , tức là:

Đối với khoảng cách cọc bố trí theo hình tam giác đều, dựa trên nguyên tắc tỷ lệ thay thế diện tích bằng nhau, quy đổi thành khoảng cách cọc tương đương bố trí theo hình vuông , sử dụng phương pháp Hewlett để tính toán gần đúng.

Khi tải trọng đường đầu cầu phân bố lên đầu cọc lớn hơn sức chịu tải thẳng đứng giới hạn của cọc , hiệu ứng vòm đất do tương tác giữa các cọc bị suy giảm, hiệu quả phân bố tải trọng của cọc giảm, có thể lấy gần đúng .

3. Tính toán lực đẩy ngang thuần mà cọc đoạn kháng trượt tiếp nhận

(1) Phá hoại trượt của cọc

Điều kiện cơ bản của phá hoại trượt cọc là chiều sâu gia cố nền không đủ, chiều dài cọc nhỏ hơn chiều sâu cắt của mặt trượt tiềm ẩn trong nền. Dưới tác dụng của tải trọng đường đầu cầu, cọc cùng với đất nền trượt bên cạnh xảy ra phá hoại trượt toàn khối, có thể bỏ qua mô-men kháng trượt do cọc cung cấp.

(2) Phá hoại lật của cọc

Điều kiện cơ bản của phá hoại lật cọc là chiều sâu neo cố định của cọc vào lớp đất ổn định của nền không đủ, sức kháng của đất tại đoạn neo cọc thấp, dưới tác dụng của tải trọng đường đầu cầu, cọc dễ xảy ra biến dạng nghiêng, dẫn đến phá hoại lật. Khi cọc xảy ra phá hoại lật, lấy đầu cọc làm tâm quay, lực đẩy ngang thuần mà cọc đoạn kháng trượt tiếp nhận có thể được tính thông qua quan hệ cân bằng mô-men (tham khảo Quy chuẩn kỹ thuật hỗ trợ hố móng xây dựng JGJ 120—2012), như minh họa trong hình Chú giải 3.2.10—3.

Trong đó:
— hợp lực áp lực đất bị động giới hạn bên ngoài đoạn neo của cọc thứ (kN);
— cánh tay đòn từ điểm tác dụng của đến đầu cọc của cọc thứ (m);

· 141 ·

Hình minh họa 3.2.10—3 Phân tích lực phá hoại lật đổ của cọc

——Hợp lực áp lực đất chủ động cực hạn bên trong đoạn neo của cọc số (kN);

——Cánh tay đòn từ điểm tác dụng của bên trong đoạn neo của cọc số đến đầu cọc (m);

——Chiều dài cọc số (m);

——Chiều dài đoạn kháng trượt của cọc số (m), cũng là độ sâu cắt xuống của mặt trượt tiềm năng tại vị trí cọc;

——Chiều dài đoạn neo của cọc số (m);

——Hệ số vị trí điểm tác dụng của lực đẩy ngang thuần trên đoạn kháng trượt của cọc, phân bố áp lực đất bên cọc theo hình tam giác lấy 1/3, phân bố hình chữ nhật lấy 1/2, phân bố hình thang lấy giá trị trong khoảng 1/3~1/2.

(3) Phá hoại uốn kéo của cọc

Khi chiều sâu neo của cọc tương đối lớn, nội lực sinh ra trên tiết diện thân cọc do lực đẩy ngang thuần mà đoạn kháng trượt của cọc phải chịu vượt quá mô men uốn mà cọc có thể chịu đựng, cọc sẽ xảy ra phá hoại gãy uốn. Phá hoại gãy uốn của cọc có thể chia thành hai dạng: "uốn kéo" và "uốn nén". Khi ứng suất kéo tại biên vùng chịu kéo của cọc vượt quá cường độ chịu kéo của vật liệu, cọc sẽ xảy ra phá hoại uốn kéo.

sẽ đơn giản hóa đoạn kháng trượt của cọc thành dầm công-xôn cố định tại vị trí mặt trượt tiềm năng (Trần Tổ Ngọc, Phân tích ổn định mái dốc đất—Nguyên lý·Phương pháp·Chương trình, Nhà xuất bản Thủy lợi Thủy điện Trung Quốc, 2003), như Hình minh họa 3.2.10—4. Mô men uốn lớn nhất do lực đẩy ngang của cọc và lực约束 của lớp đệm cốt thép ở đỉnh cọc cùng tác dụng sinh ra nằm tại vị trí giao giữa thân cọc và mặt trượt tiềm năng.

· 142 ·

Tại vị trí tiếp giáp mặt đất; khi mô men uốn tiết diện cọc đạt đến mô men uốn giới hạn của thân cọc , thân cọc xảy ra phá hoại do uốn kéo, theo điều kiện cân bằng giới hạn như minh họa trong Sơ đồ thuyết minh 3.2.10—4(a), sức kháng đẩy ngang cực hạn thuần của cọc được xác định theo công thức (thuyết minh 3.2.10—13).

Sơ đồ thuyết minh 3.2.10—4 Phân tích lực phá hoại uốn gãy của thân cọc

Trong đó:
— chiều dài đoạn chống trượt của cọc số (m), cũng là độ sâu cắt xuống của mặt trượt tiềm năng tại vị trí thân cọc.

Dưới tác dụng của tải trọng đường đắp, khả năng chịu tải và biến dạng của nền đất thể hiện tính không đồng đều, dẫn đến hiện tượng phá hoại uốn gãy không đồng bộ đối với cọc vật liệu kết dính như cọc CFG hoặc cọc bê tông. Các thí nghiệm mô hình và phân tích số đã chỉ ra rằng, đất nền gần chân taluy đường đắp có dịch chuyển trượt ngang lớn hơn, do đó thân cọc tại vị trí tương ứng sẽ đạt đến cường độ kháng uốn giới hạn trước và mất khả năng chống trượt, sau đó xảy ra sự chuyển dịch tải trọng gây phá hoại liên tiếp các cọc lân cận, cuối cùng dẫn đến phá hoại trượt toàn bộ nền đất. Vì vậy, cọc đầu tiên đạt đến cường độ kháng uốn giới hạn gần chân taluy (vị trí mặt trượt tiềm năng cắt xuống sâu nhất) được định nghĩa là cọc trọng yếu, khi cọc trọng yếu xảy ra phá hoại uốn kéo thì nền đất composite ở trạng thái tới hạn, sức đẩy ngang thuần cực hạn mà cọc trọng yếu chịu được xác định theo công thức (thuyết minh 3.2.10—13). Đồng thời, định nghĩa hệ số sức đẩy ngang thuần của cọc để biểu thị đặc tính của thân cọc trong nền đất composite.

• 143 •

Tính không đồng bộ trong quá trình phá hoại uốn-kéo có thể được tính gần đúng theo công thức (Thuyết minh 3.2.10—14):

Trong đó:
— chiều dài đoạn chống trượt của cọc số (m), cũng là độ sâu cắt xuống của mặt trượt tiềm năng tại vị trí cọc;
— chiều dài đoạn chống trượt của cọc trọng yếu (m), cũng là độ sâu cắt xuống của mặt trượt tiềm năng tại vị trí cọc trọng yếu;
— khoảng cách từ cọc số đến tim đường đắp (m);
— khoảng cách từ cọc trọng yếu đến tim đường đắp (m).

Xét tính không đồng bộ trong phá hoại uốn-kéo của cọc, khi nền đất composite ở trạng thái tới hạn, lực đẩy ngang thuần mà các cọc trong mặt trượt tiềm năng phải chịu được tính theo công thức (Thuyết minh 3.2.10—15):

Khi cọc trọng yếu xảy ra phá hoại uốn-kéo, bỏ qua ảnh hưởng của , lấy gần đúng , mô men uốn lớn nhất mà cọc có thể chịu được:

Trong đó:
— mô men uốn lớn nhất mà cọc trọng yếu có thể chịu được trong điều kiện phá hoại uốn-kéo (kN·m);
— lực dọc đứng tại đỉnh cọc trọng yếu (kN);
— hệ số ảnh hưởng dẻo của mô men kháng uốn tiết diện cọc;
— mô đun chống uốn của tiết diện cọc (m³);
— cường độ chịu kéo dọc trục tiêu chuẩn của vật liệu cọc (MPa);
— diện tích tiết diện cọc (m²).

(4) Phá hoại uốn-nén của cọc

Tương tự, nếu xảy ra phá hoại uốn-nén, theo điều kiện cân bằng giới hạn như trong hình thuyết minh 3.2.10—4(b), xét tính không đồng bộ trong phá hoại uốn-nén của cọc, khi cọc trọng yếu xảy ra phá hoại uốn-nén và nền đất composite ở trạng thái tới hạn, lực đẩy ngang thuần mà các cọc trong mặt trượt tiềm năng phải chịu được tính theo công thức (Thuyết minh 3.2.10—17), mô men uốn lớn nhất mà cọc có thể chịu được tính theo công thức (Thuyết minh 3.2.10—18).

• 144 •

Trong đó:
—— mô men uốn lớn nhất mà cọc trọng yếu có thể chịu được trong trạng thái phá hoại uốn-nén (kN·m);
—— cường độ chịu nén dọc trục tiêu chuẩn của vật liệu cọc (MPa).

(5) Phá hoại cắt

Trong trường hợp cường độ thân cọc thấp và tỷ số mô đun cọc-đất không cao, thân cọc trong nền đất composite có thể xuất hiện dạng phá hoại cắt, tức là khi lực cắt sinh ra trên tiết diện thân cọc của đoạn cọc chống trượt đạt đến sức kháng cắt của cọc, thân cọc sẽ xảy ra phá hoại cắt. Sức kháng cắt của thân cọc được xác định theo công thức sức kháng cắt trên tiết diện nghiêng của cấu kiện chịu uốn, tham khảo Quy chuẩn thiết kế kết cấu bê tông (GB 50010—2010).

Trong đó:
—— chiều rộng tiết diện (m), đối với tiết diện tròn lấy bằng 0,88 lần đường kính;
—— chiều cao tiết diện (m), đối với tiết diện tròn lấy bằng 0,88 lần đường kính.

Dựa trên điều kiện cân bằng giới hạn khi thân cọc đoạn chống trượt xảy ra phá hoại cắt, xét đến tính không đồng bộ của phá hoại cắt giữa các cọc, khi cọc trọng yếu xảy ra phá hoại cắt và nền đất composite ở trạng thái tới hạn, lực đẩy ngang thuần của từng cọc trong mặt trượt tiềm năng được tính theo công thức (Thuyết minh 3.2.10—20).

(6) Phá hoại chảy tràn

Trong điều kiện cường độ thân cọc cao và cường độ đất nền thấp, đất giữa các cọc trong nền đất composite bị dịch chuyển ngang do bị thân cọc cản trở, khi lực đẩy ngang thuần mà đoạn cọc chống trượt chịu đạt đến sức chịu tải ngang của đất nền phía trên mặt trượt tiềm năng, đất trượt bên cạnh cọc sẽ xảy ra phá hoại chảy tràn.

Khi đất giữa các cọc xảy ra phá hoại chảy tràn, áp lực đất ở mặt trong và ngoài của đoạn cọc chống trượt lần lượt đạt đến trạng thái giới hạn bị động và chủ động. Lấy đáy đoạn cọc chống trượt làm tâm quay, lực đẩy ngang thuần mà đoạn cọc chống trượt chịu có thể được xác định thông qua quan hệ cân bằng lực, như thể hiện trong hình thuyết minh 3.2.10—5.

• 145 •

Ví dụ tính toán 1

Sử dụng mô hình đơn giản hóa được xây dựng từ ví dụ thực tế đường đắp trên nền đất composite cọc cứng CFG tại vị trí DK26 + 535 của tuyến đường sắt Mị Mông, như minh họa trong Sơ đồ thuyết minh 3.2.10—7. Tại vị trí này, cọc CFG có đường kính 0,5 m, chiều dài khoảng 11,4 m, bố trí theo hình vuông với khoảng cách 1,8 m, sử dụng mũ cọc hình tròn có đường kính 1 m. Lớp đệm sử dụng đá dăm dày 0,6 m kết hợp hai lớp vải địa kỹ thuật, cường độ chịu kéo giới hạn của một lớp vải là 60 kN/m. Các thông số vật liệu của các lớp đất được trình bày trong Bảng thuyết minh 3.2.10—1. Cường độ vật liệu cọc tham khảo theo cường độ bê tông C15, với giá trị tiêu chuẩn cường độ chịu kéo dọc trục là 1,27 MPa, cường độ chịu nén dọc trục tiêu chuẩn là 10 MPa.

Sơ đồ thuyết minh 3.2.10—5 Phân tích lực phá hoại do dòng chảy quanh đất giữa các cọc nền

Trong đó:
— Tổng hợp lực áp lực đất chủ động giới hạn bên ngoài đoạn chống trượt của cọc thứ (kN);
— Tổng hợp lực áp lực đất bị động giới hạn bên trong đoạn chống trượt của cọc thứ (kN).

Dựa trên phương pháp tính toán cụ thể ba thành phần mô men chống trượt của cọc , theo quy trình tính toán trong Sơ đồ thuyết minh 3.2.10—6, xác định hệ số an toàn ổn định của nền đất composite cọc cứng dựa trên các mô hình phá hoại khác nhau.

· 146 ·

Hình minh họa 3.2.10-6 Quy trình tính toán hệ số an toàn ổn định của nền đất composite cọc cứng dựa trên dạng phá hoại

Hình thuyết minh 3.2.10-7 Mô hình đơn giản hóa và kết quả tính toán ổn định nền đất composite tại DK26+535 tuyến đường sắt Mị-Mông (đơn vị: m)

Bảng thuyết minh 3.2.10-1 Thông số vật liệu nền đường

Lớp đất	Chiều dày (m)	γ (kN/m³)	φ (°)	c (kPa)
Đất đắp	8,4	20	35	10
Đất sét mềm	8,7	17,4	6	11
Đất rời mềm	1,3	18,9	10	16
Đất trương nở	8,0	18,6	12	37

Kết quả hệ số ổn định trong các trường hợp tính toán theo phương pháp này được thể hiện trong Bảng thuyết minh 3.2.10-2. Trong đó, kết quả phân tích ổn định của nền đất composite cọc CFG được thể hiện như trong Hình thuyết minh 3.2.10-7. Các cọc từ 1# đến 8# có dạng phá hoại uốn-kéo, các cọc còn lại không giao cắt với mặt trượt.

Bảng thuyết minh 3.2.10-2 Kết quả phân tích ổn định

Trường hợp	Hệ số ổn định Fs
Không có biện pháp xử lý	0,869
Lớp đệm gia cường	0,894
Nền đất composite	1,469

Ví dụ tính toán 2

Trên cơ sở giữ nguyên điều kiện địa chất và biện pháp xử lý nền đất yếu bằng móng composite như Ví dụ tính toán 1, chiều cao đắp đường được tăng lên 16 m (Hình minh họa 3.2.10—8). Kết quả tính toán cho thấy hệ số ổn định trong các trường hợp không gia cố, bố trí lớp đệm gia cường và móng composite đều không đáp ứng yêu cầu. Để tăng tính ổn định của móng composite nhằm đảm bảo yêu cầu, khoảng cách cọc được giảm từ 1,8 m xuống 1,6 m, đường kính mũ cọc tăng từ 1,0 m lên 1,2 m. Kết quả được thể hiện trong Bảng minh họa 3.2.10—3.

Hình minh họa 3.2.10—8 Mô hình đơn giản hóa và kết quả tính toán ổn định móng composite tại DK26 + 535 tuyến đường sắt Bỉ Mông với chiều cao đắp 16 m (đơn vị: m)

Bảng minh họa 3.2.10—3 Kết quả phân tích ổn định

Trường hợp	Hệ số ổn định
Không gia cố	0,694
Bố trí lớp đệm gia cường	0,705
Móng composite	1,208
Móng composite sau khi áp dụng biện pháp tăng cường	1,252

Qua phân tích nhiều ví dụ tính toán, đối với nền đắp cao trên đất yếu, khi tính ổn định không đáp ứng yêu cầu, có thể áp dụng các biện pháp như giảm khoảng cách cọc, tăng đường kính mũ cọc, nâng cao cường độ vật liệu cọc, bố trí dầm móng, v.v. để tăng khả năng chịu tải trọng đứng và ngang của cọc, từ đó

• 149 •

Việc tăng mô-men kháng trượt của cọc có thể thực hiện bằng cách tăng đường kính hoặc chiều dài cọc; đồng thời cũng có thể sử dụng các vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp có cường độ cao như vải địa kỹ thuật cường độ cao để tăng mô-men kháng trượt của lớp đệm có cốt, từ đó nâng cao tính ổn định của nền đất composite.

Đáng lưu ý là, theo kết quả nghiên cứu lần này cùng các nghiên cứu liên quan trong nước cho thấy, dạng phá hoại của cọc cứng còn thể hiện đặc điểm phá hoại theo phân vùng. Khi thiết kế, có thể căn cứ vào yêu cầu chức năng của các vùng khác nhau để kiểm soát các yếu tố thiết kế một cách có mục tiêu.

Như nghiên cứu của Zheng Gang và cộng sự ("Vấn đề ổn định nền đường đắp trên nền đất yếu gia cố bằng cọc cứng", Tạp chí Kỹ thuật Địa kỹ thuật, 2010) đã chỉ ra rằng trong điều kiện nhóm cọc, dạng phá hoại của cọc cứng ở các vị trí khác nhau cũng khác nhau. Dựa trên tình trạng chịu lực của thân cọc, dạng phá hoại của cọc và chuyển vị tương đối giữa cọc và đất, có thể chia thành 4 vùng: vùng chịu kéo-uốn, vùng chịu uốn-cắt, vùng chịu nén-uốn và vùng chịu nén. Nghiên cứu của Gong Xiaonan và cộng sự ("Lý thuyết và thực tiễn thiết kế kiểm soát biến dạng trong kỹ thuật địa kỹ thuật", Nhà xuất bản Kiến trúc Công nghiệp Trung Quốc, 2018) đề xuất phân vùng dạng phá hoại của cọc trong nền đất composite cọc cứng thành 3 vùng: vùng phá hoại chịu nén, vùng phá hoại chịu uốn và vùng phá hoại chịu kéo, như minh họa trong Sơ đồ thuyết minh 3.2.10—9.

Sơ đồ thuyết minh 3.2.10—9 Phân vùng và phân loại dạng phá hoại của cọc (Gong Xiaonan và cộng sự, 2018)

3.2.11 Trong quy định này, hệ số ổn định được phân chia riêng cho giai đoạn thi công và giai đoạn vận hành, trong đó giai đoạn vận hành thường xem xét điều kiện bất lợi nhất sau khi hoàn thành thi công nền đường và rải ray.

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Đường đắp đường sắt chịu các loại tải trọng khác nhau trong giai đoạn thi công và giai đoạn vận hành, đồng thời cường độ nền đất cũng khác nhau, do đó hệ số ổn định tương ứng thường có giá trị khác nhau. Dựa trên quan điểm này, quy chuẩn này quy định hệ số ổn định cần đáp ứng riêng cho giai đoạn thi công và giai đoạn vận hành. Tải trọng thi công trong quy chuẩn chủ yếu xem xét tải trọng của máy vận chuyển và lắp đặt dầm. Kết quả nghiên cứu từ "Phương pháp tính toán độ lún sau thi công của nền đất composite và các tiêu chuẩn kỹ thuật liên quan" cho thấy, trong cùng điều kiện, hệ số ổn định tính toán khi xét tải trọng vận hành lớn hơn hệ số ổn định tính toán khi xét tải trọng máy vận chuyển và lắp đặt dầm, giá trị trước khoảng 1,07 lần giá trị sau.

Phiên bản quy chuẩn năm 2010 đã đưa ra phạm vi giá trị hệ số ổn định được khuyến nghị trong các quy chuẩn liên quan trong và ngoài nước, tương đương với giá trị 1,1 ~ 1,25 trong "Quy chuẩn thiết kế nền đường đặc biệt cho đường sắt" TB 10035.

Đáng lưu ý là, do tầm quan trọng của đường sắt cao tốc, quy chuẩn này quy định hệ số ổn định là 1,25, đồng nhất với "Quy chuẩn thiết kế đường sắt cao tốc" TB 10621—2014 và "Quy chuẩn thiết kế nền đường đặc biệt cho đường sắt" TB 10035—2018.

Hệ số ổn định được khuyến nghị trong Bảng 3.2.11—1 được xác định theo phương pháp phân mảnh Thụy Điển, khi sử dụng phương pháp Bishop đơn giản hoặc phương pháp lực đẩy không cân bằng để tính toán phân tích, hệ số ổn định tương ứng sẽ tăng thêm 0,1 so với hệ số ổn định quy định trong Bảng 3.2.11—1.

Ngoài ra, theo kết quả nghiên cứu từ "Nghiên cứu đặc tính công trình đắp trên nền đất yếu dốc của tuyến đường sắt Dự Hoài và công nghệ kỹ thuật liên quan", khi phân tích ổn định nền đất yếu dốc theo phương pháp trượt cung tròn, hệ số ổn định thường tăng thêm 0,05 ~ 0,15, trường hợp nền đất yếu có độ dốc ngang lớn thì lấy giá trị lớn. Đối với nền đất yếu có độ dốc ngang khác nhau, có thể tham khảo hệ số trong Bảng 3.2.11—2.

3.3.3 Việc có tiến hành kiểm tra sức chịu tải của nền đường hay không không chỉ liên quan đến chi phí xây dựng công trình đường sắt mà còn ảnh hưởng đến an toàn vận hành tuyến đường. Các nghiên cứu "Phương pháp tính toán độ lún sau thi công của nền đất composite và các tiêu chuẩn kỹ thuật liên quan" và "Đặc tính chịu tải của nền đất composite đường sắt và các tiêu chuẩn liên quan" đã thảo luận chi tiết về sự cần thiết của việc thiết kế nền đường theo sức chịu tải. Hiện nay, đối với cọc vật liệu rời và cọc mềm chủ yếu sử dụng phương pháp cường độ kháng cắt composite để kiểm tra ổn định trượt cung tròn, đối với cọc cứng sử dụng phương pháp tính toán ổn định có xét đến dạng phá hoại của cọc, tuy nhiên các phương pháp trên đều không thể xét đến các dạng phá hoại như đâm thủng, phình trương của cọc, trong khi kiểm tra sức chịu tải của nền đất chủ yếu quan tâm đến các dạng phá hoại cục bộ như hư hỏng kết cấu composite, phình trương, đặc biệt là khi đất nền mềm, đắp cao

• 151 •

Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt TB 10106-2023

Khi tồn tại các yếu tố bất lợi như nền đất yếu, nguy cơ mất ổn định cục bộ của cọc hoặc nguy cơ cọc bị uốn dọc, việc kiểm tra sức chịu tải của nền đất composite là yếu tố then chốt để đảm bảo điều kiện hình thành khả năng chịu tải đồng thời của nền đất composite.

Do đó, đối với móng cứng, nền đất sau khi xử lý bằng phương pháp composite cần được kiểm tra sức chịu tải; đối với nền đường đắp cao trên đất yếu sử dụng nền đất composite, cần tiến hành kiểm tra khả năng chịu tải. Trong trường hợp đất yếu thông thường với chiều cao đắp lớn hơn 8 m hoặc đất rời xốp với chiều cao đắp lớn hơn 12 m, khuyến nghị tăng cường kiểm tra sức chịu tải. Đối với các đoạn đất đặc biệt phức tạp như đất bùn nhão, để đảm bảo an toàn công trình, cần phân tích cụ thể theo điều kiện thực tế của từng vị trí công trình để quyết định có cần kiểm tra sức chịu tải hay không.

Trong quá trình biên soạn phiên bản 2010 của quy chuẩn này, nhằm phát huy đầy đủ khả năng chịu tải của nền đất composite, trong điều kiện đảm bảo ổn định tổng thể của kết cấu nền đường, đối với nền đất composite của nền đường đắp thông thường và bãi bằng (móng mềm), đã đề xuất yêu cầu tiến hành kiểm tra khả năng chịu tải, sức chịu tải của nền đất phải đáp ứng công thức (Thuyết minh 3.3.3):

Trong đó:
— ứng suất tiếp xúc tại đáy móng mềm (kPa);
— sức chịu tải cho phép của nền đất composite (kPa);
— hệ số điều chỉnh sức chịu tải, lấy từ 1.2 ~ 1.5.

Thực tiễn công trình kể từ khi ban hành phiên bản 2010 của quy chuẩn này cho thấy, yêu cầu kiểm tra sức chịu tải của nền đất composite đối với móng mềm trong công trình nền đường đã đảm bảo hiệu quả an toàn cho công trình đắp nền đường, tuy nhiên cũng tồn tại một số tranh cãi: ① Đối với nền đường đắp cao sử dụng nền đất composite gia cố bằng cọc mềm như cọc trộn, cả tính toán lún và tính toán ổn định đều đáp ứng yêu cầu, nhưng kiểm tra sức chịu tải lại không đạt, để đáp ứng yêu cầu kiểm tra sức chịu tải, cần giảm khoảng cách giữa các cọc, tại một số vị trí khoảng cách giữa các cọc trộn thậm chí đạt tới 0.8 m ~ 0.9 m, điều này đã hạn chế rất lớn phạm vi ứng dụng của nền đất composite sử dụng cọc mềm; ② Trong thực tế đã xuất hiện trường hợp nền đường đắp cao đáp ứng yêu cầu tính toán lún và ổn định nhưng không đủ sức chịu tải nhưng lại không xảy ra phá hoại.

Để giải quyết các vấn đề trên, kết hợp với nghiên cứu 《Đặc tính chịu tải của nền đất composite đường sắt và các tiêu chuẩn liên quan》 triển khai trong quá trình sửa đổi quy chuẩn lần này, đã tiến hành thảo luận sâu hơn về các vấn đề liên quan đến kiểm tra sức chịu tải của nền đất composite trong công trình nền đường. Từ định nghĩa về sức chịu tải của nền đất có thể thấy, vấn đề sức chịu tải...

Vấn đề bản chất vẫn là bài toán ổn định nền đất, sức chịu tải giới hạn tương ứng với trạng thái cân bằng giới hạn, còn sức chịu tải cho phép tương ứng với trạng thái ổn định có hệ số an toàn nhất định. Do đó, có thể xác định sức chịu tải cho phép của nền đất dưới móng mềm thông qua đường cong quan hệ giữa áp lực đáy nền đường và hệ số ổn định của nền đất, như minh họa trong Hình thuyết minh 3.3.3, từ đó tiếp tục suy ra hệ số hiệu chỉnh sức chịu tải k. Dữ liệu tính toán cho lớp đệm không bố trí cốt gia cường được trình bày trong Bảng thuyết minh 3.3.3-1, hệ số hiệu chỉnh sức chịu tải k biến đổi trong khoảng 1.14 ~ 1.49, cơ bản phù hợp với giá trị 1.2 ~ 1.5 trong phiên bản Quy trình 2010.

Dữ liệu tính toán khi bố trí một lớp lưới địa kỹ thuật có cường độ 80 kN/m trong lớp đệm (lực kéo của lưới lấy bằng 32 kN/m khi tính toán) được trình bày trong Bảng thuyết minh 3.3.3-2, hệ số hiệu chỉnh sức chịu tải mở rộng lên 1.22 ~ 1.87. Trong thực tế xây dựng, kết cấu đệm gia cường bằng cốt thường được sử dụng phổ biến trong nền đất composite của công trình đường sắt, trong những năm gần đây một số công trình thậm chí sử dụng cốt liệu có cường độ lên tới 200 kN/m, ở nước ngoài cũng có trường hợp sử dụng cốt liệu có cường độ 1 000 kN/m. Việc bố trí cốt gia cường trong lớp đệm đáy nền đường có thể nâng cao đáng kể tính ổn định của nền đất, do đó việc tiếp tục sử dụng hệ số hiệu chỉnh sức chịu tải không xét đến tác dụng của cốt gia cường trong lớp đệm là không phù hợp.

Hình thuyết minh 3.3.3 Quan hệ giữa áp lực đáy nền và hệ số ổn định

· 153 ·

Bảng thuyết minh 3.3.3—1 Mối quan hệ giữa hệ số điều chỉnh sức chịu tải và hệ số ổn định

Mối quan hệ giữa hệ số ổn định với sức chịu tải cho phép và hệ số điều chỉnh


84.42	42.21	2.00	62.79	1.49	58.92	1.40	55.55	1.32
119.22	59.11	2.00	85.13	1.44	79.44	1.34	74.11	1.25
155.74	77.87	2.00	111.56	1.43	102.69	1.32	95.05	1.22
225.20	112.6	2.00	158.50	1.41	144.82	1.29	132.83	1.18
384.55	192.28	2.00	259.38	1.35	237.00	1.23	219.25	1.14

Bảng thuyết minh 3.3.3—2 Sức chịu tải cho phép và hệ số điều chỉnh sức chịu tải khi bố trí một lớp cốt gia cường trong lớp đệm

Mối quan hệ giữa hệ số ổn định với sức chịu tải cho phép và hệ số điều chỉnh


84.42	42.21	2.00	79.056	1.87	75.86	1.80	73.022	1.73
119.22	59.11	2.00	103.05	1.74	97.425	1.65	90.339	1.53
155.74	77.87	2.00	127.82	1.64	120.867	1.54	115.42	1.48
225.2	112.6	2.00	178.01	1.58	169.138	1.50	161.26	1.43
384.55	192.28	2.00	290.62	1.51	261.856	1.36	234.71	1.22

Để so sánh mối quan hệ giữa giá trị tính toán sức chịu tải cho phép của nền đất composite cọc mềm và cọc CFG (được sử dụng rộng rãi trong xây dựng đường sắt những năm gần đây) với áp lực đáy nền đường, đã thu thập dữ liệu khảo sát thiết kế từ các tuyến đường sắt như Vân-Quý, đoạn phía Nam Thành-Lan, đoạn Quý Châu tuyến Hồ-Kun, đoạn Cảnh Hồng-Mohan tuyến Ngọc-Ma, tuyến Đại-Trương, tuyến An-Cửu, đoạn Đài Châu tuyến Kim-Đài, tuyến Từ-Diệm, tuyến Ngân-Lan, v.v.: chiều cao nền đường xử lý bằng nền đất composite cọc khuấy (đa hướng) dao động từ 3,20 m đến 12,12 m, khoảng cách cọc từ 0,9 m đến 1,4 m, tỷ số giữa áp lực đáy nền và sức chịu tải cho phép nằm trong khoảng 0,264 đến 1,86; chiều cao nền đường xử lý bằng nền đất composite cọc phun áp lực cao dao động từ 3,20 m đến 10,10 m, khoảng cách cọc từ 1,1 m đến 1,4 m, tỷ số giữa áp lực đáy nền và sức chịu tải cho phép nằm trong khoảng 0,47 đến 0,84; chiều cao nền đường xử lý bằng nền đất composite cọc CFG từ 4,2 m đến...

9.5 m, khoảng cách cọc 1,8 m ~ 2,0 m, tỷ số giữa áp lực đáy móng và sức chịu tải cho phép trong khoảng 0,44 ~ 0,96. Tổng hợp các số liệu trên cho thấy, tỷ số giữa áp lực đáy móng đường đắp thu thập được và sức chịu tải cho phép của nền đất tính toán nằm trong khoảng 0,264 ~ 1,86.

Do đó, có thể lựa chọn hệ số tăng cường sức chịu tải cho phép của nền đất trong công trình đường sắt trên cơ sở xem xét tổng hợp các yếu tố như cấp đường sắt, loại ray, môi trường công trình và loại cọc, xem Bảng thuyết minh 3.3.3—3. Đối với nền đất composite cọc chống (đầu cọc chịu tải lớn), nếu chọn giá trị cao, nguy cơ phá hoại nén-cắt của cọc sẽ tăng; đối với cọc ma sát, do cọc có thể xảy ra lún xuyên tương đối lớn, khả năng điều tiết tải trọng giữa cọc và đất tốt hơn, giá trị có thể tăng thích hợp; đối với đường đắp có áp dụng các biện pháp gia tăng ổn định như cọc hạn chế dịch chuyển bên, đê giảm áp, hoặc đối với nền đất dạng lòng chảo trong nền đường siêu rộng không bị khống chế bởi ổn định, giá trị có thể tăng, thường không lớn hơn 2.

Bảng thuyết minh 3.3.3—3 Giá trị đề xuất hệ số tăng cường sức chịu tải cho phép của nền đất trong công trình đường sắt

Tốc độ thiết kế chạy tàu (km/h)	Hệ số an toàn ổn định []	Ghi chú
	1,25	Cọc chống
	1,25
	1,20
Sân bãi và các trường hợp khác	1,10

Về việc xác định áp lực đáy móng , trong thiết kế nền đường sắt của Trung Quốc, ứng suất đáy móng do trọng lượng bản thân nền đường thường được đơn giản hóa dưới dạng tải trọng gần đúng, phương pháp thường dùng là sử dụng ( là dung trọng của đất nền đường, là chiều cao nền đường) để thay thế gần đúng cho tải trọng do nền đường gây ra, loại tải trọng này có thể xem như tải trọng dải có tiết diện hình thang, gọi là phương pháp tải trọng tỷ lệ. Tuy nhiên, khảo sát thực tế cho thấy ứng suất đáy móng nền đường có sự chênh lệch nhất định so với giá trị . Nhóm biên soạn kết hợp với tuyến đường sắt Hải Đông đã tiến hành thí nghiệm hiện trường và thí nghiệm mô hình ly tâm trong phòng, nghiên cứu ứng suất đáy móng dưới tác dụng trọng lượng bản thân nền đường trên nền đất có tính nén trung bình. Theo kết quả đo ứng suất đáy móng từ thí nghiệm hiện trường và thí nghiệm mô hình ly tâm, ứng suất đáy móng thực đo trong phạm vi bề rộng mặt nền đường đều nhỏ hơn giá trị , sự chênh lệch giữa phản lực nền tại vị trí tim đường và vai đường so với giá trị tăng dần theo chiều cao nền đường. Đề xuất đối với nền đường không cao và nền sân bãi siêu rộng tại vị trí tim đường, ứng suất đáy móng

• 155 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên môn sang tiếng Việt:

Ứng suất vẫn áp dụng , đối với đường đắp cao trong đoạn tuyến có thể sử dụng dựa trên tỷ lệ chiều rộng/chiều cao của đường đắp.

3.3.6

Sức chịu tải của nền đất sau xử lý thường được xác định bằng thí nghiệm tải trọng. Khi điều kiện thí nghiệm (như độ sâu, kích thước bản tải) không hoàn toàn tương ứng với độ sâu chôn móng và kích thước của công trình, hiện chưa có quan điểm thống nhất về cách hiệu chỉnh sức chịu tải cho phép của nền. Trước đây, phương pháp hiệu chỉnh thường được áp dụng, nhưng trong hầu hết trường hợp không hiệu chỉnh lại thiên về an toàn, trong khi một số trường hợp lại không an toàn, chẳng hạn như khi trong phạm vi độ sâu xử lý tồn tại tình trạng sức chịu tải của nền giảm theo độ sâu (ví dụ khi xử lý bằng phương pháp cố kết thoát nước, đầm nén nặng). Do đó, điều khoản này yêu cầu trong quá trình thực hiện phải tiến hành hiệu chỉnh dựa trên điều kiện thực tế.

3.4.1

Giá trị chiều sâu lớp nén của nền là yếu tố then chốt ảnh hưởng trực tiếp đến độ chính xác của tính toán lún, đồng thời cũng là cơ sở cơ bản để xác định độ sâu khoan thăm dò. Việc lựa chọn hợp lý giá trị liên quan đến phân bố ứng suất trong nền, tính chất của đất và yêu cầu độ chính xác của tính toán lún. Các phương pháp xác định thường dùng trong và ngoài nước bao gồm phương pháp tỷ lệ biến dạng và phương pháp tỷ lệ ứng suất.

Phương pháp tỷ lệ ứng suất là phương pháp xác định chiều sâu lớp nén của nền tính từ đáy móng, đến vị trí mà tỷ số giữa ứng suất gia tăng và ứng suất bản thân nhỏ hơn một giá trị nhất định, được coi là giới hạn chiều sâu tính toán lún. Ví dụ, tính đến vị trí mà tỷ số giữa ứng suất gia tăng và ứng suất bản thân bằng 0.1, tức là , trong đó:

— ứng suất gia tăng thẳng đứng của nền tại độ sâu tính toán lún (kPa);
— ứng suất bản thân của nền tại độ sâu tính toán lún (kPa).

Phương pháp tỷ lệ biến dạng là phương pháp xác định chiều dày lớp nén của nền tính từ đáy móng, đến khi biến dạng của một lớp đất có chiều dày nhất định thỏa mãn điều kiện dừng tính toán. Chiều sâu tính toán biến dạng nền phải thỏa mãn công thức sau:

trong đó:

— giá trị biến dạng tính toán của lớp đất thứ trong phạm vi chiều sâu tính toán;
— giá trị biến dạng tính toán của lớp đất có chiều dày tính từ chiều sâu tính toán trở lên.

Nghiên cứu phương pháp ước tính lún nền đất yếu và hiệu quả gia cố của các phương pháp xử lý nền khác nhau đã đưa ra bảng so sánh giữa chiều sâu lớp nén thực đo tại tâm các mặt cắt thử nghiệm của một công trình đường sắt trong điều kiện nền đất yếu với chiều sâu tính toán theo các tiêu chuẩn kiểm soát khác nhau, như trong Bảng thuyết minh 3.4.1-1 và Hình thuyết minh 3.4.1.

· 156 ·

Bảng 3.4.1—1 So sánh chiều sâu lớp nén thực đo tại tâm các mặt cắt với chiều sâu tính toán theo các tiêu chuẩn kiểm soát khác nhau

Lý trình mặt cắt	Loại nền đất	Chiều sâu lớp nén thực đo tại tâm mặt cắt z (m)
		Phương pháp tỷ lệ biến dạng	Phương pháp tỷ lệ ứng suất 0,1	Phương pháp tỷ lệ ứng suất 0,2	Giá trị thực đo
0 + 042	Cọc phun vữa	18,2	39,6	28,1	28,4
0 + 180	Cọc phun bột	13,8	40,1	28,1	29,9
0 + 240		16,4	40,5	28,5	31,4
0 + 342	Gia cố chân không kết hợp gia tải trước	18,2	43,9	30,9	36,8
0 + 535	Gia tải trước vượt tải, bản thoát nước nhựa khoảng cách 1,8 m, vượt tải 1,8 m	19,6	45,0	32,0	32,2
0 + 573		20,6	45,2	31,7	34,0
0 + 628	Gia tải trước vượt tải, bản thoát nước nhựa khoảng cách 1,2 m, vượt tải 1,2 m	22,9	43,4	30,4	34,8
0 + 681		23,1	43,6	31,1	34,3
0 + 735	Cọc cát gia tải trước cân bằng	16,2	41,8	29,3	32,7
0 + 785		16,8	41,8	29,3	36,1
0 + 825	Cọc cát gia tải trước vượt tải	17,2	43,0	30,5	35,3

Ghi chú: Chiều sâu lớp nén thực đo được suy ra từ độ lún sâu thực đo để tính toán độ lún cuối cùng, sau đó ngoại suy tuyến tính để xác định.

Hình 3.4.1 So sánh chiều dày lớp nén thực đo tại tâm các mặt cắt với chiều dày tính toán

Bảng thuyết minh 3.4.1—2 trình bày sai số tính toán theo các tiêu chuẩn kiểm soát chiều sâu lớp nén khác nhau.

Bảng thuyết minh 3.4.1—2 Sự khác biệt giữa chiều sâu lớp nén thực đo và tính toán tại tâm các mặt cắt

Lý trình mặt cắt	Chiều sâu lớp nén (giá trị thực đo - giá trị tính toán) (m)			(Chiều sâu lớp nén thực đo - giá trị tính toán)/giá trị thực đo
	Phương pháp tỷ lệ biến dạng	Phương pháp tỷ lệ ứng suất 0.1	Phương pháp tỷ lệ ứng suất 0.2	Phương pháp tỷ lệ biến dạng	Phương pháp tỷ lệ ứng suất 0.1	Phương pháp tỷ lệ ứng suất 0.2
0+042	10.2	-11.2	0.3	35.9	-39.4	1.1
0+180	17.1	-10.2	1.8	53.8	-34.1	6.0
0+240	15.0	-9.1	2.9	47.8	-29.0	9.2
0+342	19.6	-7.1	5.9	50.5	-20.3	17.0
0+535	12.6	-12.8	0.2	39.1	-39.8	0.6
0+573	13.4	-11.2	2.3	39.4	-32.9	6.8
0+628	11.9	-8.6	4.4	34.2	-24.7	12.6
0+681	11.2	-9.3	3.2	32.7	-27.1	9.3
0+735	17.5	-9.1	3.4	50.5	-27.8	10.4
0+785	20.3	-5.7	6.8	53.5	-15.8	19.8
0+825	19.1	-7.7	4.8	51.3	-22.8	13.6

Từ phân tích so sánh trên có thể thấy, khi sử dụng phương pháp tỷ lệ biến dạng để kiểm soát chiều sâu lớp nén, giá trị tính toán nhỏ hơn giá trị thực đo, với chênh lệch lớn nhất là 20,3 m, chênh lệch nhỏ nhất cũng đạt 10,2 m, phạm vi sai số từ 32,7 % đến 53,8 %. Rõ ràng, phương pháp tỷ lệ biến dạng không phù hợp cho công trình nền đường sắt.

Khi sử dụng tiêu chuẩn kiểm soát theo tỷ lệ ứng suất , chiều sâu tính toán đều lớn hơn giá trị thực đo, thiên về an toàn. Xét tiêu chuẩn lún sau thi công nghiêm ngặt của nền đường sắt cao tốc, phiên bản quy trình năm 2010 khuyến nghị sử dụng phương pháp này làm tiêu chuẩn tính toán chiều sâu lớp nén.

Trong lần biên soạn này, dựa trên dữ liệu thực đo từ đề tài "Nghiên cứu công nghệ kiểm soát lún nền đường sắt cao tốc", đã tiến hành tối ưu hóa chiều sâu tính toán lớp nén cho nền đất có tính nén trung bình và thấp trong đường sắt cao tốc: đối với đất nền có hệ số nén nhỏ hơn 0,3 MPa, chiều sâu lớp nén của nền được tính theo tỷ lệ ứng suất bản thân 0,2. Khi tỷ lệ ứng suất bản thân 0,2

• 158 •

Dưới độ sâu tính toán nếu tồn tại lớp đất có hệ số nén ép của nền lớn hơn , độ sâu tính toán lớp nén ép của nền cần được xác định theo tỷ số ứng suất tự trọng bằng 0,1; nếu dưới độ sâu này vẫn còn đất yếu thì cần tiếp tục tính toán xuống phía dưới.

3.4.4 Tính toán lún nền thường sử dụng ứng suất phụ thêm tại điểm giữa móng làm cơ sở tính toán (ứng suất này lớn hơn ứng suất phụ thêm tại bất kỳ điểm nào khác), giá trị tính toán lún sẽ lớn hơn thực tế; mặt khác, do giả thiết các lớp đất dưới đáy móng hoàn toàn ở trạng thái bị hạn chế bên, chỉ xảy ra nén ép một chiều (theo phương thẳng đứng), không phát sinh biến dạng ngang, điều này lại khiến giá trị tính toán lún nhỏ hơn thực tế; cộng thêm nhiều sai số do các yếu tố khác, chẳng hạn như chỉ tiêu nén ép sử dụng do mẫu đất bị xáo động hoặc tính không đồng nhất của đất không thể đại diện chính xác cho tính chất thực tế của lớp đất nền, lượng lún tính toán của móng thường không trùng khớp với lượng lún thực đo của nền đường sắt mà có sự chênh lệch nhất định. Mức độ chênh lệch này phụ thuộc vào loại đất nền, độ lớn áp lực thiết kế tại đáy móng và tính nén ép của đất, hiện nay việc xác định trên lý thuyết lượng chênh lệch do các yếu tố này gây ra vẫn còn khó khăn, chỉ có thể dựa vào so sánh giữa số liệu quan trắc thực tế và lượng lún tính toán để thống kê ra hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún có thể áp dụng cho các trường hợp khác nhau.

Trong quá trình biên soạn quy trình phiên bản 2010, số liệu thực đo lún của công trình nền đường sắt còn rất hạn chế, khó có thể tổng kết được hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún phù hợp cho công trình nền đường sắt. Những năm gần đây, số liệu thực đo lún của ngành đường sắt không ngừng được bổ sung, đã tạo cơ sở để từng bước xây dựng hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún cho công trình nền đường sắt.

Nghiên cứu công nghệ kiểm soát lún nền công trình đường sắt cao tốc đã lựa chọn các mặt cắt đại diện của nhiều tuyến đường sắt như tuyến Kinh-Hỗ, tuyến Hợp-Phúc, tuyến Ninh-An, tuyến Cát-Hồn, sử dụng kết quả tính toán lý thuyết so sánh với kết quả dự đoán thực đo để tính ngược hệ số hiệu chỉnh thực tế của từng điểm công trình. Kết quả tính toán cho thấy giá trị tương đương mô-đun nén ép lý thuyết của các điểm thí nghiệm nằm trong khoảng , hệ số hiệu chỉnh lún tính ngược là , trong khi hệ số hiệu chỉnh tính theo bảng khuyến nghị của Quy chuẩn thiết kế nền móng công trình xây dựng nằm trong khoảng , giá trị tính ngược bằng giá trị khuyến nghị của quy chuẩn, từ đó đề xuất hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún cho nền đất có tính nén ép trung bình và thấp trong đường sắt cao tốc, xem bảng thuyết minh 3.4.4—1.

• 159 •

Bảng thuyết minh 3.4.4—1 Hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún

Giá trị tương đương môđun nén (MPa)	4	7	15	20
(Giá trị theo Quy chuẩn thiết kế nền móng công trình xây dựng)	1	0.7	0.4	0.25
(Giá trị theo Nghiên cứu công nghệ kiểm soát lún nền đường cao tốc đường sắt)	1	0.4	0.2	0.15

Dựa trên dữ liệu đo lún nền đường của 24 mặt cắt đắp thuộc đường sắt cao tốc Vũ Quảng, tổ biên soạn đã phân tích quy luật biến đổi của hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún nền, phát hiện rằng đối với nền đất yếu và đất mềm mỏng, khi cọc cơ bản xuyên qua lớp đất yếu để gia cố nền đất composite đắp, giá trị tương đương môđun nén của lớp nén nền nằm trong khoảng 4 MPa ~ 20 MPa, hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún tương ứng dao động trong khoảng 0,63 ~ 0,17, nhỏ hơn 15% ~ 40% so với Quy chuẩn thiết kế nền móng công trình xây dựng, đề xuất hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún cho nền đất composite cọc CFG xuyên suốt theo Bảng thuyết minh 3.4.4—2.

Bảng thuyết minh 3.4.4—2 Hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún nền đất composite cọc CFG xuyên suốt

Giá trị tương đương môđun nén (MPa)	4	14	18.5	20
	0.63	0.28	0.18	0.17

Tổng hợp các kết quả nghiên cứu trên, điều khoản này đưa ra hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún cho nền đất composite cọc cứng như cọc CFG, khi lớp đất nằm dưới có tính nén trung bình-thấp.

Dựa trên tài liệu khảo sát thiết kế và dữ liệu quan trắc lún của 6 mặt cắt đắp thuộc 2 đoạn thử nghiệm của đường sắt liên thành phố Kinh-Thiên và đường sắt cao tốc Kinh-Hồ, tổ biên soạn đã phân tích quy luật biến đổi của hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún nền dưới tác dụng của tải trọng đắp, khi sử dụng cọc CFG gia cố lớp đất mềm dày. Kết quả cho thấy: hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún nền đất composite cọc CFG đường sắt cao tốc trong điều kiện lớp đất mềm dày dựa trên dữ liệu thực đo lớn hơn rõ rệt so với giá trị khuyến nghị trong quy trình kỹ thuật đường sắt hiện hành, và đưa ra hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún nền đất composite cọc CFG cho lớp đất yếu dày theo Bảng thuyết minh 3.4.4—3.

Bảng thuyết minh 3.4.4—3 Hệ số hiệu chỉnh kinh nghiệm lún nền đất composite cọc CFG cho lớp đất yếu dày

Giá trị tương đương môđun nén (MPa)	23	35	42
	0.50	0.40	0.34

• 160 •

Mô hình phân bố lún nền dưới nền đường đắp và mối quan hệ với bề rộng mặt nền đường

Mô hình phân bố lún nền dưới nền đường đắp liên quan đến bề rộng mặt nền đường. Đối với nền đường hẹp (nền đường khu vực thông thường), độ lún tại tâm nền lớn, hai bên mép nhỏ, đường cong lún mặt đáy nền có dạng "chậu"; trong khi đối với nền đường rộng (nền đường ga), độ lún tại tâm nền nhỏ, độ lún gần vai đường lớn, đường cong lún mặt đáy nền có dạng "yên ngựa". Nguyên nhân gây ra sự khác biệt này là: dưới nền đường hẹp, hệ thống ứng suất phụ thêm trong nền có trạng thái biến dạng phẳng hai chiều điển hình, ảnh hưởng của biến dạng cắt lan tỏa khắp nền đường, độ lún lớn nhất xảy ra dưới tâm nền đường; trong khi ở phần giữa nền đường siêu rộng, trạng thái ứng suất gần với nén một chiều bị hạn chế bên, còn ở hai bên ngoài phạm vi đó là trạng thái biến dạng phẳng hai chiều, biến dạng cắt chỉ liên quan đến vùng phân bố ứng suất cắt hai bên, do đó biến dạng ở phần giữa được kiểm soát bởi nén một chiều, còn biến dạng hai bên còn phải cộng thêm dịch chuyển cắt, tổng biến dạng lớn hơn so với phần giữa. Giá trị lún nền đường sắt hiện nay được tính bằng cách nhân giá trị tính toán lún tại tâm đáy nền với hệ số hiệu chỉnh. Hệ số hiệu chỉnh xem xét tổng hợp các yếu tố, trong đó bao gồm sự khác biệt giữa nén một chiều (theo phương đứng) và trạng thái biến dạng phẳng hai chiều, nhưng tài liệu thực đo hiện tại chưa phân biệt giữa nền đường hẹp và nền đường rộng, do đó chưa thể đề xuất hệ số hiệu chỉnh riêng cho từng loại. Với sự phong phú dần của tài liệu thực đo tiếp theo, có thể dần dần xây dựng hệ số hiệu chỉnh hoàn thiện hơn.

3.4.6 Nền đất không chỉ cần có đủ cường độ để đảm bảo sự ổn định của nền đường đắp, mà còn cần có độ cứng nhất định để đảm bảo sau khi hoàn thành nền đường không xảy ra lún quá mức, ảnh hưởng đến sự ổn định và bằng phẳng của đường ray.

Biến dạng và lún xảy ra sau khi xây dựng nền đường chủ yếu bao gồm: biến dạng của nền đường (chủ yếu là lớp nền) dưới tác dụng của tải trọng đoàn tàu, lún cố kết của thân nền đường dưới tác dụng của trọng lượng bản thân, và lún cố kết của nền đất đỡ nền đường. Trong điều kiện vật liệu đắp nền đường và chất lượng thi công được đảm bảo, hai phần đầu có giá trị giới hạn, do đó kiểm soát lún nền đường chủ yếu là kiểm soát lún sau thi công của nền đất. Do đất yếu có tính nén lún lớn, hệ số thấm nhỏ, thời gian cố kết dài, sau khi xây dựng nền đường, không chỉ lượng lún lớn mà còn cần thời gian dài mới hoàn thành.

Quy định và giá trị lấy của lượng lún sau thi công nền đường sẽ trực tiếp ảnh hưởng đến chi phí công trình và tính năng sử dụng của tuyến đường. Đối với các cấp đường sắt khác nhau, tốc độ chạy tàu khác nhau, yêu cầu về độ bằng phẳng của đường ray và bảo trì vận hành đối với kiểm soát lượng lún sau thi công nền đường đều có các tiêu chuẩn và yêu cầu kỹ thuật tương ứng.

TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN SAU CÔNG TRÌNH CỦA NỀN ĐƯỜNG

Để tính toán độ lún sau công trình của nền đường, trước tiên cần làm rõ mối quan hệ giữa biến dạng nền đất và thời gian. Đối với đất sét bão hòa mềm, thường áp dụng lý thuyết cố kết thấm của đất bão hòa để tính toán độ cố kết của nền đất tại các thời điểm khác nhau, từ đó tính toán lượng lún dư của nền đất tại thời điểm rải ray, cộng thêm lượng lún do tải trọng ray và đoàn tàu gây ra, tức là độ lún sau công trình. Đối với nền đất không có kênh thoát nước, theo lý thuyết cố kết thấm của đất bão hòa, quá trình cố kết sẽ diễn ra rất chậm, thể hiện trên đường cong lún là sau khi tải trọng ổn định, xu hướng hội tụ lún diễn ra rất chậm. Theo các đường cong lún tại một số điểm thí nghiệm trong Nghiên cứu công nghệ kiểm soát độ lún nền đất công trình đường sắt cao tốc, sau khi tải trọng ổn định, độ lún của nền đất hội tụ nhanh chóng, khác biệt rõ rệt với trạng thái cố kết của đất sét bão hòa, do đó việc áp dụng lý thuyết cố kết thấm của đất sét bão hòa để phân tích độ lún sau công trình đối với đất có tính nén trung bình-thấp ở trạng thái quá cố kết là không phù hợp.

Theo kết quả của Nghiên cứu công nghệ kiểm soát độ lún nền đất công trình đường sắt cao tốc:

(1) Đối với đất có tính nén trung bình-thấp, hệ số tỷ lệ hoàn thành lún trong giai đoạn thi công thường nằm trong khoảng 0.80~0.95; sau khi gia tải trước 3 tháng thường là 0.80~0.85, gia tải trước 6 tháng thường là 0.85~0.9, gia tải trước 12 tháng thường là 0.90~0.95, giá trị cụ thể phụ thuộc vào mức độ cứng-mềm của nền đất, độ lớn tải trọng nền đường và chiều dày lớp nằm dưới.

Đối với đất có tính nén trung bình-cao, hệ số tỷ lệ hoàn thành lún trong giai đoạn thi công sau khi tải trọng nền đường ổn định 3 tháng, tỷ lệ hoàn thành lún tổng thể thường là 70%~85%, sau 6 tháng thường là 80%~90%, sau 12 tháng thường là 85%~95%.

(3) Đối với đất có tính nén cao, khi sử dụng phương pháp cố kết thoát nước làm chủ đạo để xử lý nền đất, có thể áp dụng lý thuyết cố kết thấm của đất bão hòa để tính toán độ lún cố kết trong giai đoạn thi công, từ đó tính toán độ lún sau công trình; khi sử dụng cọc mềm, cọc cứng làm chủ đạo để xử lý nền đất, có thể dựa vào tỷ lệ hoàn thành lún trong giai đoạn thi công để ước tính độ lún sau công trình. Sau khi tải trọng ổn định 3 tháng, tỷ lệ hoàn thành lún vùng gia cố nền đất composite thường là 85%~95%.

4.1.1 Phương pháp thay thế lớp đệm áp dụng để xử lý các loại nền đất yếu nông, khi trong phạm vi công trình lớp đất yếu phía trên tương đối mỏng thì tiến hành thay thế toàn bộ. Đối với lớp đất yếu dày, thông qua so sánh kỹ thuật-kinh tế, cũng có thể chỉ thay thế một phần chiều dày lớp đất yếu phía trên hoặc áp dụng phương pháp kết hợp thay thế với các biện pháp xử lý nền đất khác.

Thông thường trên nền đất composite và cấu trúc cọc-lưới sẽ được trải một lớp đệm gia cường để cải thiện tỷ số ứng suất cọc-đất, đạt được hiệu quả thoát nước và điều hòa biến dạng, lớp đệm này cần đáp ứng yêu cầu về gia cường trong chương này.

• 162 •

Quy định liên quan đến lớp đệm

Đối với việc thi công móng cứng như bản sàn nổi, lớp đệm bê tông không cốt thép hoặc vữa xi măng dùng để tạo phẳng phục vụ việc lắp dựng ván khuôn là biện pháp hỗ trợ trong quá trình thi công, không áp dụng yêu cầu của phương pháp thay thế lớp đệm trong chương này. Nếu trải lớp đệm đệm bằng cát, sỏi hoặc đá dăm, cần tuân thủ các quy định liên quan đến lớp đệm có cốt trong chương này.

4.1.2 Việc sử dụng lớp đệm thay thế để thay thế toàn bộ lớp đất yếu có chiều dày không lớn có thể đạt được hiệu quả tốt. Đối với các công trình như nền đường sắt, bãi ga, khi xử lý phần trên của lớp đất yếu bằng lớp đệm thay thế, nếu chiều cao đắp không lớn và ứng suất phụ thêm truyền xuống đỉnh lớp dưới nhỏ, cũng có thể đạt được hiệu quả tốt. Tuy nhiên, đối với các công trình có độ cứng kết cấu kém, hình dạng phức tạp, tải trọng lớn, do ảnh hưởng của tải trọng phụ thêm đến lớp dưới lớn, nếu chỉ thay thế phần trên của lớp đất yếu, nền đất vẫn sẽ phát sinh biến dạng lớn và biến dạng không đều, vẫn có khả năng gây hư hại cho công trình. Đối với các công trình có đặc điểm khác nhau, cần xem xét các yếu tố như cường độ, tính ổn định, khả năng phân tán áp lực, mật độ, tính thấm, độ bền, ảnh hưởng đến môi trường, giá thành, nguồn cung và mức tiêu thụ của vật liệu thay thế. Khi khối lượng thay thế lớn, trước tiên cần xem xét tính năng và điều kiện sử dụng của vật liệu địa phương. Ngoài ra, còn cần xem xét các yếu tố tổng hợp như loại thiết bị máy móc thi công có thể sử dụng và điều kiện áp dụng, từ đó thiết kế lớp đệm thay thế và lựa chọn phương pháp thi công một cách hợp lý. Ví dụ, trong thiết kế xử lý karst dưới đáy đường kết nối có đá ballast của tuyến đường sắt cao tốc Quý Nam, đối với các đoạn gần đường sắt cao tốc không đá ballast hiện hữu không thể thực hiện phun vữa áp lực, và các đoạn có lớp phủ đất mỏng khó tăng áp lực phun vữa, đã áp dụng biện pháp trải lớp đệm đá dăm kết hợp vải địa kỹ thuật cường độ cao dưới đáy.

4.1.3 Phạm vi áp dụng của các loại lớp đệm khác nhau được tham khảo trong Bảng thuyết minh 4.1.3.

Bảng thuyết minh 4.1.3 Phạm vi áp dụng của các loại lớp đệm khác nhau

Loại lớp đệm	Phạm vi áp dụng
Lớp đệm cát đá	Chủ yếu dùng để xử lý cục bộ nền tại các đoạn đường sắt ven sông, ao, mương, ruộng nước, thích hợp cho xử lý nền đất yếu bão hòa và không bão hòa, nền đất hoàng thổ dưới nước, không thích hợp cho xử lý nền đất hoàng thổ lún ướt, xử lý nền đất yếu cho móng tập trung và móng chịu tải trọng động, lớp đệm cát không thích hợp cho tầng địa chất có dòng chảy ngầm tốc độ nhanh, lưu lượng lớn
Lớp đệm đất vôi	Thích hợp cho xử lý nền đất yếu có độ ẩm cao, đặc biệt thích hợp cho xử lý nền đất hoàng thổ lún ướt
Lớp đệm đất xi măng	Thích hợp cho xử lý nền đất yếu có độ ẩm thấp
Lớp đệm có cốt	Ưu tiên sử dụng đối với nền đường sắt gần bờ, mép mái dốc khi có nguy cơ trượt mái đường đắp

4.2.2 Thiết kế lớp đệm phải đáp ứng yêu cầu về sức chịu tải và độ lún của nền đất. Trước hết, lớp đệm có thể thay thế lớp đất yếu trực tiếp chịu tải trọng từ kết cấu bên trên bằng lớp đệm đáp ứng yêu cầu về sức chịu tải; tiếp theo, tải trọng thông qua sự khuếch tán ứng suất của lớp đệm làm cho áp lực tác dụng lên đỉnh lớp nằm dưới nhỏ hơn hoặc bằng khả năng chịu tải của lớp nằm dưới; ngoài ra, lớp đất chịu lực của móng được thay thế bằng lớp đệm có tính nén lún thấp sẽ làm giảm đáng kể độ lún của nền đất. Do đó, việc xác định hợp lý chiều dày lớp đệm là nội dung chính trong thiết kế lớp đệm. Thông thường, chiều sâu cần thay thế được xác định dựa trên tình trạng của các lớp đất, đối với các công trình có chiều dày lớp đất yếu nông không lớn, có thể thay thế toàn bộ lớp đất yếu. Đối với lớp đất yếu cần thay thế, trước tiên xác định chiều rộng móng và áp lực đáy móng dựa trên sức chịu tải của lớp đệm, sau đó xác định chiều dày lớp đệm dựa trên sức chịu tải của lớp đất nằm dưới lớp đệm.

Góc khuếch tán áp lực cần được xác định tùy theo sự khác biệt về đặc tính cơ học của vật liệu lớp đệm và lớp đất nằm dưới, có thể xem xét theo điều kiện nền đất hai lớp. Quy trình này tham khảo Quy phạm kỹ thuật xử lý nền móng công trình xây dựng JGJ 79 để đưa ra giá trị tham khảo về góc khuếch tán áp lực của vật liệu lớp đệm.

Chiều sâu thay thế quá lớn thường dẫn đến khối lượng thay thế lớn, lượng đất thải nhiều, dễ bị ảnh hưởng bởi nước ngầm trong quá trình thi công, tồn tại vấn đề ổn định mái dốc, khiến chi phí xử lý cao, thời gian thi công kéo dài và tác động lớn đến môi trường. Do đó, chiều sâu xử lý bằng phương pháp thay thế thường được kiểm soát trong phạm vi 3 m là hợp lý.

4.2.3 Khi xác định chiều rộng đáy lớp đệm, ngoài việc đáp ứng yêu cầu về khuếch tán ứng suất, còn phải xem xét lớp đệm có đủ chiều rộng và điều kiện cường độ của đất hai bên để ngăn chặn vật liệu lớp đệm bị đẩy ra hai bên làm tăng biến dạng đứng của lớp đệm. Phương pháp phổ biến nhất là tính toán chiều rộng lớp đệm theo phương pháp góc khuếch tán hoặc lấy giá trị theo kinh nghiệm địa phương. Khi , chiều dày lớp đệm lớn, chiều rộng đáy lớp đệm xác định theo góc khuếch tán sẽ rộng hơn, trong khi phân bố ứng suất thực tế tại đáy lớp đệm theo giá trị tính toán phân bố ứng suất đường đồng mức lại hẹp hơn. Khi chênh lệch giữa hai giá trị này lớn, có thể điều chỉnh mặt cắt lớp đệm thành hình thang ngược dựa trên hình dạng đường đồng mức ứng suất để tiết kiệm khối lượng thay thế. Khi tải trọng móng lớn, yêu cầu về độ lún cao hoặc sức chịu tải của đất hai bên lớp đệm kém, có thể tăng thích hợp chiều rộng đáy lớp đệm.

4.2.4 Kết hợp với Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB 10414, Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc TB 10751 và các tiêu chuẩn liên quan khác đối với việc thay thế lớp đệm đáy nền đường,

• 164 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo các quy tắc đã nêu:

Các yêu cầu liên quan đến tiêu chuẩn đầm chặt từng lớp được bổ sung trong lần sửa đổi này. Đối với lớp đệm thay thế dưới móng cứng như tường chắn đất, do yêu cầu về khả năng chịu tải và biến dạng chênh lệch của kết cấu bên trên cao, có thể tham khảo và áp dụng các yêu cầu tương ứng trong Quy phạm kỹ thuật xử lý nền móng công trình xây dựng JGJ 79, khi sử dụng thí nghiệm đầm nện nặng, hệ số đầm chặt không nhỏ hơn 0,94. Lớp đệm thay thế ở đáy nền đường sắt thường có chiều dày lớn, tiêu chuẩn đầm chặt được xác định theo tiêu chuẩn đầm chặt của bộ phận tương ứng trên nền đường sắt.

Đối với lớp đệm thay thế ở đáy nền khi chưa đào bỏ hoàn toàn đất yếu và lớp đệm gia cường trong kết cấu móng composite, kết cấu cọc-lưới, do ảnh hưởng của nền đất yếu bên dưới, việc kiểm tra chất lượng đầm chặt tại hiện trường, đặc biệt là chỉ tiêu , thường khó đạt được yêu cầu thiết kế. Theo kinh nghiệm thực tế nhiều năm, khi sử dụng vật liệu đắp hạt thô có cấp phối tốt như đá dăm, sau khi chịu tác động của đầm tĩnh và tải trọng đắp đất bên trên, độ chặt của lớp đệm có thể được đảm bảo, lượng biến dạng nén sau này của bản thân lớp đệm nhỏ, thường không ảnh hưởng đến kiểm soát biến dạng của công trình nền đường. Khi yêu cầu về biến dạng cực kỳ nghiêm ngặt, có thể tham khảo Quy phạm kỹ thuật xử lý nền móng công trình xây dựng JGJ 79—2012 về yêu cầu đối với lớp đệm trên đỉnh cọc trong móng composite như cọc đá dăm rung chấn, cọc cát đá đóng ống, cọc đất xi măng trộn, cọc phun vữa xoay, cọc đất xi măng đầm chặt, cọc đá dăm xi măng tro bay, cọc mở rộng bằng búa đóng, với yêu cầu độ lèn chặt (tỷ số giữa chiều dày sau khi đầm và chiều dày rải tơi) không lớn hơn 0,9 hoặc hệ số đầm chặt không nhỏ hơn 0,9, làm chỉ tiêu tham khảo để kiểm soát chất lượng thi công tại hiện trường.

4.2.6 Lớp đệm vật liệu thay thế hạt thô trong quá trình thi công đã hoàn thành cơ bản biến dạng nén của bản thân và lượng biến dạng rất nhỏ. Do đó, đối với lớp đệm đá dăm, sỏi cuội, sỏi sạn và cát, trong tính toán biến dạng nền móng, có thể bỏ qua biến dạng của bản thân lớp đệm. Tuy nhiên, đối với vật liệu hạt mịn, đặc biệt khi chiều dày thay thế lớn, cần tính đến biến dạng của bản thân lớp đệm.

4.2.8 Theo các điều khoản liên quan trong Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB 10414, Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc TB 10751, đã thống nhất quy định về hàm lượng hạt mịn trong lớp đệm cát (đá dăm).

Khi yêu cầu công trình lớp đệm phải có chức năng thoát nước, vật liệu lớp đệm cần có tính thấm nước tốt, thường khuyến nghị hệ số thấm không nhỏ hơn .

4.2.9 Vật liệu composite địa kỹ thuật dùng cho lớp đệm gia cường cần lựa chọn loại có độ bền cao như lưới địa kỹ thuật, ô địa kỹ thuật hoặc vải địa kỹ thuật, cần có các đặc tính như cường độ cao, độ giãn dài thấp, tính từ biến nhỏ, khó bị phá hủy giòn, khả năng chống nhổ cao, chống ăn mòn và độ bền tốt, biến dạng của nó phải phù hợp với biến dạng của nền đất.

• 165 •

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Cần phối hợp hài hòa về hình thức. Căn cứ vào loại vật liệu đắp, đặc tính công trình, biện pháp gia cố và điều kiện đất nền, lựa chọn tổng hợp theo các tiêu chuẩn quốc gia và ngành hiện hành. Trong trường hợp đặc biệt, sử dụng biến dạng và mô-đun trong điều kiện thiết kế làm chỉ tiêu thiết kế cho vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp, xác định loại vật liệu, cường độ thiết kế.

Khi vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp được sử dụng riêng lẻ để gia cường lớp đệm nền, thông thường chịu sự kiểm soát của tính ổn định, đòi hỏi cường độ chịu kéo tương đối cao. Kết hợp với tình hình ứng dụng hiện nay trong công trình nền đường, cường độ chịu kéo giới hạn của lưới địa kỹ thuật thường không nhỏ hơn 50 kN/m, độ giãn dài đứt tương ứng của lưới địa kỹ thuật polyester dệt đôi hai chiều thường không lớn hơn 13%, độ giãn dài đứt của lưới địa kỹ thuật nhựa kéo đơn không lớn hơn 10%, độ giãn dài đứt của lưới địa kỹ thuật polyester hàn đôi hai chiều không lớn hơn 8%, khi thiết kế có thể lựa chọn loại vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp theo nhu cầu.

Khi sử dụng riêng lẻ để gia cường lớp đệm, cường độ chịu kéo giới hạn của lưới địa kỹ thuật hoặc vải địa kỹ thuật không nhỏ hơn 50 kN/m. Đối với vải địa kỹ thuật sử dụng trong lớp đệm nền thoát nước cố kết, hệ số thấm đứng không nhỏ hơn cm/s. Chiều cao của ô lưới địa kỹ thuật không thấp hơn 100 mm, khoảng cách giữa các nút không lớn hơn 200 mm, độ dày tấm ô không nhỏ hơn 1,1 mm; cường độ chảy khi kéo của tấm ô không nhỏ hơn 20 MPa, cường độ bóc nút không nhỏ hơn 10 kN/m.

4.3.1 Trước khi thi công lớp đệm, ngoài việc kiểm tra phạm vi và độ sâu đào, còn cần tăng cường kiểm tra điều kiện địa chất đáy móng.

4.4.2 ~ 4.4.4 Theo các điều khoản liên quan của Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB 10414 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc TB 10751, chất lượng đầm nén của lớp đệm phải đáp ứng yêu cầu thiết kế, chất lượng đầm nén phân lớp của lớp đệm đất vôi, lớp đệm đất xi măng phải đáp ứng tiêu chuẩn chất lượng đầm nén của bộ phận nền đường tương ứng nơi lớp đệm đặt. Theo TB 10414, TB 10751 và Quy phạm thiết kế nền đường sắt TB 10001, kiểm tra chất lượng đầm nén thường áp dụng phương pháp kép, đối với vật liệu đắp thông thường, đất cải tạo vật lý kiểm tra hệ số đầm nén và hệ số nền, đối với đất cải tạo hóa học kiểm tra hệ số đầm nén và cường độ nén không nở hông, đối với vật liệu đắp nhóm A, đá dăm cấp phối (bao gồm đá dăm cấp phối xi măng) ở vị trí nền đường hoặc đoạn chuyển tiếp kiểm tra hệ số đầm nén, hệ số nền và mô-đun biến dạng động.

Theo tiêu chuẩn nghiệm thu công trình nền đường, đã bổ sung tiêu chuẩn kiểm tra hệ số nền. Kiểm tra chất lượng thay thế đáy móng của móng cứng tham khảo các điều khoản liên quan của Quy phạm kỹ thuật xử lý nền móng công trình xây dựng JGJ 79 và đã được sửa đổi.

Kiểm tra chất lượng lớp đệm gia cường

Kiểm tra chất lượng lớp đệm gia cường bao gồm kiểm tra chất lượng vật liệu vật liệu tổng hợp đất công trình (như chất lượng ngoại quan, kiểm tra các chỉ tiêu tính năng kỹ thuật cần thiết) và kiểm tra chất lượng công trình thực thể. Kiểm tra chất lượng công trình thực thể là việc kiểm tra chất lượng đối với công trình thực thể có liên quan đến vật liệu tổng hợp đất công trình, như các yêu cầu về trải, chồng mí, khoảng cách của vật liệu tổng hợp đất công trình. Đối với kiểm tra chất lượng đầm nén của lớp đệm thay thế, lớp đệm vật liệu đắp thông thường và đất cải tạo vật lý cần kiểm tra hệ số đầm chặt và hệ số nền, lớp đệm đất vôi và đất xi măng cần kiểm tra hệ số đầm chặt và cường độ nén không nở hông, khi nằm ở đoạn chuyển tiếp hoặc phần nền đường, còn cần kiểm tra mô đun biến dạng động theo loại vật liệu đắp. Số lượng và phương pháp kiểm tra chất lượng lớp đệm thay thế thực hiện theo tiêu chuẩn hiện hành "Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt" TB 10414 và "Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt cao tốc" TB 10751.

Đối với các công trình đơn lẻ như tường chắn đất, cống hộp có yêu cầu nghiêm ngặt về sức chịu tải của nền, khi sử dụng phương pháp lớp đệm thay thế để xử lý nền móng, cần tiến hành kiểm tra sức chịu tải bằng thí nghiệm tải trọng đối với các đoạn tường chắn hoặc nền cống có điều kiện địa chất tương tự trong phạm vi xử lý, số điểm kiểm tra không ít hơn 2 điểm.

5.1.1 Thi công đầm nén va đập là sử dụng máy đầm nén va đập (một loại thiết bị đầm nén mới có tần số thấp và biên độ lớn), được trang bị bánh đầm nén, bánh đầm nén trong quá trình lăn di chuyển do kéo sẽ chuyển thế năng cao thành động năng tác động va đập lên mặt đất, từ đó tạo ra năng lượng va đập mạnh lên tầng sâu của đất, đồng thời kết hợp tác dụng đầm lăn và nhào nén tổng hợp, làm cho các hạt đất đá dịch chuyển, biến dạng và cắt, khi độ chặt của đất đá tăng lên, độ sâu ảnh hưởng cũng tăng dần, từ đó làm cho tầng sâu của đất được đầm chặt theo sự lan truyền của sóng va đập. Phương pháp này có thể giảm hiệu quả lượng lún sau thi công của nền đường, cải thiện đáng kể các bệnh hại đường do lún không đều, nâng cao cường độ tổng thể và tính đồng đều của nền đường, đối với việc phát hiện các khuyết tật bên trong của nền đất hoặc nền đường, tránh các nguy cơ tiềm ẩn, nâng cao chất lượng thi công có hiệu quả rõ rệt. Do đầm nén va đập có ưu điểm như hiệu quả gia cố rõ rệt, phạm vi loại đất áp dụng rộng, thiết bị đơn giản, thi công thuận tiện, tiết kiệm nhân lực, thời gian thi công ngắn, tiết kiệm vật liệu và chi phí thi công thấp, sau khi được nhập khẩu vào Trung Quốc từ những năm 90 của thế kỷ 20, đã nhanh chóng được ứng dụng rộng rãi trong thi công đường cao tốc. Nhiều ví dụ công trình thực tế chứng minh rằng, phương pháp này có thể xử lý nền đất tự nhiên như đất đá dăm, đất cát, đất bột và đất sét có độ bão hòa thấp, đất hoàng thổ lún ướt, đất đắp thông thường và đất đắp hỗn hợp. Đối với đất hoàng thổ lún ướt, xử lý bằng đầm nén va đập (rung) áp dụng cho đất hoàng thổ lún ướt có mực nước ngầm phía trên, , độ dày tầng đất hoàng thổ lún ướt có thể xử lý là .

Tiêu chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt TB 10106-2023

Lèn chặt bằng đầm rung là phương pháp sử dụng máy đầm rung, tận dụng lực quán tính do bánh lệch tâm quay bên trong tang trống máy đầm tạo ra để đập và lèn chặt mặt đường, lực rung lớn gấp nhiều lần trọng lượng bản thân máy đầm. Từ những năm 1940 khi châu Âu phát triển máy đầm rung, công nghệ này đã được phổ biến nhanh chóng. Sau những năm 1970, cùng với sự phát triển không ngừng của công nghệ điều khiển thủy lực và công nghệ máy tính, việc điều chỉnh liên tục tần số rung và biên độ rung đã dần được thực hiện, cải thiện hơn nữa hiệu quả lèn chặt.

5.1.3 Mặc dù nhiều công trình ở nước ta đã áp dụng công nghệ lèn chặt bằng đầm xung kích, nhưng do điều kiện đất đai, chủng loại máy đầm xung kích và điều kiện ứng dụng ở các địa phương khác nhau, nên hiệu quả lèn chặt, quy trình thi công và kiểm soát chất lượng cũng không giống nhau. Ví dụ, sau khi đầm bổ sung bằng xung kích 20 lượt cho nền đường, lượng lún nhỏ nhất chưa đến 30 mm, lớn nhất đạt khoảng 70 mm; lượng lún khi đầm bổ sung bằng xung kích cho nền đường đắp có thể đạt trên 100 mm; hiệu quả lèn chặt bằng xung kích đối với nền đất và đường đào phụ thuộc nhiều vào điều kiện đất đai và chủng loại máy đầm xung kích. Do đó, trước khi thi công cần chọn khu vực đại diện để xây dựng đoạn đường thử nghiệm.

5.2.2 Trong tài liệu giới thiệu sản phẩm máy đầm xung kích hiện nay thường ghi rõ độ sâu ảnh hưởng là 4 m~5 m, nhưng không có cơ sở để tra cứu. Đối với nền đất được gia cố bằng đầm nặng, Menard đã đề xuất một công thức kinh nghiệm về độ sâu ảnh hưởng (xem thuyết minh điều 6.2.4). Do giá trị ước tính của công thức này lớn hơn giá trị thực đo, trong và ngoài nước đã có một số bài báo đề xuất sửa đổi công thức của Menard, hệ số điều chỉnh nằm trong khoảng 0,34~0,80, tùy theo loại đất khác nhau mà chọn hệ số điều chỉnh phù hợp.

Khi máy đầm xung kích loại YCT25 di chuyển với tốc độ 12 km/h và làm việc trên đất hoàng thổ collapsible, dựa trên công thức đã điều chỉnh tính toán được độ sâu gia cố là 3,89 m. Do năng lượng tác dụng của đầm nặng lớn hơn một bậc so với đầm xung kích, nên kết quả tính toán chỉ mang tính tham khảo. Trong quá trình kiểm tra lèn chặt bằng xung kích tại đường cao tốc Tuyên-Đại (Hà Bắc) và đoạn đường Gia Hưng (Chiết Giang), lần lượt thu được độ sâu ảnh hưởng trên 4 m và trên 2,5 m. Lực xung kích của máy đầm xung kích khoảng 2 000 kN, nằm giữa lực kích rung tối đa của máy đầm rung kéo siêu nặng hiện có (YZTY25) (600 kN) và lực đập của máy đầm nặng (trên 10 000 kN).

Tuyến đường sắt thứ hai Lan-Tân đã tiến hành thí nghiệm so sánh giữa lèn chặt bằng đầm rung và đầm xung kích trên nền đất cuội sỏi sa mạc Gobi, thông qua thí nghiệm xuyên động cho thấy độ sâu ảnh hưởng đều khoảng 1,5 m, nhưng lượng lún dưới mặt đất khi đầm xung kích khoảng 64 mm, còn khi đầm rung khoảng 41 mm.

• 168 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt:

Lượng lún bề mặt khi đầm nén xung kích tương đối lớn.

Do hiện nay chưa có một hệ thống lý thuyết và phương pháp tính toán thiết kế hoàn thiện cho đầm rung và đầm nén xung kích, nên chiều sâu đầm nén hiệu quả và hiệu quả gia cố cần được xác định thông qua thí nghiệm hiện trường.

5.2.4

Máy đầm nén xung kích chủ yếu là loại hai bánh, khoảng cách mép ngoài hai bánh xung kích là 296 cm, khi đầm nén cần phải đầm lệch bánh để phủ kín toàn bộ mặt bằng. Do máy đầm nén xung kích di chuyển với tốc độ nhanh (thường từ 9 km/h đến 12 km/h), vì lý do an toàn, chiều cao nền đường càng lớn thì khoảng cách đến mép nền đường (thường là 1 m) càng phải lớn hơn, do đó chiều rộng nền đường thông thường không nhỏ hơn 6 m, đối với mặt đất tự nhiên có thể nới lỏng thích hợp. Hiệu quả xung kích liên quan mật thiết đến tốc độ, để đảm bảo tốc độ di chuyển nhất định cần có diện tích mặt bằng làm việc đủ lớn (diện tích thực tế có thể đầm nén sau khi trừ các cấu kiện cần tránh), máy đầm nén xung kích kéo dài hơn 10 m, bán kính quay vòng lớn, do đó yêu cầu về diện tích mặt bằng làm việc lớn hơn.

5.3.2

Số lượt đầm nén xung kích là số lần bánh xung kích đi qua mặt bằng làm việc. Do mỗi công trường sử dụng loại máy đầm nén xung kích, loại đất, độ chặt của vật liệu đắp khác nhau, nên số lượt đầm nén xung kích cần được xác định thông qua thí nghiệm hiện trường dựa trên yêu cầu về độ chặt thiết kế và giá trị kiểm soát độ lún. Hoặc trong quá trình thi công hiện trường, có thể kiểm soát số lượt đầm nén xung kích khi chênh lệch vết bánh đầm nhỏ hơn 15 mm.

Đầm nén xung kích sử dụng phương pháp đầm lệch bánh qua lại, các vết bánh không chồng lấn, do khoảng cách giữa các bánh lớn hơn chiều rộng bánh, khi đầm lệch bánh sẽ để lại khoảng trống 26 cm theo phương ngang, theo phương dọc do diện tích điểm rơi khi đầm nén xung kích có hạn (liên quan đến độ cứng của mặt bằng làm việc), không thể đầm đến mọi điểm, nhưng áp lực xung kích lan truyền theo góc (45° - φ/2), hiệu quả đầm nén dưới bề mặt chồng lấn lẫn nhau. Đối với phần bề mặt, sau vài chục lượt đầm lệch bánh, đã đạt được sự đồng đều, điều này đã được kiểm chứng trong nhiều công trình. Máy đầm nén xung kích ở nước ta có nhiều chủng loại, thông số kỹ thuật khác nhau, loại máy được định hình nhiều nhất là máy đầm nén xung kích hai bánh, khoảng cách ngoài hai bánh là 296 cm, chiều rộng bánh 90 cm, khoảng cách giữa hai bánh 116 cm, đối với loại máy này, chiều rộng đầm nén tính toán cho 1 lượt đầm là 2 m, sau khi đầm lệch một chiều rộng bánh qua lại 1 lần, chiều rộng đầm nén tính toán là 4 m, tính theo phương pháp này, toàn bộ mặt bằng đầm xong 1 lần được coi là đầm nén một lượt. Đối với máy đầm nén xung kích một bánh thì tính theo chiều rộng bánh, toàn bộ mặt bằng đi qua một lần được coi là một lượt. Hiện nay, vẫn còn những cách hiểu khác nhau về phương pháp đầm nén xung kích hợp lý, chẳng hạn như có ý kiến cho rằng khi đầm nén xung kích, bánh đầm cần chồng lấn 1/4 hoặc 1/2 theo phương ngang, theo cách này thì...

· 169 ·

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Mỗi lần đi qua toàn bộ mặt bằng được tính là một lượt. Như minh họa trong Sơ đồ thuyết minh 5.3.2, trường hợp đầm chồng lấn ngang 1/2, khi bố trí đầm nén va đập theo cách này sẽ tạo ra các vùng đầm có số lượt khác nhau theo phương ngang (1 lượt, 2 lượt, 3 lượt, 4 lượt, v.v.), dẫn đến tình trạng đầm nén không đồng đều trên toàn bộ mặt bằng. Do đó, điều khoản không áp dụng cách bố trí và tính toán số lượt theo phương ngang này. Phương pháp đầm theo vệt lệch bánh (không chồng lấn vệt bánh) là hợp lý và khoa học, đồng thời di chuyển theo tuyến cố định cũng là cách hiệu quả và kinh tế nhất. Đối với bố trí theo phương dọc, mỗi lượt cần lệch 1/6 chu vi bánh đầm, như vậy mỗi lần va đập sẽ tác động lên đỉnh sóng của mặt làm việc, giúp phân bố đều các điểm va đập, tăng cường hiệu quả đầm nén tổng thể.

Sơ đồ thuyết minh 5.3.2 Sơ đồ di chuyển đầm nén va đập khi bánh đầm chồng lấn 1/2

5.3.3

Máy đầm nén va đập là loại máy đầm bánh lốp có cấu tạo từ 3~5 thùy bánh lồi, được kéo bởi đầu kéo công nghiệp nặng chuyên dụng. Đầu kéo bánh xích có công suất lớn hơn 300 kW, do vận tốc di chuyển lớn hơn 9 km/h và ổn định, đáp ứng điều kiện sử dụng của máy đầm nén va đập. Máy này có hiệu quả đầm nén tốt, độ chặt tăng nhanh, chiều sâu ảnh hưởng lớn, vận hành ổn định và người lái ít bị mệt mỏi. Tuy nhiên, khi vận tốc di chuyển quá nhanh sẽ khiến bánh đầm nảy khỏi mặt đất, thời gian tiếp xúc với mặt đất ngắn, không có lợi cho truyền lực va đập và đầm chặt đất, đồng thời dễ gây hư hỏng máy. Đầu kéo là máy kéo hoặc máy xúc lật có công suất lớn hơn 160 kW, do vận tốc di chuyển từ 6 km/h đến 9 km/h, không đáp ứng yêu cầu sử dụng của máy đầm nén va đập; đồng thời năng lượng va đập quá nhỏ, hiệu quả đầm chặt kém, làm giảm hiệu suất đầm nén và ảnh hưởng đến chiều sâu đầm chặt. Do đó, tốc độ đầm nén va đập khuyến nghị là 10 km/h ~ 12 km/h. Trọng lượng bản thân, lực đầm nén và tốc độ đầm của máy đầm nén va đập

· 170 ·

Bảng tham chiếu xem Bảng thuyết minh 5.3.3.

Bảng thuyết minh 5.3.3 Mối quan hệ giữa trọng lượng bản thân, lực đầm nén và tốc độ lu của lu rung va đập

Loại máy	Tốc độ lu (km/h)
	12	10	9	8	7	6	5
	Lực đầm nén (tấn)
YCT20 (trọng lượng bản thân 12 tấn)	320	220	180	140	110	80	55
YCT25 (trọng lượng bản thân 16 tấn)	500	350	280	220	170	125	87

6.1.1 Phương pháp đầm nặng còn được gọi là phương pháp cố kết động hoặc phương pháp đầm nén động. Phương pháp này là việc lặp đi lặp lại nâng búa đầm lên một độ cao nhất định và để nó rơi tự do, thông qua năng lượng va đập và rung động làm chặt nền đất, từ đó nâng cao sức chịu tải của nền và giảm tính nén lún, cải thiện tính năng của nền đất. Nhiều ví dụ thực tế trong công trình đã chứng minh rằng phương pháp đầm nặng dùng để xử lý nền đất gồm đất đá dăm, đất cát, đất bụi và đất sét có độ bão hòa thấp, đất hoàng thổ lún ướt, đất đắp trộn và đất đắp hỗn hợp, thường đều đạt được hiệu quả tốt. Đối với đất đắp hỗn hợp có thành phần phức tạp, cần tăng cường thử nghiệm hiện trường.

Phương pháp thay thế bằng đầm nặng là việc sử dụng vật liệu hạt thô như đá hộc, đá dăm để lấp vào hố đầm, dùng búa đầm để tạo thành cọc thay thế đầm nặng liên tục, thích hợp cho nền đất gồm đất bụi có độ bão hòa cao và đất sét có trạng thái dẻo mềm~chảy trên các công trình không yêu cầu nghiêm ngặt về kiểm soát biến dạng. Khi mực nước ngầm và chiều dày lớp đất xử lý tương đối lớn, khó khăn trong thi công thực tế, cần hạn chế sử dụng.

6.1.2 Phương pháp đầm nặng đã được ứng dụng rộng rãi trong các công trình, nghiên cứu về cơ chế đầm nặng cũng không ngừng được sâu sắc hơn và đã đạt được một số thành quả nghiên cứu, nhưng vẫn chưa có một phương pháp tính toán thiết kế hoàn thiện. Do đó, quy định trước khi đầm nặng, dựa trên các thông số đầm nặng đã xác định ban đầu, đề xuất phương án thử nghiệm đầm nặng, tiến hành đầm thử tại hiện trường, và thông qua đo đạc, so sánh với dữ liệu đo đạc trước khi đầm để kiểm tra hiệu quả đầm nặng, đồng thời xác định các thông số đầm nặng áp dụng cho công trình, nếu không đáp ứng yêu cầu sử dụng thì thay đổi các thông số thiết kế. Trong quá trình đầm thử cũng có thể áp dụng các phương án với các thông số thiết kế khác nhau để so sánh và lựa chọn phương án tối ưu.

Phương pháp thay thế bằng đầm nặng có ưu điểm là hiệu quả gia cố rõ rệt, thời gian thi công ngắn, chi phí thi công thấp. Tuy nhiên, một số công trình do thiết kế và thi công không đúng cách đã xuất hiện tình trạng lượng tiêu thụ đá dăm tăng đột biến trong quá trình thi công và độ lún sau gia cố lớn hoặc độ lún giữa cọc và đất giữa các cọc không đồng đều, do đó, trước khi áp dụng phương pháp thay thế bằng đầm nặng, cần tiến hành thử nghiệm hiện trường để xác định tính thích hợp và hiệu quả xử lý, nếu không thì

• 171 •

6.2.1 Do tác dụng khuếch tán ứng suất của nền móng, phạm vi xử lý bằng phương pháp đầm nặng phải lớn hơn phạm vi nền đường sắt và nền móng công trình, phạm vi mở rộng cụ thể cần được xác định dựa trên tiêu chuẩn kỹ thuật nền đường, chiều cao đắp, loại kết cấu công trình và mức độ quan trọng.

6.2.3 Việc bố trí điểm đầm có hợp lý hay không có mối quan hệ trực tiếp với hiệu quả đầm chặt. Vị trí điểm đầm được bố trí dựa trên hình dạng mặt bằng đáy móng, đồng thời cần xem xét tình trạng tải trọng phía trên và các yếu tố thi công.

6.2.4 Chiều sâu gia cố hiệu quả của phương pháp đầm nặng vừa là thông số quan trọng phản ánh hiệu quả xử lý, vừa là cơ sở quan trọng để lựa chọn phương án xử lý nền đất. Menard, người sáng lập phương pháp đầm nặng, từng đề xuất công thức sau để ước tính chiều sâu ảnh hưởng ( H ):

Trong đó:
– Khối lượng búa đầm (tấn).
– Chiều cao rơi (m).

Nhiều nghiên cứu thử nghiệm trong và ngoài nước cùng với số liệu đo đạc thực tế tại công trình cho thấy, việc sử dụng công thức Menard trên để ước tính chiều sâu gia cố hiệu quả sẽ cho kết quả lớn hơn thực tế. Từ công thức Menard có thể thấy, chiều sâu ảnh hưởng chỉ phụ thuộc vào trọng lượng búa và chiều cao rơi. Tuy nhiên, trên thực tế, các yếu tố ảnh hưởng đến chiều sâu gia cố hiệu quả rất nhiều, ngoài trọng lượng búa và chiều cao rơi, còn có số lần đầm, áp lực đơn vị đáy búa, tính chất đất nền, chiều dày và thứ tự phân bố các lớp đất khác nhau, cũng như mực nước ngầm, đều có mối quan hệ mật thiết với chiều sâu gia cố hiệu quả. Hiện nay vẫn chưa có công thức tính toán phù hợp, do đó quy định tại điều này xác định chiều sâu gia cố hiệu quả dựa trên thử nghiệm đầm tại hiện trường hoặc kinh nghiệm địa phương.

Để đáp ứng nhu cầu lựa chọn phương pháp xử lý nền đất của người thiết kế, cần thiết phải đưa ra phương pháp dự đoán chiều sâu gia cố hiệu quả. Bảng 6.2.4 của quy trình này được trích từ Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền móng công trình xây dựng JGJ 79—2012, được xây dựng dựa trên tổng hợp số liệu đo đạc thực tế tại nhiều công trình và kinh nghiệm thực tiễn.

6.2.5 Số lần đầm là một thông số quan trọng trong thiết kế đầm nặng, đối với các loại đất nền khác nhau thì số lần đầm cũng khác nhau. Số lần đầm được xác định thông qua thử nghiệm đầm tại hiện trường, thường lấy nguyên tắc xác định là lượng nén của hố đầm lớn nhất và lượng trồi xung quanh hố đầm nhỏ nhất. Khuyến nghị xác định số lần đầm từ đường cong quan hệ giữa số lần đầm và lượng lún thu được từ thử nghiệm đầm tại hiện trường, đồng thời mặt đất xung quanh hố đầm không xuất hiện

• 172 •

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

6.2.6 Số lượt đầm nện được xác định dựa trên tính chất của đất nền. Nói chung, đối với nền đất có tính thấm cao do cấu tạo từ hạt thô, số lượt đầm nện có thể ít hơn. Ngược lại, đối với nền đất có tính thấm thấp do cấu tạo từ hạt mịn, số lượt đầm nện cần nhiều hơn. Theo kinh nghiệm thi công, đối với hầu hết các công trình, sử dụng 2~4 lượt đầm nện, sau đó đầm nện toàn diện với năng lượng thấp 2 lượt, thường đạt được hiệu quả đầm nện tốt. Đối với nền đất hạt mịn có tính thấm kém, khuyến nghị tăng thích hợp số lượt đầm nện.

Do lớp đất bề mặt là lớp chịu lực chính của nền móng, nếu xử lý không đồng đều sẽ làm tăng độ lún và độ lún không đều của kết cấu bên trên. Do đó, cần chú trọng đến hiệu quả đầm chặt của đầm nện toàn diện.

6.2.7 Giữa hai lượt đầm nện phải có khoảng thời gian nghỉ nhất định, mục đích là để chờ áp lực nước lỗ rỗng siêu tĩnh trong đất tiêu tán. Do đó, khoảng thời gian nghỉ phụ thuộc vào thời gian tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng siêu tĩnh. Tuy nhiên, tốc độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng siêu tĩnh trong đất liên quan đến loại đất, khoảng cách giữa các điểm đầm nện và các yếu tố khác. Khuyến nghị trước khi đầm nện thử nghiệm, lắp đặt máy đo áp lực nước lỗ rỗng trong đất nền, thông qua số liệu giám sát tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng siêu tĩnh sau đầm nện thử nghiệm để xác định khoảng thời gian nghỉ giữa hai lượt đầm nện. Khi thiếu số liệu thực đo, khoảng thời gian nghỉ được xác định theo tính thấm của đất nền theo quy định tại điều này.

6.2.8 Khoảng cách giữa các điểm đầm nện thường được xác định dựa trên tính chất của đất nền và độ sâu xử lý yêu cầu. Đối với đất hạt mịn, để thuận tiện cho việc tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng siêu tĩnh, không khuyến nghị khoảng cách đầm nện quá nhỏ. Khi yêu cầu độ sâu xử lý lớn, khoảng cách đầm nện của lượt đầu tiên không khuyến nghị quá nhỏ, tránh trường hợp khi đầm nện hình thành lớp chặt ở tầng nông ảnh hưởng đến việc truyền năng lượng đầm nện xuống tầng sâu.

6.2.10 Cọc thay thế thường xuyên xuyên qua lớp đất yếu, đến lớp đất cứng hơn, đảm bảo sức chịu tải của thân cọc, đồng thời giảm độ lún của nền đất dưới cọc.

6.2.13 Tổng độ lún tích lũy chỉ tổng độ lún của từng điểm đầm dưới mỗi nhát đầm, tổng độ lún tích lũy phải đạt từ 1,5~2,0 lần chiều dài cọc thiết kế trở lên, chủ yếu để đảm bảo độ chặt của cọc đầm và tiếp xúc đáy.

6.2.16 Khi đầm nện thay thế, mặt đất không thể tránh khỏi bị nâng lên, đặc biệt trong đất sét bão hòa, theo số liệu hạn chế, thể tích nâng lên có thể đạt hơn nửa thể tích vật liệu đắp vào, điều này chủ yếu do đất sét

TB 10106-2023 Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Đất sét trong phương pháp đầm nặng thay thế có sự thay đổi mật độ nhỏ, cần ghi chép cẩn thận trong quá trình đầm thử và đưa ra ước tính hợp lý.

6.3.1

Lựa chọn khối lượng búa đầm nặng dựa trên độ sâu xử lý yêu cầu và khả năng nâng của cần cẩu. Hình dạng mặt đáy của búa đầm có hợp lý hay không sẽ ảnh hưởng đến hiệu quả đầm đến một mức độ nhất định. Do búa hình vuông bị xoay khi nâng lên, không thể đảm bảo các hố đầm của các lần đầm trước và sau trùng nhau, thường xuất hiện hiện tượng góc búa tiếp xúc với thành hố đầm, do đó một phần năng lượng đầm bị tiêu hao vào thành hố, ảnh hưởng đến hiệu quả đầm, trong khi búa hình tròn hoặc đa giác không tồn tại nhược điểm này, hiệu quả tốt hơn.

6.4.2

Sau khi xử lý nền đất bằng phương pháp đầm nặng và đầm nặng thay thế, cường độ của nền đất sẽ dần phục hồi và tăng lên theo thời gian. Do đó, kiểm tra chất lượng chỉ có thể tiến hành sau khi kết thúc thi công một khoảng thời gian nhất định. Khoảng thời gian này phụ thuộc vào tính chất của đất.

6.4.3, 6.4.4

Số lượng kiểm tra chất lượng đầm nặng và đầm nặng thay thế thực hiện theo tiêu chuẩn Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB 10414 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc TB 10751.

7.1.1

Phương pháp cố kết thoát nước thường được sử dụng cho phương pháp gia tải trước và phương pháp hút chân không, đặc biệt thích hợp cho loại đất có độ nén lớn và cường độ tăng rõ rệt dưới tác dụng của tải trọng liên tục. Đối với đất quá cố kết, chỉ khi ứng suất do tải trọng gia tải trước tạo ra cộng với ứng suất lớp phủ hiệu quả lớn hơn rõ rệt so với áp lực cố kết trước của đất, lớp đất mới xảy ra nén rõ rệt. Đối với đất than bùn, đất hữu cơ và các loại đất khác có biến dạng cố kết thứ cấp chiếm tỷ lệ lớn, hiệu quả không cao, chỉ khi biến dạng cố kết sơ cấp chiếm tỷ lệ lớn hơn so với biến dạng cố kết thứ cấp mới có hiệu quả rõ rệt.

Phương pháp cố kết thoát nước kết hợp gia tải bằng đất đắp, hút chân không để xử lý nền đất là một biện pháp xử lý nền truyền thống, có ưu điểm chi phí thấp khi xử lý đất sét bão hòa. Tuy nhiên, do phương pháp này có độ lún lớn, thời gian ổn định lún dài và khó kiểm soát chất lượng, khi sử dụng cần tăng cường giám sát và đánh giá biến dạng đối với các công trình xây dựng, cấu kiện, đường giao thông và đường ống ngầm xung quanh. Nếu sử dụng để xử lý nền cho đường chính tuyến và đường nhận gửi tàu, cần tiến hành thử nghiệm hiện trường và đánh giá chuyên sâu về độ lún sau công trình.

Thông thường, khi chiều dày lớp đất yếu nhỏ hơn 4,0 m, có thể sử dụng phương pháp gia tải trước trên nền tự nhiên; khi chiều dày lớp đất yếu vượt quá 4,0 m, để đẩy nhanh quá trình gia tải trước, sử dụng các biện pháp thoát nước thẳng đứng như băng thoát nước nhựa, giếng cát đóng bao để xử lý nền. Đối với đất có lớp xen kẹp cát nằm ngang...

Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt TB 10106-2023

Đối với đất dính, do có khả năng thoát nước ngang tốt, có thể đạt được hiệu quả cố kết tốt mà không cần xử lý bằng hệ thống thoát nước đứng. Tuy nhiên, đối với công trình gia cố bằng phương pháp hút chân không, cần bố trí giếng thoát nước đứng trong nền đất.

7.1.5 Đối với công trình sử dụng phương pháp gia tải trước bằng đắp đất hoặc hút chân không, điều kiện để dỡ tải là vấn đề được quan tâm trong thực tế. Khi thiết kế, cần xác định độ cố kết cần đạt được trong thời gian gia tải trước dựa trên tổng độ lún ước tính và giá trị độ lún sau thi công cho phép. Theo yêu cầu tiến độ, lựa chọn đường kính, khoảng cách, độ sâu và cách bố trí của giếng cát bao hoặc tấm thoát nước nhựa, xác định cường độ tải trọng gia tải trước và thời gian gia tải trước, nhằm đảm bảo trong thời gian quy định, thông qua gia tải trước hoàn thành lượng biến dạng theo yêu cầu thiết kế, đảm bảo độ lún sau khi dỡ tải đáp ứng yêu cầu.

7.2.1 Đối với công trình nền đường, phạm vi hút chân không có thể kéo dài đến chân taluy nền đắp. Đối với công trình yêu cầu độ lún đồng đều, do độ chân không ở rìa khu vực hút chân không sẽ khuếch tán ra bên ngoài và hiệu quả gia cố không bằng phần trung tâm, để đảm bảo hiệu quả gia cố trong khu vực gia tải trước tương đối đồng đều, phạm vi gia tải trước cần lớn hơn đường bao móng công trình và không nhỏ hơn 3,0 m.

7.2.10 Cường độ tải trọng gia tải trước được xác định thông qua tính toán dựa trên lượng biến dạng cần hoàn thành trong thời gian gia tải trước, đồng thời đảm bảo ứng suất hiệu quả theo phương đứng tại các điểm trong lớp đất chịu nén dưới tác dụng của tải trọng gia tải trước lớn hơn ứng suất phụ thêm tại các điểm tương ứng do tải trọng gây ra.

Tốc độ đắp và chiều cao phân cấp được xác định dựa trên cường độ của đất nền. Khi cường độ của đất nền tự nhiên đáp ứng yêu cầu ổn định nền, có thể tiến hành gia tải một lần; nếu không, cần tiến hành gia tải phân cấp theo tính toán phân tích, đảm bảo cường độ đất nền tăng lên dưới tác dụng của tải trọng đắp cấp trước đáp ứng yêu cầu ổn định nền dưới tác dụng của tải trọng cấp tiếp theo. Khi không đáp ứng yêu cầu ổn định, có thể bố trí vật liệu địa kỹ thuật như vải địa kỹ thuật, lưới địa kỹ thuật, ô lưới địa kỹ thuật trong lớp đệm theo yêu cầu thiết kế để tăng cường ổn định.

7.2.12 Khi trên bề mặt nền đất tồn tại lớp thoát khí tốt hoặc trong phạm vi xử lý bằng giếng cát bao, tấm thoát nước nhựa có lớp thấm nước được bổ sung nguồn nước dồi dào, việc hút chân không sẽ gây ra hiện tượng rò rỉ khí, thấm nước, ảnh hưởng đến hiệu quả gia cố bằng phương pháp hút chân không. Khi lớp thấm nước, thoát khí tương đối mỏng, thường đóng cọc cách ly xung quanh khu vực gia cố để ngăn chặn đường thoát khí, thoát nước; khi lớp thấm nước, thoát khí tương đối dày, việc cách ly gặp khó khăn, cần đánh giá tính thích hợp của biện pháp hút chân không.

7.2.13 Hiệu quả của phương pháp hút chân không phụ thuộc rất lớn vào độ chân không bên dưới màng, độ chân không càng lớn, hiệu quả gia cố càng tốt. Theo kinh nghiệm của nhiều công trình trong nước, độ chân không dưới màng thường có thể

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

đạt trên 80 kPa ~ 85 kPa.

7.2.14

Giai đoạn đầu hút chân không, do chênh lệch độ chân không giữa lớp đệm cát dưới màng với cát bao hoặc tấm thoát nước nhựa và trong đất nền tương đối lớn, máy bơm chân không không chỉ phải khắc phục trở lực để hút nước và khí trong đất nền khu vực gia cố, mà còn phải hút nước và khí từ bên ngoài khu vực gia cố xâm nhập vào, do đó cần năng lượng tương đối lớn. Kinh nghiệm thi công cho thấy, giai đoạn đầu bố trí một máy bơm chân không cho diện tích 1 000 m² ~ 1 500 m² là hợp lý. Sau một thời gian hút chân không, khi độ chân không trong cát bao hoặc tấm thoát nước nhựa và trong đất nền tăng lên đạt giá trị ổn định cơ bản, chức năng chính của máy bơm chân không là hút nước và khí từ xung quanh khu vực gia cố xâm nhập vào khu vực gia cố, duy trì độ chân không trong đất nền khu vực gia cố, năng lượng cần thiết giảm đáng kể, số lượng máy bơm chân không cũng giảm tương ứng, so với giai đoạn đầu hút chân không, một máy bơm chân không có thể duy trì diện tích gia cố lớn hơn. Tài liệu từ công trình thử nghiệm gia tải kết hợp hút chân không tại đường Mơ Tử, khu vực mới Vũ Hán cho thấy, sau 2 ~ 3 tháng hút chân không, một máy bơm chân không công suất 7,5 kW có thể duy trì diện tích gia cố 4 300 m² ~ 4 700 m², độ chân không dưới màng vẫn duy trì ở mức khoảng 90 kPa.

7.2.15

Độ sâu ảnh hưởng và quy luật truyền độ chân không trong đất nền khác biệt rõ rệt so với độ sâu ảnh hưởng và quy luật truyền ứng suất phụ thêm do gia tải, khi tính toán lún nền không thể đơn giản coi tải trọng chân không tương đương với tải trọng gia tải.

Phạm vi gia cố hiệu quả của phương pháp hút chân không phụ thuộc vào sự truyền độ chân không theo phương thẳng đứng trong đất nền, thông thường cho rằng phạm vi gia cố hiệu quả của phương pháp hút chân không là từ đáy cát bao hoặc tấm thoát nước nhựa trở xuống 2 m ~ 3 m.

Quy luật truyền độ chân không trong đất nền cũng có sự khác biệt lớn so với quy luật truyền ứng suất phụ thêm của phương pháp gia tải trước, tài liệu đo đạc độ chân không dưới màng, trong tấm thoát nước nhựa và trong đất nền khu vực gia cố từ công trình thử nghiệm gia tải kết hợp hút chân không tại đường Mơ Tử, khu vực mới Vũ Hán (hình minh họa 7.2.15) cho thấy, trong điều kiện độ chân không dưới màng duy trì ở mức 85 kPa ~ 90 kPa, độ chân không trong tấm thoát nước nhựa và đất nền sau 30 d ~ 40 d có thể đạt giá trị ổn định 70 kPa ~ 80 kPa, theo phương thẳng đứng cơ bản không suy giảm.

7.3.1

Do cát khô trong túi cát bị ngâm nước khi đặt vào lỗ khoan dẫn đến thể tích co lại, gây ra hiện tượng lún, do đó cần bổ sung cát.

7.3.2

Theo kinh nghiệm thi công trong và ngoài nước, khi thi công tấm thoát nước nhựa thường sử dụng giày ống để tránh đất lọt vào ống vách trong quá trình hạ thiết bị, đồng thời giúp đầu dưới của tấm thoát nước nhựa neo tốt hơn vào đất nền,

· 176 ·

Hình minh họa 7.2.15 Đường cong biến đổi độ chân không theo thời gian dưới màng, trong tấm thoát nước nhựa và trong đất nền

Để ngăn ngừa biến dạng lớn khi chiều sâu hạ ống bảo vệ quá lớn, từ đó đảm bảo chất lượng và tiến độ hạ tấm thoát nước nhựa.

7.3.4 Sau khi hạ tấm thoát nước nhựa, thường xuất hiện lỗ hổng trong lớp đệm. Những lỗ hổng này cần được lấp đầy kịp thời bằng cát của lớp đệm, nếu không có thể gây ra các tác hại sau: ① đất sét lẫn vào giữa tấm thoát nước nhựa và lớp đệm, làm gián đoạn liên hệ giữa tấm thoát nước và lớp đệm cát, ảnh hưởng đến hiệu quả thoát nước; ② lỗ hổng tồn tại lâu dài sẽ ảnh hưởng đến chất lượng gia cố lớp bề mặt nền đất được gia cố. Khi lấp lỗ hổng, tốt nhất nên đổ nước vào lỗ trước, sau đó dùng phương pháp đổ cát trong nước để lấp đầy từ từ, tuyệt đối không được lấp khô một lần với lượng lớn.

7.3.8 Để đảm bảo an toàn thi công đắp nền đường chỉ bằng phương pháp gia tải trước trong điều kiện đắp, cần kiểm soát tốc độ đắp đất, đảm bảo thời gian cố kết của nền đất, nhằm nâng cao sức kháng cắt và tính ổn định của đất nền, ngăn ngừa phá hoại cắt do tốc độ gia tải quá nhanh. Tốc độ đắp thường được kiểm soát thông qua tốc độ dịch chuyển của cọc biên và tốc độ lún mặt đất, tốc độ lún tại tâm nền đường không lớn hơn 10 mm/ngày, tốc độ dịch chuyển ngang tại chân taluy không lớn hơn 5 mm/ngày, đồng thời kết hợp phân tích xu hướng phát triển của dịch chuyển và lún.

7.3.10 Do nhiều nguyên nhân, tất cả các bơm chân không tia phun ngừng hoạt động, độ chân không bên trong màng sẽ giảm hoàn toàn, điều này trực tiếp ảnh hưởng đến hiệu quả gia tải trước của nền đất và kéo dài thời gian gia tải. Để tránh độ chân không bên trong màng giảm nhanh sau khi ngừng bơm, cần lắp đặt van một chiều và van cắt trong đường ống chân không.

7.3.12 Khi các phân khu liền kề không thể hút chân không đồng bộ, nếu một phân khu tiến hành hút chân không trong khi phân khu liền kề chưa hút chân không hoặc ngừng hút chân không trước, tại vị trí giao界 giữa hai phân khu, các vật thoát nước đứng và lớp đệm cát của phân khu chưa hút chân không có thể hình thành đường thông khí với khu vực gia cố, gây rò rỉ khí. Do đó, cần áp dụng các biện pháp cách ly.

8.1.1 Cọc đá (cát) có tác dụng thay thế, đầm chặt và rung lèn đối với các loại đất có tính chất khác nhau. Đối với đất dính, cọc chủ yếu phát huy tác dụng thay thế; đối với cát trung mịn và đất bụi, ngoài tác dụng thay thế còn có tác dụng rung lèn và đầm chặt. Trong các loại đất trên, khi thi công đều phải bổ sung vật liệu lấp (đá dăm, sỏi hoặc cát) vào lỗ rung để tạo thành cọc rung chặt, trong khi đất giữa các cọc chịu tác động đầm chặt và rung lèn ở các mức độ khác nhau. Cọc và đất giữa các cọc tạo thành nền móng composite, làm tăng sức chịu tải của nền đất, giảm tính nén lún và có thể loại bỏ hiện tượng hóa lỏng của tầng đất. Kinh nghiệm thực tế trong và ngoài nước chứng minh rằng phương pháp cọc đá xử lý nền đất cát và đất đắp có hiệu quả rõ rệt và đã được ứng dụng rộng rãi.

Hiệu quả của cọc đá (cát) trong xử lý nền đất có khả năng hóa lỏng đã được nhiều kết quả nghiên cứu thực nghiệm và thực tế động đất trong và ngoài nước xác nhận.

Cọc đá (cát) cũng được sử dụng để xử lý nền đất yếu trong nhiều trường hợp ở trong và ngoài nước. Tuy nhiên, do đất sét yếu có độ ẩm cao và tính thấm kém, cọc đá (cát) khó phát huy tác dụng đầm chặt, chủ yếu đóng vai trò thay thế một phần và kết hợp với đất sét yếu tạo thành nền móng composite, đồng thời thúc đẩy quá trình thoát nước cố kết của đất yếu, từ đó tăng cường độ của đất nền và nâng cao sức chịu tải của nền đất yếu. Tuy nhiên, thân cọc vẫn thuộc loại vật liệu không liên tục có mật độ cao, nền đất yếu sau khi gia cố bằng cọc đá (cát) vẫn có độ lún sau này lớn. Khi sử dụng cọc đá để xử lý nền đất sét yếu bão hòa, tốt nhất nên tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định có áp dụng phương pháp này hay không.

8.1.2 Thiết kế xử lý bằng cọc đá (cát) hiện vẫn đang ở trạng thái nửa lý thuyết nửa kinh nghiệm, do một số phương pháp tính toán chưa hoàn thiện, một số thông số thiết kế chỉ có thể được lựa chọn dựa trên kinh nghiệm thi công. Vì vậy, trước khi thi công chính thức, cần tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định tính khả thi, công nghệ thi công và các thông số thi công.

8.2.1 Điều khoản này quy định việc xử lý nền bằng cọc đá (cát) phải vượt ra ngoài móng ở một chiều rộng nhất định, dựa trên nguyên tắc áp lực từ móng lan tỏa ra bên ngoài. Ngoài ra, xét đến 2~3 hàng cọc ngoài cùng,

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Hiệu quả đầm chặt kém, đề xuất mở rộng thêm 1~2 hàng cọc, nền đất càng rời rạc thì mở rộng càng nhiều.

Cọc đá dăm (cát) dùng để xử lý nền đất hóa lỏng, về nguyên tắc phải đảm bảo an toàn sử dụng cho công trình. Chiều rộng cần xử lý bên ngoài công trình hiện chưa có tiêu chuẩn thống nhất, kinh nghiệm của Mỹ lấy bằng chiều sâu xử lý, nhưng theo kết quả thử nghiệm mô hình của các đơn vị liên quan ở Nhật Bản và Trung Quốc thì chiều rộng xử lý bằng 2/3 chiều sâu xử lý. Đồng thời, dựa trên kết quả kiểm chứng qua động đất của nền đất được xử lý bằng cọc đá dăm (cát) ở Nhật Bản, cho thấy chiều rộng cần xử lý nhỏ hơn 2/3 chiều sâu xử lý, do đó quy định không nhỏ hơn 1/2 chiều sâu xử lý.

8.2.2 Bố trí mặt bằng cọc đá dăm (cát) theo hình tam giác đều hoặc hình vuông. Đối với nền đất cát, do dựa vào tác dụng đầm chặt của cọc đá dăm (cát) để tăng mật độ đất xung quanh cọc, nên sử dụng hình tam giác đều sẽ có lợi hơn, giúp nền đất được đầm chặt đồng đều; đối với nền đất sét mềm, chủ yếu dựa vào tác dụng thay thế, do đó có thể chọn bất kỳ hình thức nào.

8.2.4 Đường kính cọc đá dăm (cát) phụ thuộc vào kích thước ống cọc của thiết bị thi công và điều kiện đất nền. Ống cọc có đường kính nhỏ cho chất lượng đầm chặt đồng đều nhưng hiệu suất thi công thấp; ống cọc có đường kính lớn đòi hỏi năng lực máy móc lớn, hiệu suất cao, tuy nhiên nếu sử dụng đường kính cọc quá lớn, một cọc sẽ phải chịu diện tích đầm chặt lớn, lượng vật liệu cát cần điền vào một lỗ nhiều, khó đảm bảo đất xung quanh cọc được đầm chặt đồng đều. Đối với đất sét mềm, nên sử dụng ống cọc có đường kính lớn để giảm mức độ xáo trộn đối với đất nền gốc, đồng thời tỷ lệ thay thế lớn có thể nâng cao hiệu quả xử lý. Khi thi công bằng phương pháp ống vách, tỷ lệ đường kính cọc thiết kế so với đường kính ống vách không lớn hơn 1.5, chủ yếu do khi đầm rung ép nếu đường kính giãn nở lớn sẽ gây xáo trộn lớn đối với đất nền, không có lợi cho việc đảm bảo chất lượng tạo cọc. Ngoài ra, thời gian tạo cọc dài, hiệu suất thấp cũng sẽ gây khó khăn cho thi công.

Khoảng cách bố trí cọc đá dám (cát) bằng phương pháp rung chấn phụ thuộc vào công suất của máy rung chấn, máy rung chấn 30 kW bố trí khoảng cách cọc từ 1.0 m~1.5 m; máy rung chấn 55 kW bố trí khoảng cách cọc từ 1.4 m~2.5 m; máy rung chấn 75 kW bố trí khoảng cách cọc từ 1.5 m~3.0 m. Tải trọng lớn hoặc đối với đất sét sử dụng khoảng cách nhỏ hơn, tải trọng nhỏ hoặc đối với đất cát sử dụng khoảng cách lớn hơn.

Khoảng cách cọc đá dăm (cát) bằng phương pháp đầm búa sử dụng từ 1.0 m~2.0 m; khi thiết kế cọc đá dăm (cát) theo khả năng chống hóa lỏng, khoảng cách cọc không được lớn hơn yêu cầu của công thức (8.2.4—1) hoặc công thức (8.2.4—2).

8.2.5 Về chiều dài cọc đá dăm (cát), thường được xác định dựa trên tính toán ổn định và biến dạng của nền đất. Để đảm bảo ổn định, chiều dài cọc cần đạt đến dưới mặt cung trượt, khi chiều dày lớp đất mềm

8.2.6

Lớp đệm đá dăm có tác dụng thoát nước ngang, giúp đất nền sau thi công nhanh chóng cố kết. Tuy nhiên, tác dụng quan trọng hơn là lớp đệm đá dăm (hoặc cát) ở đỉnh cọc đá (cát) có thể phát huy rõ rệt hiệu ứng phân tán ứng suất, từ đó nâng cao sức chịu tải của nền đất composite và giảm biến dạng nền. Trong trường hợp xử lý nền bằng phương pháp rung chấn trên diện rộng, nếu dưới móng cục bộ có lớp đất yếu mỏng, cần xem xét tăng độ dày lớp đệm.

8.2.7

Vật liệu đắp có hai tác dụng: thứ nhất là lấp đầy lỗ hổng để lại trong đất sau khi rút cần rung chấn; thứ hai là sử dụng làm môi trường truyền lực, thông qua việc liên tục bổ sung vật liệu đắp dưới tác dụng rung ngang của cần rung chấn để nén chặt thêm đất giữa các cọc.

Khi thi công bằng phương pháp ống thép rỗng, kích thước hạt vật liệu đắp liên quan đến đường kính ống cọc và cấu tạo mũi cọc; để thuận tiện cho việc thoát liệu trong quá trình thi công, đường kính hạt lớn nhất không vượt quá 50 mm. Khi thi công bằng phương pháp rung chấn, đường kính hạt lớn nhất của vật liệu thân cọc liên quan đến đường kính ngoài và công suất của thiết bị rung chấn, thường từ 20 mm đến 80 mm; tuy nhiên, trong đất yếu có cường độ rất thấp, việc sử dụng vật liệu đắp có đường kính hạt lớn (đường kính hạt lớn nhất vượt quá 200 mm) sẽ đạt hiệu quả tốt hơn. Kích thước hạt vật liệu đắp thường dùng trong thi công bằng phương pháp rung chấn:

Thiết bị rung chấn 30 kW: 20 mm ~ 80 mm
Thiết bị rung chấn 55 kW: 30 mm ~ 100 mm
Thiết bị rung chấn 75 kW: 40 mm ~ 150 mm

8.2.8

Khi tải trọng tác dụng lên đỉnh cọc đá (cát) đủ lớn, thân cọc sẽ bị phá hoại, do đó cần xác định sức chịu tải cực hạn của cọc đá (cát) đơn. Vì thân cọc đá (cát) đều được cấu thành từ các hạt đất rời rạc, sức chịu tải của thân cọc chủ yếu phụ thuộc vào khả năng hạn chế bên của đất giữa các cọc. Phương pháp ứng suất cực hạn bên được sử dụng để ước tính sức chịu tải cực hạn của cọc đá (cát) đơn.

• 180 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo các quy tắc đã nêu:

Trong đó:
—— sức chịu tải cực hạn của cọc (kPa);

—— giá trị cực hạn sức chịu tải của cọc đơn (kN);

—— ứng suất ngang cực hạn của cọc (kPa);

—— sức kháng cắt không thoát nước của đất giữa các cọc (kPa), xác định bằng thí nghiệm cắt cánh hiện trường;

—— góc ma sát trong của cọc (°);

—— diện tích tiết diện cọc (m²).

Công thức (8.2.8–3) trong quy trình này được tổng kết từ kinh nghiệm thực tiễn nhiều năm. Tỉ số ứng suất cọc-đất đo thực tế đa số nằm trong khoảng 2~5, do đó, điều khoản khuyến nghị lấy tỉ số ứng suất cọc-đất trong khoảng 2~4.

8.2.9

Cọc đá dăm sử dụng đá dăm làm thân cọc, khi tính toán ổn định, góc ma sát trong của đá dăm thường lấy từ 35°~45°, đa số lấy 38°. Đối với đá dăm có kích thước hạt nhỏ (≤ 50 mm) và đất nền là đất sét, thường lấy 38°; đối với đá dăm có kích thước hạt lớn (tối đa 100 mm) và đất nền là đất bụi, thường lấy 42°; đối với cuội hoặc cuội sỏi, thường lấy 38°.

8.3.5

Để đảm bảo chất lượng cọc đá dăm (cát), cần tuân thủ các quy định về dòng điện đầm chặt, lượng vật liệu điền và thời gian lưu rung.

Trước hết, cần kiểm soát dòng điện đầm chặt trong quá trình cấp liệu và rung đầm. Khi tạo cọc, không được lấy giá trị dòng điện ngay khi máy rung tiếp xúc với vật liệu làm giá trị dòng điện đầm chặt. Giá trị dòng điện tức thời đôi khi có thể lên tới trên 100 A, nhưng chỉ cần dừng máy rung không hạ xuống, dòng điện sẽ lập tức giảm. Như vậy, dòng điện tức thời không phản ánh đúng mức độ đầm chặt của vật liệu. Chỉ khi máy rung rung tại một độ sâu cố định trong một khoảng thời gian nhất định (gọi là thời gian lưu rung) và dòng điện ổn định ở một giá trị nào đó, giá trị dòng điện ổn định này mới đại diện cho mức độ đầm chặt của vật liệu. Yêu cầu giá trị dòng điện ổn định phải vượt quá giá trị dòng điện đầm chặt quy định, lúc đó đoạn cọc mới được coi là hoàn thành.

Tiếp theo, cần kiểm soát lượng vật liệu điền. Trong quá trình thi công, không được cấp liệu quá nhiều, nguyên tắc là “ăn ít nhiều bữa”, tức là cấp liệu thường xuyên nhưng mỗi lần không được quá nhiều. Đáng chú ý là khi tạo đoạn cọc ở độ sâu lớn nhất, lượng vật liệu cần thiết để đạt được dòng điện đầm chặt quy định sẽ nhiều hơn nhiều so với các đoạn cọc khác. Đôi khi lượng vật liệu của đoạn cọc này có thể chiếm từ 1/4 đến 1/3 tổng lượng vật liệu của toàn bộ cọc. Điều này là do một phần đáng kể vật liệu cấp ban đầu từ miệng lỗ sẽ rơi xuống đáy lỗ.

· 181 ·

Trong quá trình rơi xuống, phần lớn vật liệu bị giữ lại trên thành lỗ ở một số độ sâu nhất định, chỉ có một lượng nhỏ có thể rơi xuống đáy lỗ. Một nguyên nhân khác là nếu kiểm soát không tốt, nước áp lực có thể gây ra hiện tượng quá sâu, dẫn đến lượng vật liệu lấp đáy lỗ tăng đột biến. Nguyên nhân thứ ba là khi đáy lỗ gặp phải lớp đất yếu cục bộ không được phát hiện trước, điều này cũng có thể khiến lượng vật liệu sử dụng vượt quá mức bình thường.

Trong quá trình thi công bằng phương pháp rung chấn, có bùn nước trào ngược ra khỏi lỗ; đối với đất loại cát sỏi, lượng bùn nước trào ngược ít, còn đối với lớp đất sét, lượng bùn nước trào ngược lớn. Để tránh gây ảnh hưởng đến môi trường, cần đào trước rãnh thoát bùn nước và bố trí bể lắng tại hiện trường. Trong quá trình thi công, sử dụng bơm bùn để hút tập trung bùn nước trào ngược vào bể; khi thi công trong đô thị, nếu lượng bùn nước không lớn có thể dùng xe chở nước để vận chuyển đi.

8.3.8

Trong quá trình thi công đóng cọc bằng rung động, cần kiểm soát tốt tốc độ rút ống. Đối với cọc đá (cát) đầm rung, tại vị trí giao nhau giữa các lớp đất có độ cứng khác nhau dễ xuất hiện hiện tượng đứt cọc, vết nứt có dạng nằm ngang hoặc hơi nghiêng; trong nền đất bão hòa bùn hoặc đất yếu bùn sét dễ xảy ra hiện tượng cọc cổ chai. Do đó, tại vị trí giao nhau giữa các lớp đất cứng mềm và khi xuyên qua lớp đất yếu, tốc độ rút ống phải được kiểm soát nghiêm ngặt dưới 0,5 m/phút. Đồng thời kiểm soát chiều cao rút ống và độ sâu nhồi ngược, đảm bảo trong ống cọc có đủ lượng vật liệu đá cát.

8.3.10

Trong thi công đóng cọc bằng búa đập, quy trình đổ vật liệu theo đoạn là khâu then chốt trong việc tạo cọc, chất lượng của nó quyết định đến mật độ thân cọc và hiệu quả đầm chặt đất xung quanh cọc. Cần căn cứ vào tính chất địa tầng, chiều dài và đường kính cọc để lựa chọn hợp lý chiều cao rút ống, lượng vật liệu đổ, chiều cao rơi và số lần đập cho mỗi chu kỳ đổ vật liệu, nhằm đảm bảo chất lượng tạo cọc.

8.4.2~8.4.4

Do trong quá trình tạo cọc, cấu trúc của đất nguyên trạng bị phá vỡ ở các mức độ khác nhau, cường độ sẽ giảm đi một phần; đối với nền đất bão hòa, trong một phạm vi nhất định xung quanh cọc, áp lực nước lỗ rỗng của đất tăng lên. Sau khi để nghỉ một thời gian, áp lực nước lỗ rỗng sẽ tiêu tán, cường độ sẽ dần phục hồi; thời gian phục hồi dài ngắn phụ thuộc vào tính chất của đất, nguyên tắc là cần tiến hành kiểm tra sau khi áp lực nước lỗ rỗng đã tiêu tán. Đối với đất sét, thời gian tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng cần dài hơn, còn đối với đất cát thì nhanh hơn. Theo kinh nghiệm thực tế của công trình, quy định đối với đất sét bão hòa là 28 ngày, đối với đất bột, đất cát và đất lấp hỗn hợp có thể giảm bớt thích hợp.

9.1.1

Cọc ép chặt bằng vôi đất hoặc cọc ép chặt bằng xi măng đất thông qua tác dụng ép ngang trong quá trình tạo lỗ, đất trong lỗ cọc bị ép ra xung quanh, làm cho đất giữa các cọc được đầm chặt, sau đó đổ từng lớp vôi đất hoặc xi măng đất đã chuẩn bị vào lỗ cọc và đầm chặt từng lớp đến cao độ thiết kế. Cọc được đầm chặt từng lớp bằng vôi đất gọi là cọc ép chặt bằng vôi đất; cọc được đầm chặt từng lớp bằng xi măng đất gọi là cọc ép chặt bằng xi măng đất. Hai loại cọc này lần lượt kết hợp với đất giữa các cọc đã được đầm chặt tạo thành nền móng composite, cùng chịu tải.

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Chịu tải trọng từ kết cấu bên trên.

Các tài liệu nghiên cứu thí nghiệm và thực tiễn công trình cho thấy, cọc đất vôi và cọc đất xi măng đầm chặt được sử dụng để xử lý nền đất như đất hoàng thổ lún ướt, đất đắp tự nhiên, đất đắp hỗn hợp phía trên mực nước ngầm, đều có hiệu quả trong việc loại bỏ tính lún ướt của đất và nâng cao sức chịu tải. Khi độ ẩm của đất thấp hơn 12%, việc tạo lỗ trở nên khó khăn, đồng thời không đủ nước để thủy phân vôi tôi trong cọc đất vôi đầm chặt; khi độ ẩm của đất lớn hơn 24%, độ bão hòa vượt quá 65%, trong quá trình tạo lỗ và rút ống, lỗ cọc và khu vực xung quanh dễ bị co thắt và phình lên, hoặc sau khi tạo cọc lõi cọc bị mềm hóa, hiệu quả đầm chặt kém. Do đó, đối với đất có độ ẩm nhỏ hơn 12% hoặc độ ẩm lớn hơn 24%, độ bão hòa lớn hơn 65% cũng như các lớp đất dưới mực nước ngầm và vùng mao dẫn bão hòa, cần thận trọng khi sử dụng cọc đất vôi (đất xi măng) đầm chặt.

Đối với đất hoàng thổ lún ướt, đất đắp tự nhiên, đất đắp hỗn hợp trong phạm vi 3 m dưới đáy móng, việc sử dụng cọc đầm chặt không kinh tế, thường áp dụng các phương pháp như đệm đất (hoặc đất vôi) hoặc đầm nén năng lượng cao. Đối với các lớp đất dày hơn 15 m, do hạn chế của thiết bị tạo lỗ, thường áp dụng các phương pháp xử lý khác. Do đó, độ sâu xử lý khuyến nghị là 3 m ~ 15 m, phù hợp với điều kiện thực tế tại các khu vực như Thiểm Tây, Cam Túc và Sơn Tây.

Cọc đất vôi đầm chặt và cọc đất xi măng đầm chặt có hiệu quả tương đương trong việc loại bỏ tính lún ướt của đất và giảm tính thấm, sự khác biệt không rõ rệt, nhưng sức chịu tải và tính ổn định nước của nền cọc đất vôi đầm chặt không bằng cọc đất xi măng đầm chặt. Khi lựa chọn, cần căn cứ vào yêu cầu công trình và mục đích xử lý nền đất để quyết định.

Đối với các khu vực không yêu cầu kiểm soát biến dạng nghiêm ngặt, chẳng hạn như đường sắt cấp I, II có cấp thấp, khi có kinh nghiệm đáng tin cậy, có thể sử dụng đất tự nhiên thay thế đất vôi.

9.1.2 Cọc đất vôi đầm chặt và cọc đất xi măng đầm chặt là một phương pháp xử lý nền đất tương đối thành熟, từ những năm 1960 đã được sử dụng rộng rãi trong xử lý nền đất cho các công trình công nghiệp và dân dụng tại các khu vực đất hoàng thổ lún ướt như Thiểm Tây, Cam Túc, tích lũy được một số kinh nghiệm. Đối với các công trình thông thường, trước khi thi công không cần tiến hành thí nghiệm đầm chặt tạo lỗ tại hiện trường, sẽ không gây ra hậu quả xấu và có lợi cho việc đẩy nhanh tiến độ thi công xử lý nền. Tuy nhiên, tại các khu vực thiếu kinh nghiệm xây dựng và đối với các công trình quan trọng có yêu cầu nghiêm ngặt về độ lún sau thi công và độ lún không đều, trước khi thi công cần tiến hành thí nghiệm tại hiện trường và thi công thử nghiệm theo yêu cầu thiết kế, nhằm xác định công nghệ thi công, thông số thi công, đảm bảo chất lượng xử lý nền và làm rõ hiệu quả của nó.

Tiêu chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt TB 10106-2023

Nội dung thí nghiệm bao gồm: tạo lỗ khoan, chất lượng đầm chặt trong lỗ khoan, tình trạng nén chặt đất giữa các cọc, sức chịu tải của cọc đơn và đất giữa các cọc cũng như của nền đất composite cọc đơn hoặc nhiều cọc.

9.2.1 Chiều rộng xử lý nền đất cục bộ vượt quá phạm vi mép đáy móng nhằm mục đích chính là cải thiện sự phân tán ứng suất, tăng cường tính ổn định của nền đất, ngăn ngừa lớp đất được xử lý dưới đáy móng bị đẩy trồi ra bên khi chịu tác dụng của tải trọng móng và ngấm nước, đồng thời duy trì tính ổn định của đất tại mặt tiếp xúc giữa vùng xử lý và chưa xử lý. Do đó, điều khoản này quy định phạm vi xử lý bằng cọc nén chặt phải lớn hơn diện tích đáy nền đường. Đối với nền đất thông thường, mở rộng ra ngoài biên móng đường từ 1~2 hàng cọc, và khuyến nghị không nhỏ hơn 2 m. Đối với nền đất hoàng thổ tự trọng ướt sụt, phạm vi xử lý phải đến chân taluy hoặc cách mép móng không nhỏ hơn 3 m.

9.2.3, 9.2.4 Điều khoản đưa ra quy định nguyên tắc về độ sâu xử lý nền đất bằng cọc nén chặt đất vôi và cọc nén chặt đất xi măng, độ sâu cụ thể do thiết kế xác định dựa trên tình hình đất tại hiện trường, yêu cầu công trình và thiết bị tạo lỗ khoan.

Khi mục đích chính là loại bỏ tính ướt sụt của đất nền, tại khu vực hoàng thổ không tự trọng ướt sụt, thường xử lý toàn bộ các lớp đất có tổng ứng suất bổ sung và ứng suất bản thân bão hòa lớn hơn áp lực bắt đầu ướt sụt, hoặc xử lý đến giới hạn dưới của tầng nén lún nền đất; tại khu vực hoàng thổ tự trọng ướt sụt, thường xử lý đến đỉnh lớp hoàng thổ không ướt sụt.

Đối với nền đất hoàng thổ ướt sụt, thực hiện theo các quy định liên quan của tiêu chuẩn quốc gia hiện hành "Tiêu chuẩn xây dựng tại khu vực hoàng thổ ướt sụt" GB 50025.

Chỉ khi độ sâu xử lý bằng phương pháp nén chặt tương đối lớn mới có thể phát huy đầy đủ ưu điểm của việc khoan lỗ trước. Trong trường hợp độ sâu xử lý không quá lớn, sử dụng phương pháp nén chặt không khoan lỗ trước sẽ ưu việt hơn so với phương pháp nén chặt có khoan lỗ trước. Bởi vì trong điều kiện hiệu quả xử lý như nhau, khoảng cách tâm lỗ của phương pháp trước sẽ lớn hơn phương pháp sau (chỉ tỷ lệ tương đối so với đường kính lỗ khoan vật liệu nén chặt), phương pháp sau cần tăng lượng đất lấy ra trong lỗ và lượng vật liệu điền vào, trong khi phương pháp trước không có lượng đất lấy ra, lượng vật liệu điền vào trong lỗ ít hơn phương pháp sau. Do đó, điều khoản quy định khi độ sâu xử lý nén chặt lớn hơn 12 m, thường áp dụng phương pháp khoan lỗ trước.

9.2.5 Khi xử lý nền đất nhằm loại bỏ tính ướt sụt của hoàng thổ, đất đắp và đất lấp hỗn hợp, sử dụng đất vôi làm vật liệu điền vào lỗ cọc có thể đáp ứng yêu cầu công trình; khi đồng thời yêu cầu nâng cao sức chịu tải hoặc tính ổn định nước, sử dụng đất xi măng làm vật liệu điền vào lỗ cọc sẽ phù hợp hơn.

Để ngăn ngừa đất vôi điền vào lỗ cọc hút nước sau đó gây trương nở, không được sử dụng vôi sống.

• 184 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo yêu cầu:

Trộn với đất bằng vôi đã tôi (tôi xong) và hoàng thổ hoặc các loại đất sét khác. Vôi chứa nhiều ion canxi, sau khi trộn với đất sẽ xảy ra phản ứng trao đổi ion, trở thành vật liệu hóa cứng trong thời gian ngắn. Do đó, sau khi trộn, hỗn hợp đất-vôi không nên để quá lâu và tốt nhất nên sử dụng hết trong ngày.

Do thân cọc được đầm chặt từ trạng thái rời rạc của đất-vôi, đất-xi măng, chất lượng đầm chặt của thân cọc thường được biểu thị bằng khối lượng thể tích khô của đất. Khối lượng thể tích khô càng lớn thì chất lượng đầm chặt càng tốt, và ngược lại. Chất lượng đầm chặt của thân cọc thường được xác định bằng cách đo khối lượng thể tích khô của đất trong toàn bộ chiều sâu, sau đó quy đổi thành hệ số đầm chặt trung bình để đánh giá. Việc lấy mẫu khối lượng thể tích khô của đất thân cọc: bắt đầu từ độ sâu 0,5 m tính từ đỉnh cọc trở xuống, mỗi 1 m lấy không ít hơn 2 điểm (1 tổ), tức là 1 điểm cách mép lỗ cọc 50 mm và 1 điểm tại tâm lỗ cọc (tức 1/2), khi chiều dài cọc lớn hơn 6 m, số điểm lấy mẫu trong toàn bộ chiều sâu không ít hơn 12 điểm (6 tổ); khi chiều dài cọc nhỏ hơn 6 m, số điểm lấy mẫu trong toàn bộ chiều sâu không ít hơn 10 điểm (5 tổ).

Hệ số đầm chặt trung bình của đất thân cọc là tỷ số giữa khối lượng thể tích khô trung bình trong toàn bộ chiều sâu lỗ cọc với khối lượng thể tích khô lớn nhất của vật liệu đắp (đất-vôi hoặc đất-xi măng) ở trạng thái độ ẩm tối ưu xác định từ thí nghiệm đầm nén trong phòng, tức là . Trong đó, là khối lượng thể tích khô trung bình của vật liệu đắp (đất-vôi hoặc đất-xi măng) sau khi đầm chặt theo lớp trong toàn bộ chiều sâu lỗ cọc, là khối lượng thể tích khô lớn nhất của vật liệu đắp (đất-vôi hoặc đất-xi măng) trong lỗ cọc ở trạng thái độ ẩm tối ưu xác định từ thí nghiệm đầm nén.

Điều này quy định việc sử dụng đất-vôi hoặc đất-xi măng để lấp lỗ cọc, hệ số đầm chặt trung bình trong thân cọc không nhỏ hơn 0,97.

9.2.6 Đất trong vật liệu đắp đất-vôi không chỉ đóng vai trò làm vật liệu đắp mà còn tham gia vào phản ứng hóa học, đặc biệt là các hạt sét hoặc hạt keo trong đất có hoạt tính và tính kết dính nhất định, hàm lượng càng nhiều thì cường độ đất-vôi càng cao. Kích thước hạt đất không nên quá lớn, điều này quy định kích thước hạt lớn nhất của đất không được vượt quá 15 mm.

9.2.7 Sau khi thi công xong một số nền đất composite cọc ép chặt, mặt đất tại đỉnh cọc bị nâng lên và xuất hiện vết nứt, hoặc sau khi hoàn thành lớp đệm, trên lớp đệm xuất hiện hiện tượng nâng lên và nứt, đây là kết quả của việc một phần lực giãn nở của cọc ép chặt giải phóng lên trên, thực chất là làm giảm tác dụng ép chặt của cọc ép chặt. Để tránh

· 185 ·

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo yêu cầu:

Sự tiêu hao năng lượng này được xử lý bằng cách bố trí lớp đệm gia cường dày 300 mm~600 mm đầm chặt trên cao độ đỉnh cọc. Trong một số công trình, sau khi hoàn thành nền đất composite, tuy đã dùng lớp đệm để bịt đầu cọc nhưng không tiến hành đắp ngay nền đường, kết quả vẫn xảy ra hiện tượng trồi đầu cọc và phồng mặt đất lân cận. Để tránh tình trạng này, sau khi hoàn thành nền đất composite và kiểm tra đạt yêu cầu, cần tiến hành đắp nền đường ngay lập tức.

Sau khi kết thúc công tác đầm chặt vật liệu lấp cho cọc nén chặt bằng vôi đất (hoặc xi măng đất), bố trí lớp đệm gia cường dày 500 mm~1 000 mm trên cao độ đỉnh cọc. Điều này vừa giúp san phẳng đỉnh cọc và đất giữa các cọc, vừa có lợi cho việc cải thiện sự phân tán ứng suất, điều chỉnh tỷ số ứng suất giữa cọc và đất, đồng thời có tác dụng tốt trong việc giảm tập trung ứng suất trong thân cọc.

9.2.8 Bố trí lỗ cọc

Bố trí lỗ cọc cần xem xét việc loại bỏ tính lún ướt của đất giữa các cọc. Mức độ nén chặt đất giữa các cọc được biểu thị bằng hệ số nén chặt trung bình . Nhiều tài liệu nghiên cứu thí nghiệm và kinh nghiệm thực tế cho thấy, để loại bỏ tính lún ướt của đất giữa các cọc, khoảng cách tâm giữa các lỗ cọc thường bằng 2.0~2.5 lần đường kính lỗ cọc, hoặc có thể ước tính theo công thức (9.2.8). Sau khi đất giữa các cọc được nén chặt bằng cách tạo lỗ (đạt đường kính lỗ lấp vật liệu nén chặt D), hệ số nén chặt trung bình của đất giữa 3 lỗ đối với công trình thông thường không nhỏ hơn 0.90, đối với công trình quan trọng không nhỏ hơn 0.93.

9.2.9 Đất hoàng thổ lún ướt có cấu trúc tự nhiên

Xử lý đất hoàng thổ lún ướt khác với xử lý đất bị xáo trộn, do đó kiểm tra chất lượng đất giữa các cọc sử dụng hệ số nén chặt trung bình để kiểm soát, không sử dụng hệ số đầm chặt. Hệ số nén chặt trung bình được xác định trong phạm vi chiều sâu nén chặt tạo lỗ, thông qua việc lấy mẫu đất để đo tỷ số giữa khối lượng thể tích khô trung bình của đất giữa các cọc và khối lượng thể tích khô lớn nhất của nó. Vị trí lấy mẫu khối lượng thể tích khô trung bình bắt đầu từ 0.5 m dưới đỉnh cọc trở xuống, cứ mỗi 1 m lấy không ít hơn 2 điểm (1 tổ), tức là 1 điểm cách mép lỗ cọc 100 mm, 1 điểm tại vị trí giữa khoảng cách tâm các lỗ cọc (1/2 khoảng cách). Khi chiều dài cọc lớn hơn 6 m, tổng số điểm lấy mẫu trong toàn bộ chiều sâu không ít hơn 12 điểm (6 tổ); khi chiều dài cọc nhỏ hơn 6 m, tổng số điểm lấy mẫu trong toàn bộ chiều sâu không ít hơn 10 điểm (5 tổ).

9.2.11 Xác định số lượng và chiều dài cọc

Để xác định số lượng cọc nén chặt bằng vôi đất hoặc xi măng đất và chiều dài cọc (hoặc chiều sâu xử lý), trong thiết kế thường cần nắm được sức chịu tải của nền đất sau khi xử lý bằng cọc nén chặt vôi đất hoặc xi măng đất, và kết quả thử nghiệm hiện trường (bao gồm thí nghiệm tải trọng, xuyên tĩnh, xuyên động) có độ tin cậy cao hơn.

Thí nghiệm tải trọng có thể xác định sức chịu tải của cọc đơn và đất giữa các cọc, cũng như sức chịu tải của nền đất composite cọc đơn hoặc nhiều cọc. Khi không sử dụng thí nghiệm tải trọng, đất giữa các cọc

· 186 ·

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo quy tắc đã nêu:

Sức chịu tải thường được xác định bằng phương pháp xuyên tĩnh. Đối với cọc, đặc biệt là cọc lấp lỗ bằng hỗn hợp vôi-đất, khi không thể xác định sức chịu tải bằng phương pháp xuyên tĩnh, có thể sử dụng phương pháp xuyên động.

Cọc nén chặt bằng hỗn hợp vôi-đất (hoặc xi măng-đất) thuộc loại cọc mềm, mật độ đầm chặt thân cọc và sức chịu tải chịu ảnh hưởng của đất giữa các cọc nên có tính phân tán cao. Do đó, quy định yêu cầu xác định sức chịu tải thông qua thí nghiệm tải trọng nền composite. Trong giai đoạn thiết kế sơ bộ, có thể ước tính theo công thức (9.2.11), công thức này được xây dựng dựa trên nguyên lý cọc và đất giữa các cọc cùng chịu tải trọng từ kết cấu bên trên thông qua móng cứng. Trong đó, sức chịu tải cho phép của thân cọc có thể xác định dựa trên tính chất vật liệu lấp, còn sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc sau gia cố cần xác định theo điều kiện đất nền và yêu cầu thiết kế. Do quá trình tạo cọc nén chặt gây ra áp lực ép ngang cưỡng bức đối với đất nền tự nhiên, tại thành cọc sẽ xuất hiện áp lực đất bị động động học lớn, đất giữa các cọc được nén chặt mạnh, có tác dụng cải thiện rõ rệt, do đó trong công thức, sức chịu tải của đất giữa các cọc cần nhân với hệ số nâng cao .

9.3.1 Các phương pháp tạo lỗ hiện có bao gồm tạo lỗ bằng ống chìm (đóng búa, rung, ép tĩnh) và phương pháp va đập, nhưng đều có những hạn chế nhất định. Tại các khu vực đô thị và khu dân cư đông đúc, việc sử dụng các phương pháp này thường bị hạn chế. Ví dụ, phương pháp tạo lỗ bằng ống chìm đóng búa thường chỉ được phép sử dụng tại các công trường mới. Do đó, khi lựa chọn các phương pháp trên, cần xem xét tổng hợp các yếu tố như yêu cầu thiết kế, thiết bị hoặc phương pháp tạo lỗ, điều kiện đất nền hiện trường và ảnh hưởng đến môi trường xung quanh.

9.3.2 Trước khi thi công, cần tiến hành thí nghiệm tạo lỗ, đầm lấp và hiệu quả nén chặt để kiểm chứng các thông số thiết kế và hiệu quả thi công, xác định quy trình thi công liên quan, đặc biệt chú ý đến vấn đề co thắt lỗ đối với đất có độ ẩm cao.

9.3.3 Khi thi công cọc nén chặt bằng hỗn hợp vôi-đất hoặc xi măng-đất, trong quá trình tạo lỗ hoặc rút ống, lớp đất phía trên lỗ cọc (hoặc đỉnh cọc) sẽ bị xáo động nhất định. Do đó, trước khi thi công, cần căn cứ vào thiết bị tạo lỗ và phương pháp thi công đã chọn, dự trữ một lớp đất xáo động có chiều dày nhất định phía trên cao độ đáy móng. Sau khi hoàn thành tạo lỗ và đầm lấp, đầm chặt lỗ cọc, lớp đất này sẽ được đào bỏ hoặc xử lý theo quy định thiết kế.

9.3.4 Độ ẩm của đất nền dự kiến xử lý có vai trò quan trọng đối với quá trình tạo lỗ và nén chặt đất giữa các cọc. Thực tiễn công trình cho thấy: khi độ ẩm tự nhiên của đất nhỏ hơn 12%, đất ở trạng thái cứng, khó tạo lỗ và nén chặt, thiết bị dễ bị hư hỏng; khi độ ẩm tự nhiên của đất lớn hơn hoặc bằng 24%, độ bão hòa lớn hơn 65%, lỗ cọc dễ bị co thắt, đất xung quanh lỗ cọc dễ bị phình lên, hiệu quả nén chặt kém; khi độ ẩm tự nhiên của đất gần với độ ẩm tối ưu (hoặc giới hạn dẻo)

• 187 •

Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt TB 10106-2023

Khi thi công tạo lỗ, tốc độ thi công nhanh, hiệu quả đầm chặt đất giữa các cọc tốt. Do đó, trong quá trình tạo lỗ, cần kiểm soát độ ẩm của đất nền dự kiến xử lý không quá lớn hoặc quá nhỏ, độ ẩm tối ưu là độ ẩm lý tưởng cho thi công tạo lỗ và đầm chặt. Nếu chỉ cho phép thi công tạo lỗ ở trạng thái độ ẩm tối ưu, đất có độ ẩm nhỏ hơn độ ẩm tối ưu cần được tăng ẩm, đất có độ ẩm lớn hơn độ ẩm tối ưu cần áp dụng các biện pháp phơi khô, điều này gây phức tạp trong thi công và khó kiểm soát chính xác cũng như tăng ẩm đều. Do đó, khi độ ẩm của đất nền dự kiến xử lý thấp hơn 12%, thường tính toán lượng nước tăng ẩm theo công thức (9.3.4). Đối với đất có độ ẩm từ 12% đến 24%, nếu thi công tạo lỗ thuận lợi, lỗ cọc không xuất hiện hiện tượng co thắt cổ, hiệu quả đầm chặt đất giữa các cọc đáp ứng yêu cầu thiết kế thì không nhất thiết phải áp dụng biện pháp tăng ẩm hoặc phơi khô.

9.3.5 Đối với xử lý toàn bộ diện tích, tốt nhất nên thi công từ trong (hoặc giữa) ra ngoài theo khoảng cách 1~2 lỗ, đối với công trình lớn, thường áp dụng phương pháp thi công phân đoạn để tránh tình trạng khó đóng cọc hoặc mặt đất xung quanh lỗ cọc bị nâng lên rõ rệt. Đối với xử lý cục bộ, thi công từ ngoài vào trong theo khoảng cách 1~2 lỗ. Phạm vi xử lý cục bộ nhỏ và chủ yếu là móng độc lập hoặc móng băng, thi công từ ngoài vào trong có lợi cho việc đầm chặt đất giữa các cọc, đồng thời tránh được tình trạng tương tự như xử lý toàn bộ diện tích hoặc không thể đóng cọc xuống.

Đường kính lỗ cọc liên quan đến thiết bị hoặc phương pháp tạo lỗ, nếu thiết bị hoặc phương pháp tạo lỗ đã được lựa chọn, đường kính lỗ cọc cơ bản không thay đổi, độ sâu lỗ cọc theo quy định thiết kế. Để ngăn ngừa sai sót trong thi công hoặc không thi công theo thiết kế, cần tăng cường giám sát trong quá trình thi công, áp dụng phương pháp kiểm tra ngẫu nhiên, nhưng số lượng kiểm tra không nên quá nhiều, mỗi ca kiểm tra 1~2 lỗ để tránh ảnh hưởng đến tiến độ thi công.

9.3.7 Hỗn hợp đất vôi và đất xi măng khi bị nước mưa làm ướt hoặc đóng băng dễ xuất hiện hiện tượng "đất cao su" và khó đầm chặt. Khi lựa chọn cọc đất vôi đầm chặt hoặc cọc đất xi măng đầm chặt để xử lý nền đất vào mùa mưa hoặc mùa đông, cần áp dụng các biện pháp chống mưa hoặc chống đóng băng, bảo vệ hỗn hợp đất vôi hoặc đất xi măng không bị nước mưa làm ướt hoặc đóng băng để đảm bảo chất lượng thi công.

9.4.1~9.4.4 Để đảm bảo chất lượng xử lý nền đất bằng cọc đất vôi đầm chặt hoặc cọc đất xi măng đầm chặt, sau khi hoàn thành cần tiến hành kiểm tra lấy mẫu để kiểm tra độ chặt của thân cọc và đất giữa các cọc cũng như sức chịu tải của nền đất composite. Số lượng kiểm tra chất lượng cọc đất vôi (đất xi măng) đầm chặt thực hiện theo tiêu chuẩn hiện hành "Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt" TB 10414 và "Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc" TB 10751.

• 188 •

10.1.1 Cơ chế gia cố của cọc đầm mở rộng bằng chày rơi chủ yếu bao gồm bốn điểm sau:
① Tác dụng đầm chặt động lực đối với đất nguyên trạng trong quá trình tạo lỗ và tạo cọc;
② Tác dụng cố kết động lực đối với đất nguyên trạng;
③ Tác dụng thay thế và lấp đầy của cọc đầm mở rộng (bao gồm vật liệu thân cọc và cốt liệu ép vào đất giữa các cọc);
④ Tác dụng vật lý-hóa học (thay thế hóa học) giữa vôi sống, bột xi măng với đất giữa các cọc.

Đối với đất lấp杂填土, đất đắp素填土, đất bột粉土 và đất sét dẻo可塑状态黏性土, đất hoàng thổ黄土 ở trên mực nước ngầm, chất lượng tạo lỗ tốt trong quá trình tạo lỗ, không xảy ra hiện tượng sập lỗ hay co thắt cổ lỗ, không có nước đọng trong lỗ. Khi sử dụng chày đầm nặng để tiến hành đầm chặt sâu từng lớp hoặc đầm chặt đồng thời với việc đổ vật liệu trong lỗ, dưới tác dụng của năng lượng động cao, đầm chặt mạnh và lực ép, nén, đầm chặt động lực mạnh lên vật liệu gia cố trong lỗ trên một đơn vị diện tích, làm cho thân cọc trở nên rất chặt. Sau khi chịu tác động của năng lượng đầm chặt lớn và giải phóng từ từ, lực ép ngang liên tục tác động lên đất xung quanh cọc. Đồng thời, ứng suất ép ngang mạnh mà đất xung quanh cọc chịu được sau khi tạo cọc cũng giải phóng từ từ, tạo ra tác dụng "kẹp chặt" ngang lớn đối với thân cọc, khiến cọc có đặc tính nửa cứng nửa dẻo. Đối với nền đất phân lớp hoặc đất có độ cứng không đồng đều, trong quá trình đầm chặt thi công, thân cọc sẽ hình thành trạng thái như chuỗi hạt, có lợi cho sự "khớp nối" chặt chẽ giữa cọc và đất bên cạnh, làm tăng lực ma sát thành bên, khiến cọc sau khi gia cố và đất giữa các cọc hình thành một khối chặt. Ngoài ra, đất giữa các cọc cũng chịu tác dụng của lực ép ngang lớn, đồng thời được đầm chặt và gia cố. Đất xung quanh cọc được đầm chặt hình thành vùng ép chặt cưỡng bức, vùng ép chặt và vùng ảnh hưởng ép chặt. Nền đất composite sau xử lý không chỉ có độ cứng đồng đều mà còn cải thiện đáng kể tính năng chịu tải. Đất nền chịu ứng suất nén trước rất cao, sau khi xử lý, khi ngâm nước hoặc gia tải, nền đất sẽ không xuất hiện biến dạng nén rõ rệt, sức chịu tải của nền đất được nâng cao rõ rệt, độ sâu xử lý tối đa có thể đạt 30 m, đường kính thân cọc có thể đạt 0,6 m~2,5 m. Tuy nhiên, đối với đất bão hòa mềm yếu dưới mực nước ngầm, do khó tạo lỗ, thậm chí đôi khi không thể tạo lỗ, hiệu quả đầm chặt đất đáy cọc và đất giữa các cọc, chất lượng thân cọc khó đảm bảo, do đó cần tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định tính khả thi.

10.1.2 Công nghệ cọc đầm mở rộng bằng chày rơi hiện vẫn đang ở trạng thái nửa lý thuyết nửa kinh nghiệm, công nghệ tạo lỗ và tạo cọc cũng như hiệu quả đầm chặt cố kết nền đất chịu ảnh hưởng trực tiếp bởi điều kiện đất nền. Do đó, việc tiến hành thí nghiệm tạo cọc và thi công thử nghiệm trước khi thi công chính thức là rất cần thiết. Dựa trên tài liệu thu thập được từ thí nghiệm hiện trường để điều chỉnh thiết kế, xác định công nghệ và thông số thi công.

Nội dung chính của thí nghiệm hiện trường bao gồm: thí nghiệm tạo lỗ và tạo cọc; thi công thử nghiệm; thí nghiệm so sánh sức chịu tải của nền đất composite (thí nghiệm tải trọng tĩnh và thí nghiệm xuyên động).

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo yêu cầu:

Do việc áp dụng cọc búa rung mở rộng trong xử lý nền đường sắt còn ít kinh nghiệm thực tiễn, hiện nay phương pháp này được sử dụng rộng rãi trên tuyến đường sắt cao tốc Trịnh Châu – Tây An xây dựng tại vùng đất hoàng thổ collapsible. Đồng thời, nhiều thông số thiết kế của phương pháp đầm rung vẫn mang tính kinh nghiệm, chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố phức tạp và chưa thể tính toán lý thuyết chính xác. Do đó, thiết kế thường áp dụng phương pháp so sánh kỹ thuật công trình. Để kiểm chứng thiết kế có đạt mục tiêu đề ra hay không, trước khi thi công chính thức thường tiến hành thí nghiệm đầm rung, nhằm hiệu chỉnh các thông số thiết kế và thi công, đánh giá hiệu suất thiết bị thi công, và cung cấp cơ sở cho thi công chính thức.

Dựa trên thực tiễn áp dụng nền đất composite cọc búa rung mở rộng trên tuyến đường sắt cao tốc Trịnh Châu – Tây An, các yêu cầu kỹ thuật về thí nghiệm đầm rung trước thi công được trình bày dưới đây, nhằm cung cấp tài liệu tham khảo cho thiết kế và thi công các công trình tương tự trong tương lai.

(1) Xác định mục tiêu thiết kế

Căn cứ yêu cầu công trình, xác định các chỉ tiêu sau khi gia cố nền đất:

Sức chịu tải của nền đất
Mô-đun biến dạng
Chiều sâu ảnh hưởng gia cố hiệu quả
Chiều sâu loại bỏ hóa lỏng do động đất
Chiều sâu loại bỏ tính collapsible của đất hoàng thổ

Từ đó, dựa vào loại đất và đặc tính đất, lựa chọn:

Năng lượng đầm rung
Năng lượng đầm rung trên đơn vị diện tích
Số lượt đầm (bao gồm số lần đầm tại mỗi điểm)
Khoảng cách giữa các điểm đầm
Có cần bổ sung lớp đệm và vật liệu đắp hay không, và xác định chiều dày của chúng.

(2) Thí nghiệm đầm rung

Trước khi thi công, cần tiến hành thí nghiệm đầm rung đơn điểm và khu vực nhỏ tại hiện trường với vị trí đại diện, dựa trên các thông số thiết kế đã xác định. Qua đo đạc và so sánh với dữ liệu trước khi đầm, kiểm tra hiệu quả xử lý (ví dụ: hệ số collapsible của đất hoàng thổ có nhỏ hơn 0,015 hay không), từ đó xác định các thông số gia cố áp dụng cho công trình. Nếu không đạt yêu cầu thiết kế, cần điều chỉnh kịp thời các thông số thiết kế. Trong quá trình thí nghiệm, nên áp dụng nhiều phương án với các thông số thiết kế khác nhau để so sánh và lựa chọn phương án tối ưu. Khi cần thiết, bổ sung đối chứng với các mức năng lượng đầm đơn khác nhau để đưa ra lựa chọn hợp lý.

① Thí nghiệm đầm đơn điểm

Bố trí đo chuyển vị bề mặt đất (chuyển vị đứng, chuyển vị ngang).
Ghi lại lượng lún sau mỗi lần đầm.
Đo chiều sâu và đường kính miệng hố đầm, thể tích hố đầm.
Đo giá trị và thời gian tăng-giảm áp lực nước lỗ rỗng.
Đo giá trị và phạm vi ảnh hưởng rung động.
Đo chiều dày vật liệu đắp trong hố đầm.

Sau khi đầm, tiến hành kiểm tra sau thời gian chờ hiệu ứng (thời gian cố kết), với các nội dung đo đạc bao gồm:

Thí nghiệm lấy mẫu đất (chỉ tiêu cường độ kháng cắt, mô-đun nén, dung trọng, độ ẩm, hệ số rỗng, hệ số thấm, v.v.)
Thí nghiệm cắt cánh tại hiện trường
Thí nghiệm xuyên động
Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT)
Thí nghiệm xuyên tĩnh
Thí nghiệm nén ngang (PMT)
Thí nghiệm đo vận tốc sóng

• 190 •

10.2 Thí nghiệm và bố trí điểm thử nghiệm

① Thí nghiệm đầm đơn điểm. Nội dung thí nghiệm bao gồm: quan trắc độ lún mặt đất, đo biến dạng mặt đất, đo sức kháng cắt của đất, thí nghiệm tải trọng, v.v. Bố trí lỗ thí nghiệm bao gồm tâm hố và cạnh hố. Cạnh hố thường bố trí 3~4 điểm trong phạm vi cách tâm hố từ ( là đường kính lỗ tạo thành), nhằm xác định phạm vi ảnh hưởng của gia cố và xác định khoảng cách hợp lý giữa các điểm đầm.

② Thí nghiệm đầm khu vực nhỏ. Chọn đoạn có tính đại diện trong khu vực thi công, diện tích đầm thử nghiệm phải được xác định dựa trên yêu cầu bố trí điểm, bao gồm tác dụng của các đợt đầm và các lượt đầm khác nhau, để đảm bảo các kiểm tra bên trong khu vực đầm thử có tính đại diện. Nội dung đo đạc ngoài nội dung đầm đơn điểm, cần ghi lại và tính toán lượng lún của mặt bằng sau mỗi lượt đầm, nhằm dự trữ lượng lún và hiệu chỉnh hiệu quả gia cố khi thi công chính thức. Đo đạc bao gồm khoảng cách điểm đầm và khoảng cách giữa các điểm đầm, tốt nhất nên tiến hành sau mỗi lượt đầm để điều chỉnh số lượt đầm.

10.2.1 Chiều rộng xử lý nền đất vượt quá một phạm vi nhất định so với mép mặt đất của nền đường, chủ yếu nhằm tăng cường tính ổn định của nền đất, ngăn ngừa lớp đất được xử lý dưới đáy móng phát sinh biến dạng ngang dưới tác dụng của ứng suất phụ thêm, do đó lớp đất tự nhiên càng mềm thì diện tích mở rộng càng lớn. Thông thường xác định chiều rộng phạm vi gia cố theo góc khuếch tán áp lực , và không ít hơn 1~2 hàng cọc.

Do đặc tính riêng của đất hoàng thổ lún ướt và đất nền có khả năng hóa lỏng, cần mở rộng thích hợp chiều rộng xử lý.

10.2.2 Đối với đất sét ở trạng thái dẻo, hoàng thổ, v.v., do dựa vào sự đầm chặt của cọc mở rộng xung kích để nâng cao độ chặt của đất giữa các cọc, nên sử dụng bố trí cọc theo hình tam giác đều sẽ có lợi, giúp nền đất được đầm chặt đều. Đối với nền đất sét mềm, chủ yếu dựa vào sự thay thế, do đó có thể sử dụng bất kỳ hình thức bố trí cọc nào. Xét về tính thuận tiện trong thi công, hình thức bố trí cọc theo hình vuông hoặc hình vuông bổ sung một cọc ở giữa (tam giác cân) là phổ biến nhất.

10.2.3 Cọc đầm xung kích mở rộng có ba loại đường kính sau:

(1) Đường kính chày đầm: là đường kính thực tế của chày đầm, hiện đã hình thành dãy tiêu chuẩn, đường kính thường dùng từ , ví dụ chày có ký hiệu là chày có đường kính .

(2) Đường kính lỗ tạo thành: là đường kính của lỗ khi đạt đến độ sâu thiết kế, được tạo thành bằng cách lấy đất hoặc xung kích tạo lỗ trong nền đất, đối với đất sét ở trạng thái dẻo, đường kính lỗ tạo thành thường lớn hơn đường kính chày.

(3) Đường kính cọc: là đường kính trung bình của thân cọc sau khi đầm chặt vật liệu lấp, lớn hơn đường kính lỗ tạo thành, ví dụ cọc được tạo thành từ chày sau khi đầm chặt có đường kính có thể đạt . Do đó, đường kính cọc không phải là hằng số, khi lớp đất mềm thì đường kính cọc lớn, khi lớp đất chặt hơn thì đường kính cọc nhỏ.

• 191 •

10.2 Thiết kế cọc mở rộng bằng búa cọc

Khi thiết kế, thông thường trước tiên giả định đường kính cọc dựa trên kinh nghiệm, việc giả định cần xem xét quy cách búa cọc, tình trạng đất nền và yêu cầu thiết kế của nền đất hỗn hợp. Đường kính cọc mở rộng bằng búa cọc thường từ 600 mm ~ 800 mm, sau khi thử tạo cọc sẽ điều chỉnh đường kính cọc.

10.2.4 Xác định chiều sâu xử lý của cọc mở rộng bằng búa cọc

Chiều sâu xử lý của cọc mở rộng bằng búa cọc cần xem xét các yếu tố như chiều dày đất hoàng thổ lún ướt, chiều dày lớp đất yếu, biến dạng nền đất.

10.2.5 Vật liệu thân cọc

Vật liệu thân cọc khuyến nghị sử dụng đất xi măng, đất vôi, đá sỏi, do hiện nay tiêu chuẩn kiểm soát lún biến dạng nền đường sắt yêu cầu cao, đất xi măng, đất vôi và đá sỏi có thể đảm bảo các chỉ tiêu cường độ và biến dạng của nền đất hỗn hợp sau khi xử lý bằng cọc mở rộng bằng búa cọc đáp ứng yêu cầu của quy phạm. Khi sử dụng các vật liệu khác, cần tiến hành thí nghiệm để xác định tính thích hợp và các thông số liên quan như tỷ lệ phối trộn.

Độ ẩm của vật liệu đất ảnh hưởng lớn đến độ chặt của thân cọc, do đó cần thi công với độ ẩm tối ưu. Xét đến nguồn gốc và thành phần vật liệu đất phức tạp trong thực tế thi công, dựa trên kinh nghiệm thực tế từ nhiều công trình, có thể sử dụng phương pháp nhận biết bằng mắt thường, tức là khi nắm đất thành cục, thả xuống đất thì vỡ ra là đạt yêu cầu.

10.2.6 Cọc mở rộng bằng búa cọc

Cọc mở rộng bằng búa cọc được gia cố từ dưới lên trên, do sự ràng buộc ở bề mặt giảm dần, cùng với việc đất giữa các cọc bị trồi lên trong quá trình tạo cọc gây ra hiện tượng đất đỉnh cọc và đất nền bị xốp, do đó để đảm bảo hiệu quả xử lý nền và phân tán áp lực nền, cần loại bỏ phần đầu cọc xốp thấp hơn đáy móng và đất giữa các cọc bị mềm yếu, thay thế bằng lớp đệm gia cường đá dăm, sỏi cuội, đất vôi (đất xi măng).

10.2.7 Cọc mở rộng bằng búa cọc thuộc loại cọc mềm hoặc nửa cứng mềm

Do mật độ thân cọc và sức chịu tải chịu ảnh hưởng của đất giữa các cọc nên có sự phân tán lớn, do đó quy định cần xác định sức chịu tải bằng thí nghiệm tải trọng nền đất hỗn hợp. Khi thiết kế cũng có thể ước tính theo công thức (10.2.7), công thức này được suy ra từ việc cọc và đất giữa các cọc cùng chịu tải trọng phía trên thông qua móng cứng. Trong đó, được xác định dựa trên tính chất vật liệu đắp, sức chịu tải cho phép của đất giữa các cọc sau xử lý cần được xác định dựa trên điều kiện đất nền và yêu cầu thiết kế, khi giá trị đặc trưng sức chịu tải của nền tự nhiên kPa, lấy sức chịu tải của nền tự nhiên trước khi gia cố để ước tính. Do khi đầm nện cọc mở rộng bằng búa cọc, đối với vật liệu đắp ở lớp dưới thực hiện đầm nện động sâu, đập, nén chặt, đối với vật liệu đắp mới ở lớp trên thực hiện đầm nện động, đập, tách nứt và ép ngang cưỡng bức, thông qua đầm nện động của búa, trên mặt bên của búa tạo ra áp lực đất bị động động cực lớn, đất nêm hình nón của búa buộc vật liệu đắp phải ép ra xung quanh, đất giữa các cọc cũng bị ép chặt gia cố mạnh, nhiều kết quả nghiên cứu thí nghiệm cho thấy khi tạo lỗ bằng cách đẩy đất, đất xung quanh cọc trong phạm vi 10 cm (khoảng 0,3d, d là đường kính cọc) có hiệu quả cải thiện rõ rệt, do đó trong công thức, cọc

· 192 ·

10.3.1 Bảng kích thước và khối lượng búa cọc khuyến nghị sử dụng trong quy trình này được trình bày trong Bảng thuyết minh 10.3.1.

Bảng thuyết minh 10.3.1 Bảng chi tiết kích thước và khối lượng búa cọc

Số thứ tự	Quy cách			Hình dạng đáy búa
	Đường kính (mm)	Chiều dài (m)	Khối lượng (tấn)
1	325	2~6	1,0~4,0	Dạng thanh nhọn hoặc hình ô-liu
2	377	2~6	1,0~5,0	Dạng thanh nhọn hoặc hình ô-liu
3	500	2~6	3,0~9,0	Dạng thanh nhọn hoặc hình ô-liu

Ghi chú: Khi đầm chặt đầu cọc hoặc đáy hố, sử dụng búa phẳng nặng từ 2 tấn đến 10 tấn.

Búa cọc được chế tạo từ thép hoặc bằng vỏ thép bên ngoài đổ bê tông bên trong, hoặc dùng vỏ thép ống bên ngoài đổ gang bên trong.

Để đáp ứng yêu cầu của các công trình khác nhau, búa cọc bằng thép được chế tạo theo kiểu lắp ghép, gồm các khối kết hợp và đỉnh búa, khi sử dụng được liên kết thành một khối bằng bu-lông, điều chỉnh số lượng khối kết hợp (thông thường 0,5 tấn/khối) để tạo thành búa cọc có khối lượng và chiều dài khác nhau theo yêu cầu công trình.

Việc lựa chọn hình dạng búa phải dựa trên tính chất đất (cứng/mềm), độ sâu xử lý và đường kính cọc sau khi tạo, được xác định sau khi thử tạo cọc.

10.3.2, 10.3.3 Các phương pháp tạo lỗ cọc bằng búa xung kích mở rộng bao gồm:

(1) Tạo lỗ bằng máy xúc đất Lạc Dương hoặc máy khoan xoắn bánh xích lấy đất, sau đó tiến hành thi công xung kích mở rộng. Máy xúc đất Lạc Dương dễ gia công, chi phí thấp, đồng thời thuận tiện cho thi công diện rộng.

(2) Tạo lỗ bằng xung kích: Đây là phương pháp tạo lỗ cơ bản nhất, điều kiện là trong quá trình xung kích lỗ không có nước đọng, thành lỗ thẳng đứng, không sập lỗ, không co thắt cổ lỗ.

(3) Tạo lỗ bằng xung kích kết hợp đổ vật liệu: Khi tạo lỗ bằng xung kích xuất hiện hiện tượng sập lỗ hoặc co thắt cổ lỗ, thường áp dụng phương pháp này. Vật liệu đổ vào lúc này khác với vật liệu tạo cọc, mục đích chính là hấp thụ nước trong nền đất gần thành lỗ, đầm chặt thành lỗ, đảm bảo thành lỗ thẳng đứng, không sập lỗ, không co thắt cổ lỗ. Đá dăm và vôi sống có khả năng giảm đáng kể độ ẩm trong đất, nâng cao sức chịu tải của đất giữa các cọc, do đó khi tạo lỗ bằng xung kích kết hợp đổ vật liệu cần sử dụng đá dăm và vôi sống dạng khối.

(4) Tạo lỗ bằng phương pháp đập kép hai lần: Khi áp dụng phương pháp tạo lỗ bằng xung kích kết hợp đổ vật liệu vẫn không đảm bảo được thành lỗ thẳng đứng, không sập lỗ, không co thắt cổ lỗ, cần áp dụng phương án này. Trong mỗi lần xung kích mở rộng,

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Vật liệu đắp chủ yếu là đá dăm và vôi sống, tùy theo tính chất đất mà sử dụng tỷ lệ phối trộn khác nhau, mục đích là hấp thụ nước trong đất, cải thiện tính chất của đất gốc. Sau khi khoan tạo lỗ lần hai, yêu cầu thành lỗ thẳng đứng, không sập lỗ, sau đó vừa đổ vật liệu vừa đầm chặt để tạo thành cọc. Việc khoan tạo lỗ lần hai được thực hiện tại vị trí cọc ban đầu hoặc giữa các cọc.

(5) Phương pháp tạo lỗ bằng ống vách có thể giải quyết vấn đề sập lỗ và co thắt cổ lỗ, nhưng quy trình thi công phức tạp hơn, do đó chỉ được sử dụng trong các trường hợp đặc biệt.

10.3.4

San phẳng mặt bằng và dọn dẹp chướng ngại vật là điều kiện cơ bản để máy móc thi công. Khi thi công, việc định vị cọc thường được thực hiện bằng cách rải vôi trắng trên mặt đất hoặc dùng thanh thép ngắn đóng sâu 200 mm tại vị trí cọc, sau đó đổ vôi trắng vào để đảm bảo vị trí cọc chính xác. Điểm cọc phải rõ ràng và bền vững để tránh bỏ sót cọc.

Yếu tố then chốt trong thi công cọc là lượng vật liệu đắp phân lớp, chiều dày đầm chặt phân lớp và tổng lượng vật liệu đắp. Trước khi thi công, cần xác định dựa trên cọc thử và yêu cầu thiết kế về đường kính và chiều dài cọc. Hệ số đầy đủ vật liệu đắp thường không nhỏ hơn 1,5. Nếu độ chặt không đạt yêu cầu thiết kế, cần đầm chặt không tải.

Hồ sơ thi công của mỗi cọc là cơ sở quan trọng để quản lý chất lượng công trình, đồng thời là mắt xích quan trọng để phát hiện vấn đề trong quá trình thi công, do đó cần bố trí nhân viên kỹ thuật chuyên trách ghi chép.

Yêu cầu đầm đắp đến cao độ thiết kế của đỉnh cọc trở lên chủ yếu nhằm đảm bảo độ chặt của đỉnh cọc. Khi không đáp ứng được yêu cầu trên, cần tiến hành đầm chặt hoặc xử lý bằng cách thay thế cục bộ.

10.3.5

Phương pháp cọc búa đập mở rộng có năng lượng đập lớn, dễ gây hiện tượng nâng mặt đất, làm cho cọc bề mặt và đất giữa các cọc bị lỏng, từ đó làm giảm hiệu quả xử lý, do đó trình tự thi công tạo lỗ và đầm chặt vật liệu đắp cần được thực hiện xen kẽ.

10.4.1~10.4.3

Để đảm bảo chất lượng xử lý nền bằng cọc búa đập mở rộng, sau khi hoàn công cần tiến hành kiểm tra lấy mẫu để đánh giá độ chặt của thân cọc và đất giữa các cọc cũng như sức chịu tải của nền đất hỗn hợp. Đối với nền đất loess có tính lún ướt, cần bổ sung kiểm tra hệ số lún ướt của đất giữa các cọc để nắm bắt tình trạng loại bỏ tính lún ướt của đất giữa các cọc sau xử lý.

11.1.1~11.1.3

Cọc đất xi măng có thể được sử dụng để xử lý nền đất bùn đã cố kết bình thường, đất bùn pha, đất pha cát, đất hoàng thổ bão hòa, đất đắp đơn giản, đất sét và đất cát rời bão hòa không có nước ngầm chảy, nhưng không áp dụng được khi trong nền đất có lẫn đá tảng, đá dăm có kích thước hạt lớn, cuội sỏi. Phương pháp trộn đất xi măng là sử dụng xi măng (hoặc vữa xi măng) làm chất đóng rắn, thông qua máy trộn chuyên dụng, trộn cưỡng bức tại chỗ giữa đất nền và chất đóng rắn, làm cho đất nền cứng lại thành đất gia cố xi măng có tính toàn khối, tính ổn định nước và cường độ nhất định, từ đó nâng cao

· 194 ·

Sức kháng cắt của đất nền và mô đun biến dạng tăng cường

Theo trạng thái pha trộn của chất đóng rắn, cọc trộn đất được chia thành hai loại: trộn bằng vữa (vữa xi măng hoặc vữa xi măng - cát) và trộn phun bột khô. Loại thứ nhất sử dụng vữa trộn với đất nền, loại thứ hai sử dụng bột khô trộn với đất nền.

Chất đóng rắn xi măng thường áp dụng cho đất bùn và đất bùn sét cố kết bình thường (tránh tạo ra ma sát âm), đất sét, đất bột, đất đắp không gia cố (bao gồm đất đắp thủy lực), đất hoàng thổ bão hòa, cát mịn, cát trung - thô và sỏi cát (khi gia cố đất hạt thô, cần chú ý đến sự hiện diện của dòng nước ngầm rõ rệt để tránh trường hợp chất đóng rắn chưa đông kết đã bị nước ngầm rửa trôi).

Theo kết quả thí nghiệm trong phòng, thông thường khi sử dụng xi măng làm vật liệu gia cố, hiệu quả gia cố đối với đất yếu chứa các khoáng sét như kaolinit, halloysit ngậm nước, montmorillonit là tốt; trong khi đối với đất sét chứa các khoáng như illit, clorit và allophane, cũng như đất sét có hàm lượng hữu cơ cao và giá trị pH thấp, hiệu quả gia cố kém hơn.

Trong trường hợp hàm lượng hạt sét không đủ, có thể bổ sung tro bay. Khi chỉ số dẻo của đất sét lớn, dễ hình thành các cục bùn trên cánh trộn đầu khoan, không thể hoàn thành việc trộn đất xi măng. Khi giá trị pH nhỏ hơn 4, việc thêm một lượng nhỏ vôi tôi (thí nghiệm sử dụng 1%~3% vôi tôi so với trọng lượng đất) thường làm cho giá trị pH lớn hơn 12. Khi độ ẩm tự nhiên của đất nền nhỏ hơn 30%, do không đảm bảo xi măng thủy hóa đầy đủ, thường không sử dụng phương pháp trộn phun bột khô. Khi độ ẩm tự nhiên của đất nền lớn hơn 70%, có thể áp dụng công nghệ thi công phun bột hai chiều.

Trong những năm gần đây, nhằm khắc phục những hạn chế của cọc trộn đất xi măng, các nghiên cứu cải tiến đã đề xuất cọc trộn đất xi măng đa hướng, cọc trộn đất xi măng hai chiều hình đinh và cọc trộn vữa xi măng - cát. Cọc trộn đất xi măng đa hướng sử dụng vữa xi măng làm vật liệu pha trộn, thông qua cải tiến thiết bị, bổ sung cánh trộn theo phương thẳng đứng trên cánh trộn ngang của máy trộn cọc thông thường (hoặc trên cơ sở trộn một chiều của máy trộn cọc thông thường, bổ sung chức năng trộn hai chiều), nhằm thực hiện trộn đất xi măng đa hướng toàn diện trong không gian, nâng cao cường độ và tính đồng nhất của cọc trộn. Cọc trộn đất xi măng hai chiều hình đinh, do hệ thống động lực lần lượt dẫn động hai nhóm cánh trộn lắp trên cần khoan đồng tâm quay ngược chiều nhau, thông qua sự co giãn của cánh trộn làm cho tiết diện phần trên của thân cọc mở rộng tạo thành cọc trộn đất xi măng có hình dạng tương tự như chiếc đinh. Cọc trộn vữa xi măng - cát sử dụng vữa xi măng - cát làm chất đóng rắn, có tác dụng tăng hàm lượng hạt thô trong đất nền, giảm chỉ số dẻo của đất nền theo hiệu ứng cải thiện vật lý, đồng thời còn có tác dụng tạo khung cho thân cọc, phân bố đều

• 195 •

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Chất đóng rắn, nền đất đầm chặt và hỗ trợ cắt trộn đất nhằm ngăn ngừa hiện tượng bó mũi khoan, phát huy đầy đủ tác dụng tổng hợp của cải thiện vật lý, cải thiện hóa học và quá trình cơ học trộn, từ đó đạt được mục đích nâng cao cường độ thân cọc.

11.1.5 Mục đích chính của thí nghiệm công nghệ trước khi thi công là xác định các thông số tối ưu của công nghệ, đảm bảo chất lượng tạo cọc, cường độ thân cọc và sức chịu tải đáp ứng yêu cầu thiết kế, đồng thời tối ưu hóa bố trí máy móc và xác định các biện pháp kiểm soát chất lượng, an toàn. Thí nghiệm công nghệ cọc trộn phải tập trung xác định thông qua thí nghiệm hiện trường các thông số như lượng phun bột (vữa), tốc độ nâng và công nghệ trộn. Thông thường, chọn đoạn đại diện về điều kiện địa chất dọc tuyến, môi trường xung quanh, bãi thi công để tiến hành thí nghiệm công nghệ, số lượng thí nghiệm được xác định tổng hợp dựa trên phương pháp công nghệ, mục đích thí nghiệm, tiêu chuẩn thiết kế và nghiệm thu.

Chất đóng rắn khuyến nghị sử dụng xi măng poóc lăng thông thường có cấp cường độ không thấp hơn 32.5. Hàm lượng xi măng được xác định thông qua thí nghiệm dựa trên cường độ đất xi măng theo yêu cầu thiết kế, thường lấy từ 10%~20%. Đối với phương pháp ướt, tỷ lệ nước-xi măng của vữa xi măng thường chọn từ 0.45~0.60, có thể sử dụng phụ gia có tác dụng tăng cường sớm, làm chậm đông kết, giảm nước và tiết kiệm xi măng tùy theo nhu cầu công trình và điều kiện đất; đối với phương pháp khô, có thể thêm tro bay cấp II.

11.2.4 Chiều dài cọc đất xi măng trộn chủ yếu phụ thuộc vào khả năng của thiết bị thi công. Trong những năm gần đây, với sự phát triển của thiết bị mới và nâng cao khả năng thiết bị, chiều dài thi công cọc đất xi măng trộn đã được nâng lên đáng kể, chiều dài cọc thiết kế có thể được xác định tổng hợp dựa trên điều kiện công trình và khả năng thiết bị thi công. Trong quá trình xây dựng đường sắt Liên Vân, cọc trộn phun bột hai chiều đã được sử dụng, độ sâu xử lý đạt tới 20 m.

11.2.5 Khi sử dụng xi măng làm vật liệu chất đóng rắn, trong cùng một lớp đất, với các tỷ lệ xi măng khác nhau, cường độ đất xi măng sẽ khác nhau khi các điều kiện khác giống nhau. Do xử lý khối lớn thuộc loại xử lý thể tích lớn, khi yêu cầu về cường độ đất xi măng không cao, để tiết kiệm xi măng và giảm chi phí, có thể chọn hàm lượng xi măng từ 7%~12%. Khi tỷ lệ xi măng lớn hơn 10%, cường độ đất xi măng có thể đạt trên 0.3 MPa, tối đa có thể đạt 2 MPa. Thông thường, tỷ lệ xi măng được sử dụng từ 12%~20%. Cường độ nén của đất xi măng tăng theo sự gia tăng của tỷ lệ xi măng tương ứng, nhưng do sự khác biệt về điều kiện đất nền và điều kiện thi công, tỷ lệ tăng của hàm lượng xi măng và tỷ lệ tăng cường độ đất xi măng không hoàn toàn đồng nhất.

Phụ gia có ảnh hưởng khác nhau đến cường độ đất xi măng. Canxi lignosulfonat đối với xi măng

• 196 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên môn sang tiếng Việt:

Ảnh hưởng đến sự gia tăng cường độ của đất không đáng kể, chủ yếu đóng vai trò giảm nước; các vật liệu như triethanolamine, calci chloride, natri carbonat, thủy tinh lỏng và thạch cao có tác dụng tăng cường cường độ cho đất xi măng, tuy nhiên hiệu quả này khác nhau tùy thuộc vào loại đất và tỷ lệ xi măng pha trộn. Khi pha trộn tro bay với lượng tương đương xi măng, cường độ đất xi măng có thể tăng khoảng 10%. Do đó, khi gia cố đất yếu bằng cách pha trộn tro bay, không chỉ tận dụng được phế thải công nghiệp mà còn có thể nâng cao cường độ đất xi măng.

11.2.6 Sau khi bố trí một lớp đệm gia cường với độ dày nhất định trên đỉnh cọc, có thể đảm bảo truyền một phần tải trọng phía trên xuống đất giữa các cọc thông qua lớp đệm, từ đó điều chỉnh sự phân bố tải trọng giữa cọc và đất.

11.2.8 Hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố. Theo phân tích cơ chế chịu tải của cọc đất xi măng trộn sâu, giá trị của hệ số giảm chịu ảnh hưởng của độ dày lớp đệm, chiều dài cọc, tỷ lệ thay thế diện tích, cường độ thân cọc và nhiều yếu tố khác.

Về việc xác định hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc , các quy phạm có sự khác biệt lớn. Ví dụ, trong Quy phạm kỹ thuật nền móng composite GB/T 50783—2012, phương pháp xác định như sau: “Khi giá trị đặc trưng sức chịu tải của đất tại mũi cọc chưa hiệu chỉnh lớn hơn giá trị trung bình sức chịu tải đặc trưng của đất xung quanh cọc, có thể lấy từ 0,1~0,4, khi chênh lệch lớn thì lấy giá trị thấp; khi giá trị đặc trưng sức chịu tải của đất tại mũi cọc chưa hiệu chỉnh nhỏ hơn hoặc bằng giá trị trung bình sức chịu tải đặc trưng của đất xung quanh cọc, có thể lấy từ 0,5~0,95, khi chênh lệch lớn hoặc đối với nền đường đắp và bãi chứa có mặt bằng mềm và có bố trí lớp đệm thì lấy giá trị cao”. Trong Quy phạm kỹ thuật xử lý nền móng công trình xây dựng JGJ 79—2012, phương pháp xác định như sau: “Đối với lớp đất xử lý là bùn, đất bùn và đất yếu ở trạng thái chảy dẻo, có thể lấy từ 0,1~0,4; đối với các loại đất khác có thể lấy từ 0,4~0,8”. Trong Quy trình kỹ thuật chi tiết thiết kế và thi công nền đường đắp trên đất yếu đường bộ JTG/T D31-02—2013, phương pháp xác định như sau: “Khi giá trị đặc trưng sức chịu tải của đất tại mũi cọc chưa hiệu chỉnh lớn hơn giá trị trung bình sức chịu tải đặc trưng của đất xung quanh cọc, có thể lấy từ 0,1~0,4, khi chênh lệch lớn thì lấy giá trị thấp; khi giá trị đặc trưng sức chịu tải của đất tại mũi cọc chưa hiệu chỉnh nhỏ hơn hoặc bằng giá trị trung bình sức chịu tải đặc trưng của đất xung quanh cọc, có thể lấy từ 0,5~0,9, khi chênh lệch lớn hoặc có bố trí lớp đệm thì lấy giá trị cao”.

Hoàng Xuân Hạ và cộng sự (2002) đã liệt kê một loạt dữ liệu thí nghiệm tải trọng tĩnh của cọc đơn và nền móng composite từ các công trình xây dựng tiêu biểu sử dụng cọc đất xi măng trộn sâu ở Quảng Tây, Hà Nam, Hà Bắc và Chiết Giang, thông qua công thức (11.2.8—1) tính toán ngược lại hệ số giảm , như trình bày trong Bảng thuyết minh 11.2.8 và Hình thuyết minh 11.2.8.

• 197 •

Bảng 11.2.8 Giá trị hệ số tính toán ngược từ các công trình cọc xi măng đất điển hình

Số hiệu công trình	Diện tích tiết diện cọc (m²)	Chiều dài cọc (m)	Sức chịu tải đặc trưng của nền đất gia cố (kPa)	Sức chịu tải đặc trưng của cọc đơn (kN)	Tỷ lệ thay thế	Sức chịu tải tiêu chuẩn của đất giữa các cọc (kPa)	Tầng đất đầu cọc và trạng thái	Hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc
1	0.196	4.9	223.7	115.4	36.3%	100	Đất sét đỏ cứng	0.16
2	0.196	7.5	237.5	136.8	30.6%	115	Đất sét dẻo cứng ~ cứng	0.30
3	0.196	6.3	225.3	167.3	21.8%	119	Đất sét dẻo	0.42
4	0.196	9.6	250.1	142.5	30.0%	90	Đất sét cứng	0.51
5	0.196	7.5	85.0	151.0	24.2%	90	Tầng đất tương đối cứng	0.60
6	0.196	8.0	175.0	110.0	24.0%	91	Tầng đất tương đối cứng	0.62
7	0.196	11.5	250.6	175.9	21.8%	113	Đá bùn cát mịn	0.62
8	0.196	8.0	155.0	100.0	19.6%	100	Đất bụi chặt trung bình ~ chặt	0.68
9	0.196	14.5	91.0	77.0	17.5%	45	Bùn	0.60
10	0.196	6.2	193.0	140.0	20.0%	85	Tầng đất tương đối mềm	0.78
11	0.196	12.5	126.8	95.5	20.0%	45	Bùn	0.81
12	0.196	6.0	175.0	110.0	19.0%	85	Tầng đất tương đối mềm	0.96

Hình 11.2.8 Đường cong biến đổi hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc theo tầng đất đầu cọc và trạng thái

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Từ sơ đồ minh họa 11.2.8 có thể thấy quy luật biến đổi của hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa cọc β theo tầng đất đầu cọc và trạng thái: trong một phạm vi nhất định, tầng đất đầu cọc càng mềm, cường độ đất càng thấp thì giá trị hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa cọc β càng lớn; ngược lại, trong một phạm vi nhất định, tầng đất đầu cọc càng cứng, cường độ đất càng cao thì giá trị hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa cọc β càng nhỏ.

Căn cứ phân tích dữ liệu liên quan từ các quy chuẩn và bảng thuyết minh 11.2.8, quy định về việc lựa chọn giá trị hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa cọc β như sau: khi đất giữa cọc của móng cứng là bùn, đất bùn hoặc đất mềm ở trạng thái chảy dẻo với mức độ cố kết kém, có thể lấy giá trị từ 0,1~0,4; đối với công trình nền đường hoặc đất giữa cọc của móng cứng là các loại đất khác, có thể lấy giá trị từ 0,4~1,0; khi tầng đất gia cố có cường độ cao thì lấy giá trị cao, khi tầng đất đầu cọc có cường độ cao thì lấy giá trị thấp.

11.3.2

Khi thi công bằng máy trộn, số lần trộn càng nhiều thì độ đồng đều càng cao, cường độ đất xi măng cũng càng lớn, nhưng hiệu suất thi công giảm.

11.4.2~11.4.3

Số lượng kiểm tra chất lượng cọc đất xi măng trộn theo tiêu chuẩn Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB 10414 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc TB 10751.

12.1.1

Phương pháp phun vữa áp lực cao (Jet Grouting), ở Trung Quốc còn được gọi là "phương pháp phun xoay", được khởi xướng tại Nhật Bản từ những năm 1970, là một công nghệ gia cố nền mới được phát triển trên cơ sở phương pháp phun vữa hóa học, ứng dụng công nghệ khai thác than bằng thủy lực. Phương pháp này sử dụng máy khoan đưa ống phun có vòi phun vào (hoặc đặt vào) độ sâu định trước của tầng đất, phun vữa hoặc nước với áp lực 20 MPa~40 MPa để tạo thành dòng phun phá vỡ tầng đất, vữa và đất đông kết thành khối rắn theo cơ chế thay thế một phần hoặc toàn bộ, cải thiện đáng kể tính chất kỹ thuật của đất nền, từ đó đạt được mục đích gia cố nền. Thực tiễn công trình cho thấy phương pháp này có hiệu quả gia cố tốt đối với bùn, đất bùn, đất sét (ở trạng thái dẻo mềm hoặc chảy dẻo), đất bột, đất cát, hoàng thổ, đất đắp không nguyên chất và đất cuội sỏi.

Tuy nhiên, đối với đất sét cứng hoặc đất chứa nhiều đá tảng, nhiều rễ thực vật, dòng phun áp lực cao có thể bị cản trở hoặc suy yếu, lực phá vỡ va đập giảm mạnh, ảnh hưởng đến hiệu quả gia cố; đối với tầng đất chứa quá nhiều chất hữu cơ, hiệu quả xử lý phụ thuộc vào tính ổn định hóa học của khối đông kết. Do tính phức tạp và sự khác biệt lớn của một số loại đất nêu trên, hiệu quả xử lý bằng phương pháp phun vữa áp lực cao có sự chênh lệch lớn, do đó cần xác định mức độ áp dụng dựa trên kết quả thử nghiệm hiện trường. Đối với công trình có dòng chảy nước ngầm quá lớn hoặc đã xảy ra hiện tượng nước phun trào, cần xác định mức độ áp dụng thông qua thử nghiệm hiện trường.

12.1.2 Đường sắt là công trình tuyến tính, trải dài trên phạm vi khu vực rộng, điều kiện địa tầng của các vùng đi qua biến đổi lớn, hơn nữa hiệu quả gia cố của phương pháp phun vữa áp lực cao đối với các loại đất khác nhau cũng khác nhau. Do đó, để đảm bảo chất lượng công trình, sau khi xác định phương án thiết kế, cần tiến hành thí nghiệm hiện trường hoặc thi công thử nghiệm theo yêu cầu của công trình nhằm xác định các thông số và quy trình thi công. Thông thường, chọn các đoạn đại diện về điều kiện địa chất dọc tuyến, môi trường xung quanh, mặt bằng thi công để tiến hành thí nghiệm công nghệ. Số lượng thí nghiệm được xác định dựa trên phương pháp công nghệ, mục đích thí nghiệm, tiêu chuẩn thiết kế và nghiệm thu.

12.2.3 Đường kính thân cọc phun vữa phụ thuộc chặt chẽ vào tính chất vật lý và cơ học của đất, đồng thời cũng liên quan đến công nghệ phun. Trong thực tế công trình, rất khó xác định chính xác. Ngoài lớp bề mặt có thể xác định bằng phương pháp đào, các đoạn khác chỉ có thể phán đoán và xác định bằng phương pháp bán kinh nghiệm. Trong quá trình thi công, bằng cách điều chỉnh tốc độ quay và tốc độ nâng của cần phun, tăng giảm áp lực phun, thay đổi môi chất phun, điều chỉnh thời gian phun, thay đổi đường kính lỗ vòi phun, thay đổi lưu lượng, có thể tạo ra thân cọc gia cố có đường kính khác nhau. Dựa trên kinh nghiệm thi công trong và ngoài nước, đường kính thiết kế của cọc phun vữa thường được lựa chọn theo Bảng thuyết minh 12.2.3.

Bảng thuyết minh 12.2.3 Đường kính thiết kế của cọc phun vữa (đơn vị: m)

Loại đất	Phương pháp
		Phương pháp ống đơn	Phương pháp ống kép	Phương pháp ống ba
Đất dính	0 < N ≤ 5	0,5 ~ 0,8	0,8 ~ 1,2	1,2 ~ 1,8
	6 ≤ N < 10	0,4 ~ 0,7	0,7 ~ 1,1	1,0 ~ 1,6
Đất cát	0 < N ≤ 10	0,6 ~ 1,0	1,0 ~ 1,4	1,5 ~ 2,0
	11 ≤ N ≤ 20	0,5 ~ 0,9	0,9 ~ 1,3	1,2 ~ 1,8
	21 ≤ N < 30	0,4 ~ 0,8	0,8 ~ 1,2	0,9 ~ 1,5

Chú thích: N là số nhát đập xuyên tiêu chuẩn.

12.2.5 Khi xử lý nền đường sắt, thông thường bố trí 1 ~ 2 lớp lưới địa kỹ thuật trong lớp đệm, lưới địa kỹ thuật trong lớp đệm nền đất composite có các tác dụng chủ yếu sau:

• 200 •

(1) Điều chỉnh tỷ số ứng suất cọc-đất: cường độ kéo của lưới địa kỹ thuật càng lớn thì mức độ gia tăng tỷ số ứng suất cọc-đất càng cao.

(2) Sử dụng lưới địa kỹ thuật có thể giảm độ lún và độ lún lệch tại mặt trên của nền đường.

12.2.6 Tỷ lệ nước-xi măng của vữa xi măng càng nhỏ thì cường độ của nền đất được xử lý bằng phương pháp phun vữa áp lực cao càng lớn và thời gian đông kết càng ngắn. Tuy nhiên, trong thực tế thi công, do hạn chế của thiết bị phun vữa, khi tỷ lệ nước-xi măng quá nhỏ sẽ gây khó khăn cho việc phun, do đó tỷ lệ nước-xi măng thường được lấy trong khoảng 0,8~1,5, phổ biến là 1,0. Hàm lượng xi măng được xác định thông qua thí nghiệm dựa trên cường độ khối lập phương của cọc theo yêu cầu thiết kế, theo kinh nghiệm thi công thường không nhỏ hơn 40% khối lượng đất ẩm được gia cố.

12.2.8 Hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố, giá trị của hệ số giảm phụ thuộc vào độ dày lớp đệm, chiều dài cọc, tỷ lệ thay thế diện tích, cường độ thân cọc và các yếu tố khác.

Về việc xác định hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc trong nền đất composite cọc phun áp lực cao, các quy chuẩn có sự khác biệt lớn. Ví dụ, trong Quy chuẩn kỹ thuật nền đất composite GB/T 50783—2012, phương pháp xác định như sau: “Có thể xác định dựa trên thí nghiệm hoặc kinh nghiệm thi công trong điều kiện đất tương tự; khi không có số liệu thí nghiệm hoặc kinh nghiệm, có thể lấy trong khoảng 0,1~0,5, đối với đất có sức chịu tải thấp nên lấy giá trị thấp”. Trong Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền móng công trình JGJ 79—2012, phương pháp xác định như sau: “Trong giai đoạn thiết kế sơ bộ, hệ số phát huy sức chịu tải của đất giữa các cọc có thể lấy trong khoảng 0,8~1,0; khi hệ số phát huy sức chịu tải của cọc đơn lấy giá trị cao thì hệ số phát huy sức chịu tải của đất giữa các cọc phải lấy giá trị thấp, và ngược lại”. Trong Quy trình kỹ thuật chi tiết thiết kế và thi công nền đường đắp trên đất yếu đường bộ JTG/T D31-02—2013, phương pháp xác định như sau: “Khi giá trị đặc trưng sức chịu tải chưa hiệu chỉnh của đất tại mũi cọc lớn hơn giá trị trung bình sức chịu tải đặc trưng của đất xung quanh cọc, có thể lấy trong khoảng 0,1~0,4, chênh lệch lớn thì lấy giá trị thấp; khi giá trị đặc trưng sức chịu tải chưa hiệu chỉnh của đất tại mũi cọc nhỏ hơn hoặc bằng giá trị trung bình sức chịu tải đặc trưng của đất xung quanh cọc, có thể lấy trong khoảng 0,5~0,9, chênh lệch lớn hoặc có bố trí lớp đệm thì lấy giá trị cao”.

Xét rằng trong điều kiện chất lượng tạo cọc đạt yêu cầu, sức chịu tải của cọc đơn trong hầu hết các công trình đối với cọc phun áp lực cao thường cao hơn so với cọc trộn, dựa trên điều kiện địa tầng tương đương, cùng đường kính và tỷ lệ thay thế, kết quả tính toán lý thuyết cao hơn so với cọc trộn phù hợp với thực tế thi công. Do đó, đề xuất hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc đối với cọc phun áp lực cao được tham chiếu theo quy định đối với cọc trộn theo loại móng, cụ thể: đối với móng cứng, đất giữa các cọc là bùn, đất bùn và đất mềm ở trạng thái chảy thì mức độ cố kết...

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt:

Khi chênh lệch thời gian có thể lấy ; đối với công trình nền đường hoặc đất giữa các cọc móng cứng thuộc các loại đất khác có thể lấy ; khi cường độ lớp đất gia cố cao thì lấy giá trị lớn, khi cường độ lớp đất dưới mũi cọc cao thì lấy giá trị nhỏ.

12.3.1 Cọc phun vữa xoay có thể được thực hiện bằng các phương pháp như phương pháp ống đơn, phương pháp ống kép, phương pháp ống ba lớp, phương pháp ống đa lớp và phương pháp phun trộn, trong đó ba phương pháp đầu thường được sử dụng trong công trình.

Phương pháp ống đơn: Sử dụng ống phun vữa một lớp, chỉ phun một loại chất là vữa xi măng.
Phương pháp ống kép: Sử dụng ống phun vữa hai lớp, phun hai loại chất là vữa xi măng và khí nén.
Phương pháp ống ba lớp: Sử dụng ống phun ba lớp hoặc ba ống phun riêng biệt để phun ba loại chất: dòng nước áp suất cao, khí nén và vữa xi măng.

Áp suất phun vữa áp lực cao càng lớn thì phạm vi khối gia cố càng lớn và hiệu quả xử lý nền càng tốt. Theo các ví dụ thực tế trong nước, áp suất dòng vữa xi măng áp lực cao hoặc dòng nước áp lực cao của phương pháp ống đơn, ống kép và ống ba lớp thường lớn hơn . Đối với các lớp đất đặc biệt hoặc công trình đặc thù, cần giảm áp suất trong điều kiện đảm bảo đường kính cọc.

12.3.3 Mục đích của khoan lỗ là để đưa ống phun vữa xuống độ sâu thiết kế. Đối với phương pháp ống đơn và ống kép, do ống phun có đường kính nhỏ, có thể sử dụng chính ống phun để phun hoặc rung ép xuống, chỉ khi gặp lớp đất cứng mới cần khoan lỗ trước trên nền rồi đưa ống phun vào để phun gia cố. Khi sử dụng phương pháp ống ba lớp, do ống phun vữa có đường kính lớn và cấu trúc phức tạp, đôi khi cần khoan lỗ trước rồi mới đặt ống phun ba lớp vào để gia cố.

12.3.4 Bơm phun vữa áp lực cao là nguồn cung cấp năng lượng cho dòng phun áp lực cao. Trong quá trình thi công, bơm phun vữa áp lực cao truyền vữa áp lực cao qua ống cao su chịu áp lực cao đến ống phun trên máy khoan để phun vữa. Khoảng cách giữa máy khoan và bơm phun vữa áp lực cao càng xa thì chiều dài ống cao su chịu áp lực cao càng lớn, tổn thất dọc đường của dòng phun áp lực cao càng lớn. Do đó, để đảm bảo hiệu quả phun vữa, khoảng cách giữa máy khoan và bơm phun vữa áp lực cao trong quá trình thi công không được quá lớn.

12.3.5 Các dạng phun vữa áp lực cao đều được thực hiện từ dưới lên trên. Khi không thể hoàn thành phun vữa liên tục một lần mà cần chia thành hai hoặc nhiều đoạn, chiều dài chồng lấn khi phun vữa lại không được nhỏ hơn , nhằm tránh hiện tượng bỏ sót, chồng lấn yếu, đảm bảo tính hoàn chỉnh của khối gia cố.

• 202 •

Dưới điều kiện không thay đổi các thông số phun, khi thực hiện phun lặp lại trên cùng một lớp đất có thể mở rộng hiệu quả phạm vi gia cố và nâng cao cường độ khối đất gia cố. Trong thực tế thi công, cọc phun xoay thường được phun lặp lại tại phần đáy và đỉnh để tăng sức chịu tải và đảm bảo chất lượng xử lý.

12.3.6 Trong quá trình phun xoay, thường có một lượng vữa nhất định theo thành ống dẫn vữa trào lên mặt đất. Thông qua quan sát hiện tượng trào vữa, có thể kịp thời nắm bắt tình trạng địa tầng, đánh giá sơ bộ hiệu quả của cọc phun xoay và tính hợp lý của các thông số phun. Tuy nhiên, khi xuất hiện các hiện tượng sau trong quá trình thi công, cần kịp thời xác định nguyên nhân và áp dụng các biện pháp xử lý tương ứng:

(1) Khi lưu lượng không đổi nhưng áp suất đột ngột giảm, cần kiểm tra tình trạng rò rỉ tại các vị trí, nếu không xác định được nguyên nhân thì rút ống dẫn vữa ra để kiểm tra tính năng kín khít.

(2) Khi áp suất phun tăng đột ngột, lưu lượng nhỏ, sau khi dừng máy áp suất vẫn không thay đổi, có thể là do vòi phun bị tắc, cần rút ống để thông tắc.

(3) Khi không có vữa trào ngược hoặc lượng vữa trào ngược ít, nếu do đất nền mềm yếu, có thể tiến hành phun lặp lại; nếu do gần đó có hang hốc hoặc đường dẫn, thì không nâng ống dẫn vữa và tiếp tục phun cho đến khi có vữa trào lên, hoặc rút ống dẫn vữa ra đợi vữa đông kết rồi phun lại cho đến khi có vữa trào lên, hoặc sử dụng vữa đông kết nhanh.

(4) Nếu lượng vữa trào ngược quá nhiều, có thể do đất nền có độ chặt cao, cần tăng áp suất phun và tăng cường lực cắt đất nền.

12.4.1 Phương pháp phun vữa áp lực cao trực tiếp hình thành khối gia cố trong địa tầng, thuộc công trình ngầm, trong quá trình thi công cần kiểm tra kịp thời chất lượng khối gia cố để đảm bảo hiệu quả gia cố. Vị trí điểm kiểm tra cần tập trung vào các khu vực chịu tải trọng lớn của công trình và vị trí đường chính tuyến. Đối với các đoạn có hiện tượng bất thường trong quá trình phun áp lực cao và đoạn có điều kiện địa chất phức tạp cũng cần bố trí điểm kiểm tra thích hợp để kiểm tra chất lượng khối gia cố.

12.4.2 Số lượng kiểm tra chất lượng cọc phun xoay thực hiện theo Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB 10414 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc TB 10751.

Theo quy định liên quan trong Quy trình kỹ thuật kiểm tra cọc nền đường sắt TB 10218—2019, khi sử dụng phương pháp sóng phản xạ ứng suất thấp hoặc phương pháp truyền sóng siêu âm để kiểm tra, cường độ bê tông thân cọc được kiểm tra không thấp hơn 70% cường độ thiết kế và không thấp hơn 15 MPa, hoặc tuổi bê tông thân cọc không nhỏ hơn 14 ngày; đồng thời để phù hợp với Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Tài liệu này phù hợp với Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt cao tốc TB 10751—2018 và TB 10414—2018, trong lần sửa đổi này đã loại bỏ phương pháp kiểm tra biến dạng thấp đối với cọc phun áp lực cao.

Hiệu quả kiểm tra và phương pháp kiểm định của phương pháp phun vữa áp lực cao được xác định dựa trên mục đích và yêu cầu của công trình. Phương pháp kiểm tra bằng cách đào hố đơn giản và dễ thực hiện, nhưng thường chỉ áp dụng cho lớp đất nông, khó kiểm tra toàn diện chất lượng của toàn bộ khối gia cố. Khoan lấy lõi là phương pháp thông dụng để kiểm tra chất lượng khối gia cố đơn lỗ, việc lựa chọn phải đảm bảo không phá hủy khối gia cố và có tính đại diện, thường lấy lõi sau 28 ngày tạo cọc, đồng thời chú ý đến sự khác biệt của mẫu lõi ở các tầng đất khác nhau.

12.4.3 Cường độ của nền đất xử lý bằng phun vữa áp lực cao có tính phân tán lớn, trong đất sét yếu cường độ tăng trưởng chậm. Theo kinh nghiệm công trình, thời điểm kiểm tra hiệu quả chất lượng phun vữa áp lực cao được xác định sau 28 ngày phun vữa, nhằm tránh trường hợp khối gia cố chưa đạt đủ cường độ mà bị phá hủy trong quá trình kiểm tra, ảnh hưởng đến độ tin cậy của kết quả kiểm tra. Thí nghiệm tải trọng là phương pháp tốt để kiểm tra sức chịu tải của nền đất sau xử lý, trong trường hợp có kinh nghiệm cũng có thể sử dụng phương pháp xuyên tiêu chuẩn và xuyên tĩnh. Số lượng và phương pháp kiểm tra tham khảo Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt TB 10414 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt cao tốc TB 10751.

13.1.1 Cọc vữa bọc vải là công nghệ xử lý nền đất yếu mới hình thành từ sự kết hợp giữa công nghệ phun vữa và vật liệu địa kỹ thuật. Cọc vữa bọc vải thích hợp để gia cố đất bùn, đất bùn sét, đất sét yếu, đất bột bão hòa và nền đất yếu nằm dưới lớp đất cứng, cũng có thể sử dụng để xử lý nền đất gần công trình hiện hữu và gia cố lún cho nền đường hiện hữu, cũng như gia cố nền đất yếu sâu có chứa lớp đất cứng. Đối với các loại nền đất khác cần tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định tính thích hợp, đối với việc gia cố đất yếu sâu cho đường sắt cao tốc không đá balast cần tiến hành đánh giá chuyên sâu để xác định tính thích hợp.

Cọc vữa bọc vải thông qua việc phun vữa áp lực làm phồng túi vải, ép chặt đất xung quanh tạo ra tác dụng đầm chặt nhất định; ống vải địa kỹ thuật có tác dụng thoát nước, cách ly vữa và gia cường, đồng thời hạn chế vữa, kiểm soát mức độ ảnh hưởng biến dạng do vữa gây ra đối với đất xung quanh cọc; sau khi vữa thoát nước và đông cứng, cọc và đất giữa các cọc hình thành nền đất nhân tạo composite. Phương pháp này thích hợp để gia cố nền đất yếu như đất mềm, đồng thời máy khoan có thể xuyên qua lớp đất cứng để gia cố đất yếu bên dưới, do đó cũng thích hợp cho nền đất yếu sâu có chứa lớp đất cứng. Cọc vữa bọc vải không thích hợp cho đất lấp có chứa nhiều đá tảng lớn hoặc vật cản khó dọn sạch, đất cát chặt. Trước khi thi công cần tiến hành thí nghiệm công nghệ để xác định tính thích ứng. Đối với việc gia cố đất yếu sâu cho đường sắt cao tốc không đá balast, hiện nay vẫn chưa có

• 204 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo các quy tắc đã nêu:

Các ví dụ công trình tương ứng cần được luận chứng chuyên đề và đánh giá thông qua trước khi áp dụng. Đối với các cọc có đầu cọc không lộ ra mặt đất mà chôn sâu, trong quá trình ứng dụng thực tế, việc định vị cọc và phương pháp kiểm tra chất lượng gặp một số khó khăn. Thông thường, kết hợp với yêu cầu của công trình, việc kiểm soát chất lượng được thực hiện thông qua khoan lấy lõi, kiểm soát quá trình thi công (lượng vữa phun, độ sâu lỗ khoan), và lựa chọn phương pháp phù hợp theo nhu cầu công trình khi áp dụng.

Trong đoạn đất yếu, vữa phun có thể dễ dàng làm căng túi vải, tại các đoạn có lớp đất cứng xen kẹp, nhờ vào thi công khoan lỗ, có thể xuyên qua các lớp cuội sỏi hoặc lớp đất cứng xen kẹp để đến lớp đất yếu sâu hơn. Tại các lớp đất cứng xen kẹp, túi vải cũng có thể được căng một phần, tạo thành thân cọc hình bầu dục, hiệu quả gia cố rõ rệt hơn, như minh họa trong Sơ đồ thuyết minh 13.1.1.

Sơ đồ thuyết minh 13.1.1 Sơ đồ tạo cọc bằng phương pháp phun vữa túi vải

Cọc phun vữa túi vải là phương pháp phun vữa vào túi vải, có các ưu điểm như chất lượng tạo cọc đáng tin cậy, thiết bị thi công nhỏ gọn (chiều cao khoảng 3 m, diện tích chiếm đất của đế máy 3 m² ~ 4 m²), tiếng ồn thấp, độ sâu gia cố lớn, ít gây xáo trộn nền đất yếu, phù hợp cho việc gia cố nền đất gần đường sắt hiện hữu với yêu cầu kiểm soát nghiêm ngặt biến dạng do xáo trộn nền đất. Trong quá trình thi công, có thể đảm bảo vận hành an toàn cho đường sắt hiện hữu và tránh gây ảnh hưởng đến

• 205 •

TB 10106-2023 Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Việc gây hư hại cho các công trình hiện hữu. Đồng thời, vỏ bọc phải có khả năng thoát nước nhưng không rò rỉ vữa, vừa hạn chế vữa vừa đảm bảo chất lượng tạo cọc; cọc vữa bọc vải có thể sử dụng máy khoan để tạo lỗ, thuận tiện xuyên qua các lớp đất cứng xen kẹp. Đối với các đoạn nền đất yếu có hạn chế về môi trường (như gần đường sắt hiện hữu hoặc hạn chế về không gian thông thủy), nền đất yếu có lớp đất cứng xen kẹp hoặc lớp đất yếu nằm dưới lớp đất cứng, phương pháp này có những ưu điểm độc đáo.

Công nghệ cọc vữa bọc vải gia cường cải tiến từ cọc vữa bọc vải, ống phụt vữa không được rút ra mà sử dụng ống polypropylen phụt vữa (ống PP-R) hoặc ống thép để tạo thành thân gia cường, giải quyết vấn đề chiều cao rút ống quá lớn gây hạn chế về chiều cao không gian thi công. Thân ống gia cường giúp nâng cao sức kháng cắt của cọc, quy trình thi công đơn giản và đáng tin cậy hơn, nâng cao đáng kể hiệu quả thi công. Công nghệ cọc vữa bọc vải đã được ứng dụng sớm trong các tuyến đường sắt như Quảng Châu - Thâm Quyến bốn tuyến, Ninh Ba - Đài Châu - Ôn Châu, công nghệ cọc vữa bọc vải gia cường đã được ứng dụng trong công trình cải tạo đường sắt nhánh Kim Sơn Thượng Hải, công trình gia cố nền đường mở rộng ga Hồ Châu tuyến đường sắt Thương Khâu - Hàng Châu, đều đạt được hiệu quả gia cố tốt và hiệu quả kinh tế cao.

13.1.3 Thí nghiệm công nghệ trước khi thi công nhằm mục đích xác định các thông số tối ưu của công nghệ, đảm bảo chất lượng tạo cọc, cường độ thân cọc và sức chịu tải đáp ứng yêu cầu thiết kế, như tỷ lệ phối trộn vữa, áp lực phụt vữa, tốc độ phụt vữa và các thông số công nghệ khác; tối ưu hóa cấu hình máy móc, như xác định kích thước mũi khoan phù hợp, quy trình tạo lỗ; xác định các công đoạn kiểm soát chất lượng trọng điểm và các biện pháp kiểm soát, như thời điểm và số lượng, tần suất hạ vỏ bọc, bổ sung vữa. Thông thường, chọn các đoạn đại diện về điều kiện địa chất dọc tuyến, mối quan hệ với đường sắt hiện hữu và bãi thi công để tiến hành thí nghiệm công nghệ, số lượng thí nghiệm được quyết định dựa trên phương pháp công nghệ và mục đích thí nghiệm, thường dựa trên sự kết hợp giữa sự thay đổi của địa tầng (hoặc chiều dài cọc), phương pháp phụt vữa, kích thước mũi khoan, tỷ lệ phối trộn vữa, kết hợp với yêu cầu thiết kế và các tiêu chuẩn nghiệm thu liên quan để xác định.

13.2.2 Sau khi gia cố bằng cọc vữa bọc vải, cọc và đất xung quanh hình thành nền đất composite, sau khi tạo cọc, thân cọc có cường độ tương đối cao (so với đất xung quanh), khi khoảng cách giữa các cọc lớn, để phát huy tốt hơn tác dụng chịu tải của cọc, có thể bố trí mũ cọc hoặc mở rộng đầu cọc trên đỉnh cọc vữa bọc vải để phân bổ nhiều hơn tải trọng phía trên.

13.2.5 Vật liệu phụt vữa cho cọc vữa bọc vải thường sử dụng xi măng poóc lăng thông thường cấp 42.5 và tro bay không thấp hơn cấp II, tỷ lệ phối trộn cần được xác định thông qua thí nghiệm và đáp ứng yêu cầu cường độ thiết kế, cường độ nén không nở hông của thân cọc ở tuổi 28 ngày không nhỏ hơn 5,0 MPa. Xi măng phải đáp ứng các quy định liên quan trong tiêu chuẩn hiện hành "Xi măng poóc lăng thông dụng" GB 175, tro bay phải đáp ứng các quy định trong tiêu chuẩn hiện hành "Tro bay dùng cho

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt:

Theo quy định liên quan trong 《Fly Ash Used in Cement and Concrete》GB/T 1596.

Trên tuyến liên kết từ ga đường nhánh Xuân Thân đến ga Thượng Hải Nam của đường sắt cao tốc Hồ-Hàng, sử dụng tỷ lệ phối trộn vữa (nước : xi măng : tro bay) là 1 : 0,8 : 0,65, cường độ nén không hạn chế của thân cọc đo được sau 7 ngày không nhỏ hơn 2,4 MPa; trên tuyến đường sắt Ninh Đài-Ôn, sử dụng tỷ lệ phối trộn vữa 1 : 0,55 : 0,45, cường độ thực tế đo tại hiện trường sau 7 ngày đạt 2,6 MPa ~ 3,6 MPa; đối với gia cố lún nền đường ga đến-đi tại ga Hồ Châu, sử dụng ba loại tỷ lệ phối trộn vữa thử nghiệm (nước : xi măng : tro bay) là 0,7 : 0,6 : 0,4, 0,7 : 0,65 : 0,35, 0,7 : 0,65 : 0,45, cường độ thực tế đo được ở tuổi 16 ngày ~ 28 ngày không nhỏ hơn 6,3 MPa. Theo kinh nghiệm thi công, để ngăn ngừa hiện tượng phân tầng và lắng đọng sớm của vữa, có thể thêm một lượng bentonite thích hợp khi khuấy trộn, lượng bentonite thêm vào không vượt quá 5% tổng lượng vật liệu chính (xi măng + tro bay). Khi thi công gần đường ray hiện hữu, thường thêm một lượng phụ gia tăng cường độ sớm (như canxi clorua, triethanolamine, v.v.) để nâng cao cường độ sớm của thân cọc.

13.2.6 Tại các đoạn gần công trình hiện hữu, việc rút ống phụt vữa thường bị hạn chế bởi không gian thi công và an toàn vận hành, đặc biệt là ống thép có nguy cơ rò điện, do đó cọc phụt vữa có túi vải gia cường phù hợp để gia cố nền đất tại các đoạn không gian hạn chế. Ống PP-R có độ mềm dẻo nhất định, có thể uốn cong phù hợp, có thể lắp ghép sẵn, khi cắm ống cũng có thể uốn cong để tránh các chướng ngại vật phía trên, hiệu suất thi công cao và chi phí tương đối thấp. Tùy theo cấp điều kiện sử dụng và áp lực thiết kế, có thể sử dụng ống PP-R đường kính 40 mm ~ 50 mm, phần dưới của ống phụt là ống hoa có lỗ phun, các chỉ tiêu kỹ thuật đáp ứng quy định trong 《Polypropylene Piping Systems for Hot and Cold Water - Part 2: Pipes》GB/T 18742.2, chiều dài ống xác định theo độ sâu lỗ dẫn và cao độ đỉnh cọc.

13.2.7 Đường kính túi vải địa kỹ thuật cần phù hợp với đường kính cọc, thường bằng đường kính thiết kế của cọc.

• 207 •

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Các chỉ tiêu tính năng của ống vải địa kỹ thuật phải đáp ứng khả năng chịu áp lực phun vữa trong điều kiện bị ràng buộc bởi các lớp đất xung quanh cọc, thường lựa chọn vải địa kỹ thuật dệt có cường độ cao. Ống vải địa kỹ thuật sau khi giãn nở dưới áp lực dễ bị đâm thủng bởi các mảnh đá sắc cạnh, do đó cần chọn vật liệu có cường độ chống đâm thủng cao. Khi thi công trong địa tầng chứa sỏi góc cạnh, cần kiểm soát chặt chẽ áp lực phun vữa, có thể áp dụng các biện pháp như sử dụng túi vải hai lớp hoặc bảo vệ thành lỗ khoan bằng ống PVC để giảm nguy cơ rách túi vải.

Theo kinh nghiệm từ các công trình đường sắt Ninh (Ningbo)–Đài (Taizhou)–Ôn (Wenzhou), đường sắt Kim Sơn (Shanghai–Jinshan) và ga Hồ Châu tuyến đường sắt Thương Khâu (Shangqiu)–Hợp Phì (Hefei), các chỉ tiêu kỹ thuật liên quan của túi vải được nêu trong Bảng thuyết minh 13.2.7.

Bảng thuyết minh 13.2.7 Chỉ tiêu kỹ thuật của túi vải

Chỉ tiêu	Chỉ tiêu thiết kế
Khối lượng đơn vị diện tích (g/m²)	≥260
Cường độ kéo đứt theo phương dọc (kN/m)	≥65
Cường độ chống đâm thủng CBR (kN)	≥6.0
Cường độ xé theo phương dọc, ngang (kN)	≥1.0
Đường kính lỗ tương đương (mm)	0.07 ~ 0.5
Hệ số thấm (cm/s)

13.2.8 Các yếu tố ảnh hưởng đến sức chịu tải đơn cọc của cọc phun vữa túi vải bao gồm: địa tầng, chiều dài cọc, đường kính cọc, hình dạng thân cọc và túi vải. Do đường kính lỗ khoan nhỏ hơn đường kính thiết kế của cọc, túi vải giãn nở dưới áp lực nhỏ, có tác dụng đầm chặt đất xung quanh cọc ở một mức độ nhất định; đồng thời, đường kính cọc phun vữa túi vải trong các địa tầng có độ cứng khác nhau có sự chênh lệch nhỏ, các yếu tố trên đều có lợi cho sức kháng ma sát xung quanh cọc. Hiện chưa có bằng chứng cho thấy túi vải địa kỹ thuật có ảnh hưởng bất lợi đến sức chịu tải của thân cọc. Trong thiết kế công trình hiện nay, tham khảo tiêu chuẩn liên quan về cọc móng công trình xây dựng để lấy giá trị sức kháng ma sát, tính toán theo đường kính thiết kế của cọc và tiến hành thí nghiệm tải trọng hiện trường để kiểm chứng, đều có thể đạt yêu cầu thiết kế về sức chịu tải đơn cọc.

13.3.1 Kích thước mũi khoan tạo lỗ nên được xác định tổng hợp dựa trên các yếu tố như chất lượng tạo cọc, lượng xi măng sử dụng, sức chịu tải đơn cọc, lượng dung dịch bentonite thải ra, hiệu quả đầm chặt đất xung quanh, thường nhỏ hơn đường kính thiết kế của cọc từ 50 mm đến 100 mm. Trong trường hợp địa tầng tốt, có thể sử dụng mũi khoan có đường kính lớn hơn; đối với lớp đất yếu, không nên tạo lỗ quá lớn. Ga Đức Thanh tuyến đường sắt Hồ Châu–Hàng Châu nằm trong khu vực đồng bằng bồi tích sông và sườn đồi, địa tầng gia cố là sét pha dẻo mềm, sét pha bùn nhão chảy, tầng chịu lực của cọc là sét pha cứng.

• 208 •

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Đất sét, đường kính thiết kế cọc 400 mm, chiều dài cọc 8 m ~ 13 m. Thí nghiệm cọc hiện trường bằng mũi khoan đường kính 300 mm, 350 mm, 370 mm, lựa chọn mũi khoan tạo lỗ đường kính 350 mm có thể đảm bảo đường kính cọc, chất lượng thân cọc, lượng vữa phù hợp và hiệu quả thi công tương đối thích hợp.

13.3.3 Khuyến nghị lựa chọn thiết bị thi công dựa trên điều kiện hiện trường, sử dụng thiết bị phụt vữa được trang bị lưu lượng kế điện từ và áp kế, lựa chọn đường ống dẫn vữa chịu lực cao nhằm giảm thiểu rủi ro an toàn trong quá trình phụt vữa.

13.3.4 (1) Chuẩn bị thi công: bao gồm san lấp mặt bằng, điều tra hệ thống đường ống, các biện pháp bảo vệ an toàn liên quan đến công trình tuyến đang khai thác và chuẩn bị quan trắc tuyến hiện hữu, đưa vật liệu và thiết bị vào hiện trường cùng các biện pháp bảo vệ môi trường, v.v.

(2) Tạo lỗ: sử dụng máy khoan địa chất hoặc máy khoan lỗ khoan ngầm để tạo lỗ, độ lệch đứng không lớn hơn 1%. Khi khoan thường sử dụng tuần hoàn nước sạch, đối với tầng đất dễ sập lỗ thường thay bằng dung dịch bentonite hoặc bổ sung tro bay, v.v. để tuần hoàn.

(3) Chế tạo và buộc túi vải địa kỹ thuật: ống phụt vữa gia cường được nối bằng thiết bị hàn nhiệt, đáy được bịt kín bằng nút bịt, tạo lỗ đoạn ống hoa ở phần dưới bằng máy khoan điện. Túi vải được bao bên ngoài ống phụt vữa, đầu dưới túi vải được buộc chặt hai vòng bằng dây thép mảnh để tránh rò rỉ vữa. Túi vải được buộc bằng dây thép trên ống nhựa cách nhau mỗi 1 m từ 1 ~ 2 vòng (không buộc quá chặt để túi vải có thể giãn nở thuận lợi). Miệng trên túi vải được buộc chặt vào ống phụt vữa bằng dây thép, vị trí buộc miệng trên thường cao hơn đỉnh cọc thiết kế 500 mm.

(4) Đưa túi vải xuống cùng ống phụt vữa: sau khi tạo lỗ xong, di chuyển máy khoan, đưa túi vải đã buộc cùng ống phụt vữa xuống đáy lỗ bằng thủ công. Do tầng đất yếu rất dễ co hẹp lỗ, sau khi tạo lỗ cần kịp thời đưa túi vải xuống để đảm bảo chiều dài và đường kính cọc đáp ứng yêu cầu thiết kế, nếu thời gian chờ quá lâu hoặc lỗ bị co hẹp cần khoan lại. Để tránh túi vải bị lực nổi của dung dịch trong lỗ quá lớn khó đặt xuống đáy hoặc bị nổi lên, thường xả hết không khí trong túi hoặc để yên vài phút trước khi phụt vữa.

(5) Phụt vữa: tiến hành phụt vữa theo tỷ lệ phối trộn vữa đã được xác định trong thiết kế và thí nghiệm công nghệ, khi vữa tràn đầy miệng lỗ thì dừng phụt vữa, trong quá trình phụt vữa duy trì máy khuấy vữa không ngừng khuấy trộn.

(6) Phụt vữa bổ sung: sau khi phụt vữa lần đầu đầy lỗ, đợi vữa lắng xuống, tiếp tục phụt bổ sung một lượng vữa nhất định cho đến khi mặt vữa lại tràn ra miệng lỗ. Việc phụt vữa bổ sung phải được thực hiện trước khi vữa bắt đầu đông kết, thường tiến hành trong vòng 1 h ~ 2 h sau khi hoàn thành phụt vữa lần đầu, lượng vữa bổ sung và số lần phụt bổ sung được xác định dựa trên tình hình thực tế tại hiện trường. Tiêu chuẩn kết thúc phụt vữa bổ sung là khi mặt vữa ở miệng lỗ hạ xuống rất chậm hoặc hầu như không hạ xuống nữa.

• 209 •

13.3.5

Việc bổ sung vữa được thực hiện cho đến khi mực vữa hạ xuống và đỉnh cọc đạt cao độ thiết kế, số lần bổ sung vữa thường không ít hơn 2 lần. Việc bổ sung vữa thường áp dụng phương pháp phun vữa từ đáy lỗ với lưu lượng nhỏ và áp suất thấp. Sau khi hoàn thành phun vữa, mở van hồi lưu trước khi tháo ống phun vữa để giải phóng áp suất trong hệ thống phun vữa, làm sạch ống và di chuyển thiết bị để chuẩn bị thi công lỗ tiếp theo.

Cắt đầu cọc: Sử dụng thiết bị chuyên dụng như máy cắt cọc để cắt đầu cọc, việc cắt bỏ đầu cọc không được ảnh hưởng đến tính toàn vẹn của cọc.

13.3.5 Tại các đoạn gần đường ray hoặc công trình hiện hữu, cần thi công cọc gần công trình hiện hữu trước để tạo tác dụng cách ly đối với việc thi công cọc bên ngoài, giảm thiểu sự xáo trộn đối với công trình hiện hữu. Khi cả hai bên đều bị hạn chế, thi công theo thứ tự "từ ngoài vào trong".

Tuyến Quảng Thâm IV được xây dựng trên nền đất rộng 5 m～15 m giữa tuyến I, II (tuyến cao tốc chuẩn) và tuyến III, với tiêu chuẩn kỹ thuật là đường sắt cấp I. Qua tính toán kiểm tra, độ lún sau thi công của nền đường đắp trên đất yếu tại đoạn này không đáp ứng yêu cầu về độ lún sau thi công, do đó cần phải gia cố nền đất. Do phía trên có lưới điện tiếp xúc, hai bên có cầu tuyến cao tốc chuẩn và nền đường tuyến III, không thể sử dụng cọc trộn, trong khi áp suất của cọc phun vữa cao có nguy cơ ảnh hưởng đến an toàn của tuyến I, II (cầu tuyến cao tốc chuẩn) và tuyến III. Đã có thảo luận về phương án xây cầu để vượt qua, tuy nhiên dựa trên ưu điểm của cọc vải địa kỹ thuật như hiệu quả gia cố tốt, khả năng kiểm soát cao, tính linh hoạt, thuận tiện trong thi công và độ an toàn cao, sau khi nghiên cứu đã quyết định sử dụng cọc vải địa kỹ thuật để gia cố và vượt qua bằng nền đường đắp.

Nền đất yếu dưới đáy nền đường được gia cố bằng cọc vải địa kỹ thuật gia cường phun vữa, độ sâu gia cố xuyên qua lớp đất yếu đến lớp cứng phía dưới 1,0 m, độ sâu gia cố từ 7,3 m～21,7 m, khoảng cách giữa các cọc từ 0,8 m～1,2 m. Để đảm bảo an toàn cho tuyến đường đang vận hành, thiết kế sử dụng cọc có đường kính nhỏ 0,2 m, bố trí theo hình tam giác đều, mặt cắt ngang đại diện được thể hiện như trong hình minh họa 13.3.5.

Công trình này được thực hiện từ tháng 3 đến tháng 8 năm 2006, sau khi tiến hành thí nghiệm tải trọng, các cọc được lấy mẫu đều đạt cường độ thiết kế, chất lượng tạo cọc tốt.

13.3.6

Áp suất phun vữa của cọc phun vữa vải địa kỹ thuật phải lớn hơn áp lực đất bị động của địa tầng và áp lực chất lỏng trong lỗ, nếu không sẽ không đạt được mục đích làm phồng túi vải. Do áp lực đất của các lớp đất khác nhau không giống nhau, độ lớn của áp suất phun vữa ảnh hưởng đến hình dạng, chất lượng của cọc và hiệu ứng đầm chặt đất giữa các cọc, đồng thời liên quan đến áp suất giãn nở tối đa mà túi vải có thể chịu được trong điều kiện ràng buộc của địa tầng. Do đó, áp suất phun vữa được xác định tổng hợp thông qua thí nghiệm dựa trên các thông số như chiều dài cọc thiết kế, điều kiện địa tầng, tính năng của túi vải địa kỹ thuật.

Lượng vữa phun của cọc phun vữa vải địa kỹ thuật thường không nhỏ hơn giá trị thiết kế, lượng vữa thiết kế có thể tính theo:

• 210 •

Hình minh họa 13.3.5 Mặt cắt ngang điển hình thiết kế gia cố nền đất yếu đường sắt Quảng Châu–Thâm Quyến tuyến IV (đơn vị: m)

Tính toán theo công thức sau:

Trong đó:
——Lượng vữa thiết kế (m³);

——Hệ số đầy vữa, thường lấy từ 1,15 ~ 1,25;

——Đường kính cọc thành phẩm (m);

——Chiều dài cọc thiết kế (m).

Tại ga Hồ Châu, cọc vữa ống vải có đường kính thiết kế 35 cm, lượng vữa lý thuyết tính theo đường kính cọc là 0,096 m³/m dài, đường kính lỗ mở là 30 cm, hệ số đầy vữa của vữa xi măng đường kính thiết kế 35 cm được đo thực tế từ 1,06 ~ 1,42, trung bình là 1,25.

Công nghệ vừa phụt vữa vừa rút ống đòi hỏi sự phối hợp cao giữa tốc độ rút ống với áp lực và lưu lượng phụt vữa, dễ dẫn đến hiện tượng co thắt cổ cọc do thiếu vữa ở một số vị trí, gây ra khuyết tật chất lượng, do đó không khuyến khích áp dụng.

13.3.8 Trong quá trình thi công, xử lý bùn rất khó khăn, cần lập kế hoạch trước về bãi đổ bùn và đường tuần hoàn để tránh tràn bùn, đảm bảo vệ sinh công trường.

13.4.2~13.4.3 Theo yêu cầu của Quy trình kỹ thuật kiểm tra cọc móng đường sắt TB 10218—2019, khi sử dụng phương pháp sóng phản xạ ứng suất thấp hoặc phương pháp truyền sóng siêu âm để kiểm tra, cường độ bê tông thân cọc của cọc kiểm tra không được thấp hơn 70% cường độ thiết kế và không thấp hơn 15 MPa, hoặc tuổi bê tông thân cọc không nhỏ hơn 14 ngày. Thân cọc của cọc vữa bơm trong ống vải là đá xi măng đồng nhất, cường độ thân cọc ở tuổi 28 ngày tương đối cao. Kinh nghiệm ứng dụng trong thực tế cho thấy, phương pháp sóng phản xạ ứng suất thấp có thể kiểm tra hiệu quả các khuyết tật như co thắt thân cọc, phình thân cọc và khuyết tật về tính toàn vẹn, do đó có thể được sử dụng như một trong các phương pháp kiểm tra tính toàn vẹn thân cọc. Tuy nhiên, do ảnh hưởng của các yếu tố như sự ràng buộc của đất xung quanh cọc, năng lượng kích thích, độ giảm chấn của vật liệu thân cọc và sự thay đổi trở kháng tiết diện thân cọc, năng lượng sóng ứng suất dần dần suy giảm. Nếu cọc quá dài, khó có thể thu được tín hiệu phản xạ rõ ràng và dễ phân biệt của khuyết tật thân cọc sâu và sóng phản xạ đáy cọc, từ đó không thể đánh giá tính toàn vẹn của toàn bộ thân cọc. Trong trường hợp chung, khi sử dụng phương pháp sóng phản xạ ứng suất thấp để kiểm tra cọc có đường kính nhỏ, nếu chiều dài cọc lớn hơn 20 m hoặc tỷ lệ chiều dài trên đường kính lớn hơn 40, tín hiệu phản xạ đáy cọc sẽ tương đối yếu. Đối với chiều dài cọc kiểm tra hiệu quả trong các dự án cụ thể, cần dựa vào khả năng nhận biết tín hiệu phản xạ đáy cọc để xác định phương pháp này có phù hợp hay không. Ví dụ, trong dự án đường sắt Kim Sơn Thượng Hải (tỷ lệ phối trộn vữa: nước : xi măng : tro bay = 1:0.785:0.642), cường độ nén không hạn chế của lõi thân cọc ở tuổi 28 ngày đạt 17.2 MPa~20.6 MPa, đã sử dụng phương pháp sóng phản xạ ứng suất thấp để kiểm tra tính toàn vẹn thân cọc (chiều dài cọc 18 m), hiệu quả ứng dụng tốt. Tuy nhiên, cũng có một số điểm công trình ứng dụng hiệu quả kém hơn, như trong dự án gia cố ga Hồ Châu, cường độ nén không hạn chế của lõi thân cọc thử nghiệm ở tuổi 16~28 ngày đạt 6.3 MPa~14.7 MPa, đã sử dụng phương pháp sóng phản xạ ứng suất thấp để kiểm tra tính toàn vẹn thân cọc (chiều dài cọc 12 m~24 m), một số cọc không có tín hiệu phản xạ đáy rõ ràng. Do hiệu quả kiểm tra của phương pháp ứng suất thấp đối với cọc vữa bơm trong ống vải không chắc chắn, quy trình này tạm thời chưa đưa phương pháp này vào. Nếu sử dụng phương pháp ứng suất thấp để kiểm tra bổ sung tính toàn vẹn thân cọc của cọc vữa bơm trong ống vải, khuyến nghị tuổi bê tông thân cọc lớn hơn 14 ngày, hoặc kết hợp công tác khoan lấy lõi sau 28 ngày, đồng thời nên kết hợp với phương pháp khoan lấy lõi để xem xét ứng dụng một cách tổng hợp.

Phương pháp khoan lấy lõi có thể quan sát trực quan chất lượng bề mặt thân cọc và chế tạo mẫu lõi để thử nghiệm cường độ, là một trong những phương pháp kiểm tra đáng tin cậy. Cọc vữa bơm trong ống vải có đường kính nhỏ, ống bơm vữa PP-R sử dụng có độ mềm dẻo nhất định, trong quá trình đưa ống bơm vữa vào, việc kiểm soát độ thẳng đứng gặp khó khăn, dẫn đến độ thẳng đứng thực tế của thân cọc bị lệch. Do đó, khi khoan lấy lõi, nên khoan lấy lõi ở tâm hoặc tránh lấy lõi ở vị trí cốt thép gia cường, đồng thời cần chú ý kiểm soát độ thẳng đứng của lỗ khoan lấy lõi và lỗ tạo cọc, tránh việc sai số độ thẳng đứng chồng chất dẫn đến không thể lấy lõi đến đáy cọc, điều này

• 212 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo các quy tắc đã nêu:

Khi phù hợp, cần kết hợp phương pháp biến dạng thấp để kiểm tra tính toàn vẹn của thân cọc, xem xét tổng hợp kết quả kiểm tra. Tại ga Hồ Châu, các lỗ khoan lấy lõi cọc vữa bơm trong ống vải đường kính 0,35 m thường lệch ra ngoài cọc ở độ sâu 12 m~15 m, một số ít khoan đến 20 m.

Phương pháp và số lượng kiểm tra chất lượng thân cọc vữa bơm trong ống vải của quy trình này được xây dựng tham khảo các quy định liên quan về cọc phun vữa trong Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt cao tốc TB 10751—2018 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt TB 10414—2018. Do hai tiêu chuẩn nghiệm thu có quy định khác nhau về số lượng kiểm tra, ví dụ như số lượng kiểm tra thí nghiệm tải trọng: Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt cao tốc TB 10751—2018 quy định là 1‰ tổng số cọc và không ít hơn 3 cọc cho mỗi công trường; Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt TB 10414—2018 quy định là 2‰ tổng số cọc và không ít hơn 3 cọc cho mỗi công trường. Quy trình này đã xử lý tổng hợp, lấy 2‰ tổng số cọc và không ít hơn 3 cọc cho mỗi công trường, thiết kế sẽ xác định dựa trên dự án cụ thể.

14.1.1 Trong thi công xử lý nền đất, thường gặp phải các tình huống như trên công trường có đường dây điện cao áp hoặc cầu vượt hạn chế chiều cao máy thi công (vật cản hiện hữu), gần các công trình hiện hữu, hoặc không gian xung quanh công trường chật hẹp, có thiết bị chính xác, môi trường thi công phức tạp, khiến máy móc và phương pháp thi công thông thường không thể vào vị trí. Do đường sắt có yêu cầu nghiêm ngặt về biến dạng lún nền đường, khi cường độ thân cọc đá dăm thấp không đáp ứng yêu cầu kiểm soát biến dạng, có thể áp dụng công nghệ gia cố nền đất bằng cọc đá dăm vữa bơm. Nền đất composite cọc đá dăm vữa bơm là công nghệ gia cố nền mới được nghiên cứu phát triển nhằm đáp ứng yêu cầu gia cố nền đường sắt trong điều kiện có vật cản và không gian chật hẹp. Công nghệ này có ưu điểm về kỹ thuật và kinh tế như thích ứng với môi trường thi công phức tạp, hiệu ứng đùn đất nhỏ, không gây tiếng ồn, thi công thuận tiện nhanh chóng và chi phí thấp. Hiện đã được ứng dụng rộng rãi trong các dự án xử lý nền đường sắt cao tốc như đường sắt cao tốc Bắc Kinh–Thượng Hải, đường sắt cao tốc Thượng Hải–Nam Kinh, đường sắt cao tốc ven biển, đường sắt cao tốc Thương Khâu–Hàng Châu và đường cao tốc, giải quyết hiệu quả vấn đề kiểm soát biến dạng lún nền đường trong môi trường thi công phức tạp, mang lại hiệu quả xã hội và kinh tế đáng kể. Thông thường, khi chiều cao thông thoáng phía trên công trường từ 6 m trở lên đều có thể thực hiện thi công.

Ga Thủy Gia Hồ trên đường sắt cao tốc Thương Khâu–Hàng Châu đã áp dụng nền đất composite cọc đá dăm vữa bơm để gia cố nền đất yếu, đường kính cọc 0,5 m, khoảng cách giữa các cọc 1,8 m, chiều dài cọc 8 m, bố trí mũ cọc hình vuông cạnh 1 m. Sau gia cố, sức chịu tải của nền đất và độ lún sau thi công đáp ứng yêu cầu thiết kế.

14.2.2 Thông qua thí nghiệm hiện trường, xem xét tổng hợp cường độ thân cọc khác nhau hình thành từ đá dăm vữa đông kết...

• 213 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo yêu cầu:

14.2.4 Vật liệu lấp đầy hiện nay được sử dụng phổ biến là đá dăm, sỏi cuội, cũng có thể sử dụng phế thải xây dựng, xỉ lò, và các vật liệu khác. Kích thước hạt đá dăm không được nhỏ hơn 16 mm, kích thước hạt quá nhỏ sẽ làm giảm độ rỗng, ảnh hưởng đến dòng chảy của vữa, khiến vữa không lấp đầy kín, ảnh hưởng đến chất lượng kết dính của thân cọc. Xi măng khuyến nghị sử dụng xi măng poóc lăng thông thường hoặc xi măng poóc lăng cấp 42.5, có thể điều chỉnh cường độ thân cọc thông qua hàm lượng xi măng, tỷ lệ nước-xi măng, v.v.

14.2.6 Do tác dụng của ép vữa áp lực, vữa khuếch tán vào đất xung quanh cọc, cải thiện tính chất của đất xung quanh cọc, đồng thời cũng cải thiện tính chất bề mặt tiếp xúc giữa cọc và đất, do đó đã xem xét hệ số hiệu chỉnh sức kháng ma sát bên. Theo các kết quả nghiên cứu trong và ngoài nước, trong thực tế kỹ thuật, đối với cọc khoan đổ bê tông, cặn lắng dễ hình thành ở đáy cọc và màng bùn tồn tại ở mặt bên cọc, dẫn đến sức kháng mũi và sức kháng ma sát bên giảm đáng kể. Tuy nhiên, đối với cọc đá dăm ép vữa, thông qua ép vữa có thể loại bỏ những nguy cơ này: vữa thẩm thấu vào đất rời ở đáy cọc, thông qua các tác dụng đầm chặt, cố kết, lấp đầy, thay thế, v.v., cải thiện tính chất vật lý và hóa học của đất; vữa có thể lấp đầy những chỗ tiếp xúc không tốt giữa thành cọc và đất xung quanh, từ đó làm cho mặt bên cọc tiếp xúc tốt với đất xung quanh; đồng thời, thông qua quá trình thủy phân, thủy hóa của vữa xi măng, phản ứng giữa hạt sét và sản phẩm thủy hóa của xi măng, quá trình cacbonat hóa, có thể tăng cường lực kết dính giữa thân cọc và đất xung quanh, từ đó nâng cao sức kháng ma sát bên. Theo kết quả nghiên cứu của nhóm biên soạn quy trình này, do tác dụng của ép vữa, sức kháng ma sát bên có thể tăng hơn 30%, quy trình này lấy hệ số an toàn, hệ số hiệu chỉnh sức kháng ma sát bên lấy từ 1.0~1.2.

14.2.7 Phạm vi khuếch tán của vữa có mối quan hệ chặt chẽ với hệ số thấm của đất. Nghiên cứu cho thấy, trong đất cát, tác dụng ép vữa của cọc đá dăm chủ yếu là kết dính sau khi thẩm thấu. Trong đất sét, tác dụng ép vữa của cọc đá dăm chủ yếu là đầm chặt. Thông qua thử nghiệm hiện trường và kết quả nghiên cứu của các nghiên cứu trước đây, đã xác định tính chất của đất trong vùng gia cố vữa, trong vùng gia cố vữa, cường độ đất lớn hơn đất nguyên trạng nhưng nhỏ hơn thân cọc. Sau khi xử lý bằng cọc đá dăm ép vữa, cường độ đất giữa các cọc thường tăng từ 10%~30%. Để đảm bảo an toàn, quy trình này đặt hệ số tăng cường sức chịu tải của đất xung quanh cọc là 10%. Do đó, hệ số chiết khấu sức chịu tải của đất giữa các cọc

• 214 •

14.2.8 Mẫu thử phải được lưu giữ kịp thời sau khi hoàn thành công tác phụt vữa.

14.3.2 Máy móc sử dụng để tạo cọc phải được sản xuất bởi nhà sản xuất chuyên nghiệp, việc lựa chọn thiết bị thi công đạt tiêu chuẩn là yếu tố then chốt đảm bảo chất lượng thi công. Thiết bị máy móc cho cọc đá dăm phụt vữa thường bao gồm thiết bị tạo lỗ, bơm phụt vữa, v.v., chi tiết xem Bảng thuyết minh 14.3.2-1.

Bảng thuyết minh 14.3.2-1 Thiết bị máy móc thi công cọc đá dăm phụt vữa

Số thứ tự	Tên thiết bị	Mẫu mã và quy cách	Số lượng	Công dụng
1	Thiết bị tạo lỗ (máy khoan hoặc máy tạo cọc)	—	1	Thi công tạo lỗ
2	Máy trộn vữa tốc độ cao	16 m³/h	1	Trộn vữa xi măng
3	Bơm phụt vữa	—	2	Phụt vữa áp lực
4	Máy ghi tự động quá trình phụt vữa	—	2	Ghi chép quá trình phụt vữa
5	Tỷ trọng kế	—	2	Đo tỷ trọng
6	Bơm chìm	1 kW	1	Cung cấp nước
7	Xe ô tô	5 t	1	Vận chuyển vật liệu
8	Cần cẩu	16 t	1	Cẩu vật nặng
9	Kích thủy lực	25 t	4	Lắp đặt thi công
10	Máy toàn đạc	—	1	Đo đạc
11	Máy thủy bình	—	1	Đo đạc

Thiết bị tạo lỗ nên lựa chọn máy khoan đào đất kiểu roto, trong điều kiện địa chất bất lợi có thể sử dụng máy khoan xoay tạo lỗ, các thông số kỹ thuật của thiết bị thường dùng xem Bảng thuyết minh 14.3.2-2.

Bảng thuyết minh 14.3.2-2 Thông số kỹ thuật của máy tạo lỗ thường dùng cho cọc đá dăm phụt vữa

Tên thiết bị	Mẫu mã	Đường kính lỗ khoan (mm)	Độ sâu lỗ khoan (m)	Công suất động cơ chính (kW)	Tốc độ quay cần khoan (vòng/phút)	Mô-men xoắn (kN·m)
Máy khoan đào đất kiểu roto	SJ-55	300 ~ 800	55	30	20	15
Máy khoan xoay tạo lỗ	GPS-10	300 ~ 800	60	30	44/77/139	6
	XY-4	300 ~ 800	60	30	135 ~ 1 588	5

Các thông số kỹ thuật của thiết bị phụt vữa thường dùng xem Bảng thuyết minh 14.3.2-3.

• 215 •

Bảng thuyết minh 14.3.2—3 Thông số kỹ thuật bơm vữa thường dùng cho cọc đá vữa

Tên thiết bị	Mẫu	Áp suất định mức (MPa)	Lưu lượng (m³/h)	Công suất động cơ (kW)
Bơm vữa	SGB6-10	10	6	18.5
Bơm vữa	BW-250	8	15	15

14.3.3 Quy trình và công nghệ thi công cọc đá vữa được thể hiện trong Sơ đồ thuyết minh 14.3.3—1 và Hình 14.3.3—2, các bước thi công cụ thể bao gồm các nội dung sau:

1. Chuẩn bị thi công

Căn cứ yêu cầu thiết kế và điều kiện địa chất, thiết lập các thông số công nghệ thi công và xác định phương án thi công hoặc thiết kế tổ chức thi công. Tập kết nhân lực, thiết bị, vật liệu vào hiện trường, tổ chức giao nhận kỹ thuật và an toàn thi công.

2. San gạt mặt bằng

Căn cứ tình hình hiện trường, tiến hành san gạt mặt bằng, dọn dẹp các chướng ngại vật trên bề mặt. Trường hợp nền đất yếu không đủ khả năng chịu tải cho thiết bị khoan cọc, cần tiến hành rải đá dăm, đá vụn lên bề mặt đất để tạo điều kiện cho thiết bị thi công vào vị trí và di chuyển linh hoạt.

3. Định vị và bố trí tuyến

Căn cứ bản vẽ thiết kế xác định tim tuyến cọc và điểm tim cọc, dùng thép cắm vào điểm tim cọc và rải vôi trắng làm dấu hiệu nhận biết rõ ràng. Sai số vị trí cọc là mm.

4. Đưa thiết bị tạo lỗ vào vị trí và tạo lỗ

Có thể sử dụng máy khoan hoặc máy ép cọc để tạo lỗ, sau khi thiết bị vào hiện trường, tiến hành lắp ráp theo bản vẽ lắp đặt.

Đưa thiết bị tạo lỗ vào vị trí theo điểm tim cọc. Sau khi thiết bị tạo lỗ vào vị trí, cần điều chỉnh cho cân bằng, nhân viên thi công cần kiểm tra độ thẳng đứng từ hai hướng vuông góc với nhau ở mặt trước và mặt bên của thiết bị tạo lỗ bằng dây dọi hoặc dùng thước nước trên bệ thiết bị để kiểm tra, kịp thời điều chỉnh vị trí thiết bị tạo lỗ, đảm bảo máy móc thẳng đứng và mũi khoan trùng với điểm tim cọc.

Khi bắt đầu tạo lỗ, tiến hành khoan từ chậm đến nhanh, đồng thời kiểm tra sai số tạo lỗ và điều chỉnh kịp thời. Trong quá trình tạo lỗ, nếu phát hiện máy móc rung lắc hoặc khó khoan, cần giảm tốc độ khoan để tránh lỗ khoan bị lệch, dịch chuyển và hư hỏng máy móc.

5. Tạo lỗ khoan

Trong quá trình tạo lỗ, nhân viên thi công cần thường xuyên kiểm tra độ thẳng đứng của thiết bị tạo lỗ, phát hiện lệch nghiêng phải kịp thời điều chỉnh để đảm bảo độ thẳng đứng của lỗ khoan. Độ sâu tạo lỗ phải đáp ứng yêu cầu thiết kế, có thể sử dụng phương pháp đánh dấu kích thước trên cột đứng của thiết bị tạo lỗ hoặc các phương pháp khác để kiểm soát độ sâu thi công. Đất đá đào lên trong quá trình tạo lỗ phải được dọn dẹp kịp thời để đảm bảo đường giao thông trong công trường thông thoáng, bằng phẳng.

Thông thường sử dụng máy khoan để tạo lỗ, dùng dung dịch bentonite tự nhiên để giữ thành lỗ. Trong trường hợp thành lỗ khó giữ ổn định, sử dụng dung dịch bentonite nhân tạo để giữ thành lỗ. Trong thực tế ứng dụng, sử dụng bentonite trộn với kiềm để tạo dung dịch bentonite nhân tạo giữ thành lỗ, tỷ trọng tương đối của dung dịch được kiểm soát trong một phạm vi nhất định.

5. Đặt ống vách

Để ngăn ngừa sụp miệng lỗ trong quá trình tạo lỗ và đổ đá, đồng thời ngăn ngừa mất dung dịch trong quá trình phụt vữa, cần đặt ống vách dài 60 cm ~ 100 cm tại miệng lỗ.

6. Đặt ống phụt vữa

Sau khi tạo lỗ xong, tiến hành đặt ống phụt vữa.

7. Đổ đá và rửa lỗ

Sau khi khoan xong, tiến hành rửa lỗ hai lần. Lần rửa lỗ thứ nhất được thực hiện sau khi khoan xong và trước khi đổ đá. Lần rửa lỗ thứ hai được thực hiện trong quá trình đổ đá, tức là vừa đổ đá vừa rửa lỗ, hai lần rửa lỗ có tiêu chuẩn hoàn thành khác nhau dựa trên tỷ trọng tương đối của dung dịch. Trong quá trình đổ đá, để ngăn ngừa đá va chạm vào thành lỗ gây sụp lỗ, cần sử dụng thiết bị dẫn hướng đổ đá chuyên dụng để hướng dẫn đá rơi, thiết bị này có tác dụng ngăn chặn các tạp vật khác rơi vào lỗ khoan và đảm bảo đá rơi thẳng xuống đáy lỗ.

8. Phụt vữa áp lực

Xi măng sử dụng loại xi măng poóc lăng thông thường có cấp độ bền không thấp hơn 42.5, cát sử dụng cát mịn. Các thông số của dung dịch vữa chủ yếu bao gồm tỷ lệ phối trộn, tỷ lệ nước-xi măng. Tỷ lệ nước-xi măng của vữa xi măng được kiểm soát trong khoảng 0,5 ~ 0,6, và sử dụng thích hợp các phụ gia như chất giảm nước và các vật liệu phụ gia như tro bay. Các thông số của dung dịch vữa được xác định bởi thiết kế (thí nghiệm trong phòng trước khi thi công).

Phụt vữa cho cọc vữa đá trước hết phải làm cho dung dịch vữa lấp đầy các khoảng trống giữa các hạt đá trong lỗ để kết dính thành cọc. Thứ hai, một phần dung dịch vữa sẽ khuếch tán vào đất xung quanh, gia cố đất xung quanh cọc bằng cách phụt vữa, nâng cao cường độ của đất nền tự nhiên. Quá trình phụt vữa có thể được kiểm soát bằng lượng vữa phụt, và sử dụng phương pháp vừa rút ống vừa phụt vữa.

9. Di chuyển và định vị máy

Sau khi hoàn thành thi công một cọc, di chuyển máy khoan đến vị trí cọc tiếp theo. Khi di chuyển máy đến vị trí cọc tiếp theo để thi công, cần kiểm tra lại vị trí cọc thi công dựa trên trục hoặc vị trí các cọc xung quanh, đảm bảo vị trí cọc chính xác.

Hình minh họa 14.3.3—1 Quy trình thi công cọc vữa đá dăm

Hình minh họa 14.3.3—2 Công nghệ thi công cọc vữa đá dăm

14.3.4 Lựa chọn công nghệ tạo lỗ bằng phương pháp khoan xoay lấy đất, chủ yếu nhằm giảm thiểu ô nhiễm môi trường do vữa bentonite và nâng cao chất lượng tạo cọc vữa. Thiết bị thi công khuyến nghị sử dụng máy khoan lấy đất đơn giản loại S-55, GPS-10 hoặc XY-4. Trong tầng đất cát pha, đất pha cát thường áp dụng công nghệ khoan xoay có vữa bentonite bảo vệ thành lỗ. Khi khoảng cách giữa các lỗ cọc nhỏ hoặc dễ xảy ra hiện tượng thông lỗ, thông vữa, cần áp dụng phương pháp thi công nhảy lỗ xen kẽ. Sau khi khoan xong phải tiến hành làm sạch lỗ, trước khi đổ vật liệu cần kiểm tra tỷ trọng vữa bentonite.

Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt TB 10106-2023

Mật độ phải nhỏ hơn 1,05, nếu không lỗ rỗng của cốt liệu thô sẽ không thông thoáng, ảnh hưởng đến lượng vữa xi măng bơm vào và cường độ cố kết.

14.3.5

Để ngăn ngừa tắc ống bơm vữa, đáy ống bơm vữa cần được bịt kín bằng băng keo, đồng thời không nên sử dụng ống có đường kính quá nhỏ. Khuyến nghị sử dụng ống mạ kẽm và ống thép, không khuyến nghị sử dụng ống PVC.

14.3.6

Sau khi đá dăm trong lỗ lắng xuống, cần kịp thời bổ sung vật liệu để tránh cao độ đỉnh cọc không đủ. Lượng vữa xi măng bơm vào được tính toán dựa trên thể tích lỗ khoan thiết kế, độ rỗng của đá dăm và hệ số đầy đặn của lỗ, đồng thời kết hợp với tình hình cọc thử để xác định các thông số thi công. Cần thực hiện nghiêm túc công đoạn bơm vữa bổ sung lần hai, và sử dụng máy đầm rung để đầm chặt đỉnh cọc, làm cho đỉnh cọc được đầm chặt. Do trong quá trình bơm vữa gây ra rung động, một lượng đá dăm ở phần miệng lỗ sẽ lắng xuống, vì vậy trong quá trình ép vữa cần dần dần bổ sung đá dăm lên đỉnh cọc.

14.4.2, 14.4.3

Chất lượng thân cọc có mối quan hệ mật thiết với sức chịu tải của cọc. Việc đào mở đầu cọc tại hiện trường chủ yếu để quan sát sự hình thành của cọc. Phương pháp sóng phản xạ biến dạng thấp chủ yếu được sử dụng để kiểm tra tính toàn vẹn của thân cọc đá dăm bơm vữa và chất lượng của thể vữa gia cố đá dăm. Sau khi tạo cọc đá dăm bơm vữa, cường độ thân cọc tương đối cao, như trên tuyến đường sắt liên thành phố Thượng Hải-Nam Kinh, cường độ chịu nén của thể vữa gia cố đá dăm đạt 20,44 MPa ~ 21,38 MPa, hiệu quả kiểm tra bằng phương pháp biến dạng thấp tốt. Khi kiểm tra bằng phương pháp biến dạng thấp có nghi vấn, tiến hành kiểm tra bằng phương pháp khoan lấy lõi. Phương pháp khoan lấy lõi có thể quan sát trực quan chất lượng bề ngoài của thể vữa gia cố đá dăm trong thân cọc, đồng thời có thể chế tạo mẫu lõi để tiến hành thí nghiệm cường độ, là một trong những phương pháp kiểm tra đáng tin cậy. Đối với cọc đá dăm bơm vữa, khuyến nghị khoan lấy lõi ở tâm, đồng thời cần chú ý kiểm soát độ thẳng đứng của lỗ khoan lấy lõi và thân cọc.

15.1.1

Móng composite cọc xi măng tro bay đá dăm (cọc CFG) và cọc bê tông thông thường có đặc điểm là khả năng nâng cao sức chịu tải lớn, biến dạng nền đất nhỏ, và có phạm vi ứng dụng rộng, vừa có thể áp dụng cho nền đường sắt, vừa có thể sử dụng cho móng của các loại công trình kết cấu khác nhau. Về tính thích hợp với nền đất, hiện nay đã được ứng dụng thành công cho nền đất sét, đất bột, đất cát, đất đá dăm, đất phong hóa và đất đắp thông thường đã cố kết, không áp dụng cho nền đất bùn, đất than bùn ở trạng thái chảy dẻo. Đối với đất bùn sét, đất than bùn và khi trong nền đất có lẫn đá tảng, đá dăm, sỏi có kích thước hạt lớn, cần xác định tính thích hợp dựa trên kinh nghiệm địa phương hoặc thông qua thí nghiệm hiện trường.

Tuyến đường sắt cao tốc Trịnh Châu-Tây An đã sử dụng cọc CFG có đường kính nhỏ, khoảng cách nhỏ để gia cố đất hoàng thổ có tính lún ướt, sức chịu tải được nâng cao từ 1,4 đến 2,0 lần, độ lún sau thi công đáp ứng yêu cầu của đường ray không đá ballast, cung cấp một hướng đi mới cho việc xử lý nền đất hoàng thổ có tính lún ướt.

· 219 ·

Tiêu chuẩn kỹ thuật xử lý nền đường sắt TB 10106-2023

Cọc ren (thanh) thích hợp cho các lớp đất sét, đất bột, đất cát, đất dăm (sỏi), đất phong hóa sót và đá phong hóa hoàn toàn~mạnh, không thích hợp sử dụng trong đất yếu và các lớp đất không ổn định.

Trình tự thi công cọc ren (thanh): san phẳng mặt bằng → đo đạc định vị → di chuyển máy vào vị trí → điều chỉnh máy khoan cân bằng → khoan tạo lỗ → rút khoan tạo ren và đổ bê tông → rút khoan quét ren và đổ bê tông → hoàn thành đổ bê tông → dọn dẹp đầu cọc → đầm đầu cọc → đào mũ cọc → đổ bê tông mũ cọc.

Theo yêu cầu của công trình xử lý, cọc ren (thanh) cũng có thể được bố trí cốt thép.

Nền móng composite cọc ống đường kính lớn (tường mỏng) đúc tại chỗ và cọc hình chữ X đúc tại chỗ thích hợp để xử lý nền đất sét, đất bột, đất bùn, đất cát rời hoặc chặt vừa và đất đắp không gia cố. Đối với nền đất yếu có sức kháng cắt theo thí nghiệm cắt cánh nhỏ hơn 10 kPa, nền đất yếu trên sườn dốc và khi nước ngầm có tính xâm thực, cần xác định tính thích hợp dựa trên kinh nghiệm địa phương hoặc thí nghiệm hiện trường.

Trong công trình ga Nam Kinh Nam tuyến liên lạc Tiên Tây đường sắt cao tốc Bắc Kinh - Thượng Hải, cọc ống bê tông đường kính lớn đúc tại chỗ được sử dụng để gia cố nền đất yếu, đường kính cọc 1 000 mm, bề dày thành 150 mm, sử dụng bê tông C25, chiều dài cọc thiết kế 10 m~15 m, bố trí theo hình vuông, khoảng cách giữa các cọc 2,5 m, trên đỉnh cọc bố trí tấm đan hình tròn kích thước 1,2 m, phần đỉnh cọc bố trí lớp đệm đá dăm dày 60 cm, lớp đệm được gia cường bằng hai lớp lưới địa kỹ thuật. Sau khi gia cố, sức chịu tải của nền và độ lún sau thi công đều đáp ứng yêu cầu thiết kế.

15.1.2

Cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường có cường độ cao, khi thiết kế đặt đầu cọc trên lớp đất tương đối tốt có thể phát huy tốt sức kháng mũi cọc, nâng cao sức chịu tải của cọc đơn, đồng thời kiểm soát hiệu quả độ lún. Đối với lớp đất yếu dày, khi khó xuyên qua, ngoài việc kiểm tra tính toán, còn cần tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác minh.

15.2.2

Việc lựa chọn đường kính cọc liên quan đến công nghệ thi công, đối với cọc CFG thi công bằng phương pháp khoan xoắn dài và đóng cọc bằng ống rung, đường kính cọc thường là (400\mathrm{mm}\sim 600\mathrm{mm}); đối với cọc bê tông thường thi công bằng phương pháp khoan lỗ có dung dịch bentonite bảo vệ thành, đường kính cọc thường là (600\mathrm{mm}\sim 800\mathrm{mm}); đối với cọc ren (thanh), đường kính cọc thường là (300\mathrm{mm}\sim 800\mathrm{mm}); đối với cọc ống đường kính lớn đúc tại chỗ, đường kính ngoài (d_{n}) thường là (1000\mathrm{mm}\sim 1200\mathrm{mm}), bề dày thành thường là (120\mathrm{mm}\sim 150\mathrm{mm}), các thông số mặt cắt như minh họa trong hình thuyết minh 15.2.2-1, xem bảng thuyết minh 15.2.2-1; đối với cọc hình chữ X đúc tại chỗ, các thông số mặt cắt và kích thước như minh họa trong hình thuyết minh 15.2.2-2, xem bảng thuyết minh 15.2.2-2.

· 220 ·

Hình minh họa 15.2.2—1 Sơ đồ tham số tiết diện cọc ống đường kính lớn đúc tại chỗ

Bảng minh họa 15.2.2—1 Kích thước tiết diện ngang điển hình của cọc ống đường kính lớn đúc tại chỗ

Số thứ tự	Đường kính ngoài (mm)	Đường kính trong (mm)	Độ dày thành (mm)	Diện tích tiết diện (m²)	Chu vi ngoài (mm)
1	1 000	760	120	0.331 8	3 141.6
2	1 000	700	150	0.400 6	3 141.6
3	1 200	900	150	0.494 8	3 769.9

Hình minh họa 15.2.2—2 Sơ đồ tham số tiết diện cọc hình chữ X đúc tại chỗ

• 221 •

Bảng thuyết minh 15.2.2—2 Kích thước tiết diện cọc hình chữ X đúc tại chỗ

Đường kính bao ngoài (mm)	Khoảng cách giữa hai đỉnh cung (mm)	Góc tâm cung lõm (°)	Chu vi (m)	Diện tích tiết diện ngang (m²)	Đường kính tương đương tiết diện tròn (mm)
513.8	120	130	1.824	0.1116	377
622.8	120	130	2.219	0.1425	426

15.2.3 Việc lựa chọn khoảng cách giữa các cọc cần được xác định dựa trên sức chịu tải của nền đất composite theo yêu cầu thiết kế, biến dạng, tính chất đất và công nghệ thi công.

Khoảng cách giữa các cọc theo thiết kế trước hết phải đáp ứng yêu cầu về sức chịu tải và biến dạng. Từ góc độ thi công, việc lựa chọn khoảng cách giữa các cọc lớn hơn có thể giảm thiểu ảnh hưởng bất lợi của cọc mới đến cọc đã thi công.

Xét về tính nén chặt (hoặc rung chặt) của đất, thông thường đất được phân thành các loại sau:

Đất có hiệu quả nén chặt (hoặc rung chặt) tốt, như cát mịn rời, đất bụi, đất đắp nhân tạo, v.v.;
Đất có thể nén chặt (hoặc rung chặt), như đất sét pha dẻo mềm~cứng, cát mịn hơi chặt, v.v.;
Đất không thể nén chặt (hoặc rung chặt), như đất sét mềm bão hòa hoặc đất sét cứng, cát chặt, v.v.

Xét về công nghệ thi công tạo cọc, có thể chia thành hai loại:

(1) Công nghệ tạo cọc có tác dụng đẩy đất: công nghệ thi công gây xáo trộn hoặc nén chặt đất giữa các cọc, như cọc CFG thi công bằng máy đóng cọc ống thép rung, cọc ren (thanh), cọc ống lớn đúc tại chỗ, cọc hình chữ X đúc tại chỗ, v.v.

(2) Công nghệ tạo cọc không đẩy đất (hoặc đẩy đất một phần): công nghệ thi công không gây xáo trộn hoặc nén chặt đất giữa các cọc, như tạo cọc bằng máy khoan xoắn ốc dài, tạo lỗ bằng khoan có dung dịch bentonite bảo vệ thành, v.v.

Đối với đất không thể nén chặt và công nghệ tạo cọc có tác dụng đẩy đất, thường sử dụng khoảng cách giữa các cọc lớn hơn.

Trong điều kiện đáp ứng yêu cầu về sức chịu tải và biến dạng, có thể điều chỉnh khoảng cách giữa các cọc bằng cách thay đổi chiều dài cọc. Khi thi công bằng công nghệ tạo cọc không đẩy đất hoặc đẩy đất một phần, khoảng cách giữa các cọc thường lấy từ 3~5 lần đường kính cọc; khi thi công bằng công nghệ tạo cọc có tác dụng đẩy đất, khoảng cách giữa các cọc có thể tăng lên thích hợp, thường lấy từ 3~6 lần đường kính cọc; khoảng cách giữa các cọc ống lớn đúc tại chỗ thường lấy từ 2.5~3.5 lần đường kính cọc. Đối với các lớp đất bụi bão hòa, cát mịn, bùn, đất bùn yếu, để ngăn ngừa hiện tượng trồi lỗ, co thắt cổ cọc, đứt gãy cọc và giảm thiểu ảnh hưởng bất lợi của cọc mới đến cọc đã thi công, thường sử dụng khoảng cách giữa các cọc lớn hơn.

15.2.5 Việc mở rộng đầu cọc hoặc mũ cọc trong nền đất composite đường sắt có các tác dụng sau:

(1) Giảm biến dạng xuyên cọc tại đỉnh cọc.

• 222 •

(2) Làm cho phân bố ứng suất tại đỉnh cọc trở nên đồng đều hơn.

(3) Phát huy đầy đủ ưu điểm sức chịu tải đơn cọc cao của cọc bê tông không cốt thép, tăng hiệu quả khoảng cách giữa các cọc.

Đối với cọc ống đường kính lớn đổ tại chỗ, có thể đào đất lõi cọc sâu 50 cm và đổ bù bê tông cùng cấp độ bền để tạo mũ cọc, hoặc có thể bố trí mũ cọc có đường kính lớn hơn đường kính cọc.

15.2.6 Điều này bổ sung hệ số chiết giảm sức kháng mũi cọc cho phép , chủ yếu xem xét đến sự phát huy sức kháng mũi cọc có liên quan chặt chẽ đến tính chất truyền tải tải trọng của cọc, chiều dài cọc và độ cứng tương đối giữa cọc và đất. Trong trường hợp thông thường lấy bằng 1.0, khi chiều dài cọc quá lớn ảnh hưởng đến sự phát huy sức chịu tải của mũi cọc thì giảm thích hợp.

Khi thiết kế, có thể xác định sức chịu tải đơn cọc cho phép dựa trên mối quan hệ kinh nghiệm giữa chỉ tiêu vật lý của đất và các thông số sức chịu tải:

(1) Cọc CFG, cọc bê tông đổ tại chỗ

Sức chịu tải thẳng đứng đơn cọc cho phép chủ yếu do sức kháng bên và sức kháng mũi tạo thành, thường tính theo công thức sau:

(2) Cọc ren (cọc thân có ren)

Sức chịu tải thẳng đứng đơn cọc cho phép chủ yếu do sức kháng bên đoạn thân thẳng (nếu có đoạn thân thẳng), sức kháng bên đoạn ren và sức kháng mũi tạo thành, sức kháng bên đoạn thân thẳng và sức kháng mũi thường tính theo công thức (thuyết minh 15.2.6-1), do cơ chế chịu lực của đoạn ren khác biệt nên cách tính có sự khác biệt lớn.

Sức kháng bên của đoạn ren là do lực khớp cơ học giữa ren cọc và đất thể hiện thông qua sức kháng cắt của đất thành hố cọc, ngoài sức kháng bên giữa đất và mặt ngoài ren cọc, còn bao gồm sức kháng cắt của đất giữa các ren, sức kháng bên tương đương tính theo công thức sau:

Trong đó:
—— sức kháng bên tương đương của từng đoạn cọc ren (kPa);
—— ứng suất pháp tuyến của đất (kPa);
—— lực dính của đất (kPa);
—— góc ma sát trong của đất (°).

• 223 •

Đối với sức kháng cắt bên của cọc thẳng thông thường, sử dụng công thức Berrum để tính toán:

Trong đó:
— sức kháng cắt bên của cọc thẳng thông thường;
— hệ số áp lực ngang của đất;
— ứng suất hiệu quả theo phương đứng của đất (kPa);
— góc ma sát giữa cọc và đất (°).

Theo đó, tỷ số giữa sức kháng cắt bên của cọc xoắn và cọc thông thường được xác định như sau:

(Chú thích 15.2.6—4)

Trong đó:
— tỷ lệ diện tích mặt bên ren;
— hệ số hiệu chỉnh sức kháng cắt bên giới hạn tương đương của cọc so với sức kháng cắt bên giới hạn của cọc khoan khô.

Giá trị được tính toán dựa trên kích thước cọc xoắn thông dụng, xem Bảng chú thích 15.2.6—1.

Bảng chú thích 15.2.6—1 Kích thước cọc xoắn thông dụng và giá trị

Đường kính trong cọc xoắn (mm)	Đường kính ngoài cọc xoắn (mm)	Bước ren (mm)	Chiều rộng ren (mm)	m
300	400	350/400	50	0.15/0.13
300	500	350/400	100	0.29/0.26
377	500	350/400	61.5	0.17/0.15
377	500	440	61.5	0.14
377	550	440	86.5	0.20
377	600	440	111.5	0.26
480	700	500	110	0.27

Theo nghiên cứu của Randolph, góc ma sát giữa cọc và đất bằng . Với , tính toán được giá trị , Bảng chú thích 15.2.6—2 thể hiện giá trị tương ứng với các góc ma sát trong khác nhau của đất nền.

• 224 •

Bảng thuyết minh 15.2.6—2 Giá trị tương ứng với góc ma sát trong của các loại đất nền khác nhau

Góc ma sát trong
5°	3.3°	1.54	1.43
10°	6.5°	1.55	1.44
15°	9.8°	1.56	1.45
20°	13.0°	1.58	1.46
25°	15.3°	1.60	1.48
30°	19.5°	1.63	1.50
35°	22.8°	1.67	1.54
40°	26.0°	1.72	1.58
45°	29.3°	1.79	1.63

Theo thống kê tổng hợp tài liệu và phân tích lý thuyết, giá trị kinh nghiệm của được đề xuất lấy trong khoảng 1.2~1.5.

Trong đó là hệ số điều chỉnh giá trị sức kháng ma sát bên giới hạn tương đương của thân cọc so với giá trị sức kháng ma sát bên giới hạn của cọc khoan khô, thường được xác định dựa trên kinh nghiệm công trình. Đối với cọc vít (cọc thanh ren), đoạn thân thẳng lấy bằng 1.0, đoạn ren lấy bằng 1.2~1.5; khi đất xung quanh đoạn ren chủ yếu là đất cát thì lấy giá trị cao, chủ yếu là đất sét dính thì lấy giá trị thấp, ở vùng đất yếu lấy bằng 1.0.

(3) Cọc ống đường kính lớn đúc tại chỗ, cọc X đúc tại chỗ

Đối với cọc ống đường kính lớn đúc tại chỗ, là chu vi ngoài, tức là

Đối với cọc X đúc tại chỗ, là chu vi toàn bộ tiết diện hình X, tức là

Hệ số điều chỉnh giá trị sức kháng ma sát bên giới hạn của cọc X đúc tại chỗ được gây ra bởi hiệu ứng hình dạng bất đối xứng của sức kháng bên, liên quan đến sự phân bố ứng suất không đều tại các đoạn cung lõm và lồi xung quanh cọc X.

• 225 •

Nghiên cứu cho thấy, các loại cọc hình chữ X đều tồn tại hiệu ứng hình dạng đặc biệt, trường ứng suất xung quanh cọc X có sự khác biệt lớn so với cọc tròn. Đối với cọc tròn, phân bố ứng suất pháp tuyến dọc theo chu vi cọc là đồng đều. Đối với cọc X, trong phạm vi khoảng 1 lần đường kính cọc, các đơn vị đất xung quanh cọc xảy ra sự xoay trục ứng suất chính, khiến cho các đơn vị đất sát cọc trong vùng cung lõm của chu vi cọc X hình thành vòm ứng suất. Nói cách khác, do hiệu ứng vòm ứng suất bên trong đoạn cung lõm của cọc X, ứng suất pháp tuyến xung quanh cọc X phân bố không đồng đều. Chính vì sức kháng ma sát bên trong phạm vi chu vi cọc X không phân bố đồng đều, hiệu ứng hình dạng đặc biệt dẫn đến sức kháng ma sát bên trung bình không bằng với cọc tròn. Kết quả nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm cho thấy, liên quan đến tính chất đất, mức ứng suất, kích thước tiết diện và các yếu tố khác, giá trị của nó nằm trong khoảng 0,9 ~ 1,0, để đảm bảo an toàn, quy trình này lấy bằng 0,9.

15.2.7 Tỷ lệ thay thế diện tích của cọc ống đường kính lớn đổ tại chỗ là tỷ lệ thay thế diện tích tiết diện ròng của thân cọc hình vành khuyên, là diện tích tiết diện thân cọc hình vành khuyên, tính theo công thức sau:

Đối với cọc X đổ tại chỗ, diện tích tiết diện thân cọc tính theo công thức sau:

(Thuyết minh 15.2.7-2)

Hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc chịu ảnh hưởng của nhiều yếu tố, giá trị của phụ thuộc vào độ dày lớp đệm, chiều dài cọc, tỷ lệ thay thế diện tích, cường độ thân cọc và các yếu tố khác.

Về giá trị hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc đối với cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường, các quy phạm có sự khác biệt nhỏ. Ví dụ, trong Quy phạm kỹ thuật nền móng composite GB/T 50783—2012, phương pháp xác định là: “có thể kết hợp với điều kiện công trình cụ thể để lấy giá trị theo kinh nghiệm địa phương, khi không có kinh nghiệm địa phương, có thể lấy từ 0,65 ~ 0,9”; trong Quy phạm kỹ thuật xử lý nền móng công trình JGJ 79—2012, phương pháp xác định là: “phải lấy giá trị theo kinh nghiệm địa phương, khi không có kinh nghiệm có thể lấy từ 0,9 ~ 1,0, khi tỷ số chiều dày trên đường kính lớp đệm lớn thì lấy giá trị lớn”; trong Quy trình kỹ thuật thiết kế và thi công đắp nền đường trên đất yếu (JTG/T D31-02-2013), phương pháp xác định là: “khi giá trị đặc trưng sức chịu tải của đất dưới mũi cọc chưa hiệu chỉnh lớn hơn giá trị đặc trưng sức chịu tải của đất xung quanh cọc

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên môn sang tiếng Việt:

Khi giá trị đặc trưng sức chịu tải của đất nền cọc chưa hiệu chỉnh lớn hơn giá trị trung bình của đất xung quanh cọc, có thể lấy hệ số 0,1~0,4, trường hợp chênh lệch lớn thì lấy giá trị thấp; khi giá trị đặc trưng sức chịu tải của đất nền cọc chưa hiệu chỉnh nhỏ hơn hoặc bằng giá trị trung bình của đất xung quanh cọc, có thể lấy hệ số 0,5~0,9, trường hợp chênh lệch lớn hoặc có bố trí lớp đệm thì lấy giá trị cao”.

Tổng hợp lại, đề xuất hệ số giảm sức chịu tải của đất giữa các cọc β lấy trong khoảng 0,75~0,95.

15.2.8 Cường độ của cọc trong nền đất composite là điều kiện cần thiết để đảm bảo nền đất composite hoạt động ổn định, cần đảm bảo độ an toàn của nó. Trên cơ sở lý thuyết độ tin cậy trong thiết kế của các tiêu chuẩn vật liệu liên quan, lần sửa đổi này đã nâng cao yêu cầu thiết kế về cường độ cọc một cách thích hợp.

15.2.9 Độ lún của nền đất composite cọc xi măng tro bay cát sỏi và cọc bê tông thường được tính toán theo các quy định liên quan tại Mục 3.4 của Quy trình này.

Đường sắt cao tốc Trịnh Châu–Từ Châu (Trịnh Từ khách chuyên) đã tiến hành so sánh giá trị độ lún lý thuyết (tính toán theo phương pháp truyền thống, phương pháp L/3, phương pháp Quy phạm cầu đường sắt và phương pháp Quy phạm thiết kế nền móng công trình xây dựng) với giá trị độ lún thực đo tại hiện trường đối với nền đất composite lưới cọc CFG. Kết quả cho thấy: giá trị độ lún tính toán theo phương pháp truyền thống và phương pháp L/3 lớn hơn giá trị độ lún thực đo; giá trị độ lún tính toán theo phương pháp Quy phạm cầu đường sắt và phương pháp Quy phạm thiết kế nền móng công trình xây dựng nhỏ hơn giá trị độ lún thực đo, và kết quả tính toán của hai phương pháp này rất gần nhau.

Đối với dự báo biến dạng lún của nền đất composite, nghiên cứu của Trịnh Từ khách chuyên về cọc CFG và cọc vít đều chỉ ra rằng: việc sử dụng phương pháp đường cong hyperbol để dự báo độ lún có hệ số tương quan hồi quy lớn hơn 0,95, phương pháp dự báo có độ chính xác cao.

15.3.1 Lần này bổ sung yêu cầu về thí nghiệm công nghệ.

Cọc xi măng tro bay cát sỏi và cọc bê tông thường bao gồm nhiều loại cọc như cọc CFG, cọc bê tông đúc tại chỗ, cọc ren (vít), cọc ống thành mỏng đường kính lớn đúc tại chỗ, cọc hình chữ X đúc tại chỗ, và có nhiều phương pháp thi công như khoan xoắn dài, rung chấn, ép tĩnh. Do yêu cầu thi công khác nhau đối với các tầng địa chất khác nhau, cần tiến hành thí nghiệm công nghệ trước để đảm bảo chất lượng tạo cọc.

15.3.3 Thi công cọc xi măng tro bay cát sỏi và cọc bê tông thường cần lựa chọn công nghệ thi công dựa trên yêu cầu thiết kế, tính chất đất nền hiện trường, mực nước ngầm, điều kiện khu vực xung quanh có dân cư hay không, có thiết bị nhạy cảm với rung động hay không, và nhiều yếu tố khác. Kết hợp kinh nghiệm thi công địa kỹ thuật trong xây dựng dân dụng và đường bộ, đưa ra bốn công nghệ thi công thường dùng như sau:

(1) Khoan lỗ bằng mũi khoan xoắn dài kết hợp bơm vật liệu thân cọc vào trong ống để tạo cọc, áp dụng cho đất sét, đất bột, đất cát; đối với khu vực có lớp cuội sỏi xen kẹp, cần xác định tính khả thi thông qua thí nghiệm hiện trường.

• 227 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên ngành sang tiếng Việt:

Trong điều kiện thi công tại khu vực đô thị có yêu cầu nghiêm ngặt về tiếng ồn hoặc ô nhiễm bùn sét, có thể ưu tiên lựa chọn công nghệ này.

(2) Đóng cọc bằng phương pháp rung ống vách và đổ bê tông tại chỗ, áp dụng cho nền đất sét pha, đất sét dính, đất đắp không gia cố và các khu vực không yêu cầu nghiêm ngặt về rung động và ô nhiễm tiếng ồn.

(3) Khoan tạo lỗ có vữa bentonite bảo vệ thành và đổ bê tông tại chỗ, áp dụng cho các lớp đất dưới mực nước ngầm như đất sét dính, đất sét pha, đất cát, đất đắp, đất cuội sỏi và tầng đá phong hóa.

(4) Cọc ren (cọc thân có ren) là một loại cọc bê tông đổ tại chỗ có hình dạng đặc biệt, được tạo lỗ bằng phương pháp ép đất bằng máy chuyên dụng và bơm bê tông tạo cọc, cũng có thể cắm lồng thép gần đầu cọc sau khi đổ bê tông để nâng cao sức chịu tải của cọc đơn. Thuộc công nghệ thi công cọc ép đất.

Khi đất nền là cát mịn rời bão hòa hoặc đất sét pha với mục đích loại bỏ hóa lỏng và nâng cao sức chịu tải của nền, lựa chọn thi công bằng máy đóng cọc rung ống vách. Công nghệ đổ bê tông cọc bằng rung ống vách thuộc phương pháp thi công cọc ép đất, có tác dụng đầm chặt (rung) đất giữa các cọc. Tuy nhiên, công nghệ này khó xuyên qua các tầng đất cứng, cát dày hoặc cuội sỏi. Khi thi công trong đất sét dính bão hòa, có thể gây hiện tượng trồi đất, làm đứt gãy các cọc đã đóng, đồng thời gây ô nhiễm rung động và tiếng ồn nghiêm trọng, bị hạn chế khi thi công tại khu dân cư đô thị. Trong trường hợp có xen kẹp các lớp đất sét cứng, có thể sử dụng máy khoan xoắn dài để tạo lỗ dẫn, sau đó dùng máy đóng cọc rung ống vách để tạo cọc.

Công nghệ khoan xoắn dài bơm ép vật liệu thân cọc trong ống, thuộc công nghệ thi công cọc không ép đất, có đặc điểm: khả năng xuyên qua đất mạnh, tiếng ồn thấp, không rung động, không ô nhiễm bùn sét, hiệu suất thi công cao và chất lượng dễ kiểm soát.

Công nghệ khoan xoắn dài và đổ bê tông tại chỗ cùng khoan xoắn dài và bơm ép tạo cọc ít ảnh hưởng đến cư dân và môi trường xung quanh khi thi công tại khu dân cư đô thị, do đó đã được ứng dụng rộng rãi trong những năm gần đây.

Đối với các tầng đất có nước áp lực trong phạm vi chiều dài cọc và tại mũi cọc, lựa chọn công nghệ khoan tạo lỗ có vữa bentonite bảo vệ thành và đổ bê tông tại chỗ. Khi mũi cọc có nước áp lực cao, nếu sử dụng công nghệ khoan xoắn dài bơm ép tạo cọc hoặc đổ bê tông bằng rung ống vách, nước áp lực sẽ thấm dọc theo thân cọc, cuốn trôi xi măng và cốt liệu mịn, làm giảm nghiêm trọng cường độ thân cọc, dẫn đến sự cố chất lượng thi công. Công nghệ khoan tạo lỗ có vữa bentonite bảo vệ thành sẽ loại bỏ điều kiện thủy lực gây thấm trong quá trình tạo lỗ, đảm bảo chất lượng cọc dễ dàng hơn.

Cọc ren (cọc thân có ren) đã tích lũy được nhiều kinh nghiệm thi công trong đất sét dính, đất sét pha, đất cát, đất cuội sỏi và đất phong hóa dư, dần được công nhận trong xây dựng công trình địa phương và đã hình thành...

• 228 •

15.3.4

(1) Đối với cọc xi măng tro bay đá dăm (CFG), khi sử dụng phương pháp đổ bê tông bằng ống đổ rung để tạo cọc, tro bay sử dụng trong cấp phối cọc thường được chọn là tro thô thu thập từ nhà máy điện. Khi sử dụng phương pháp khoan xoắn dài kết hợp bơm vật liệu trong ống để tạo cọc, nhằm tăng tính dễ thi công và khả năng bơm của vật liệu cọc, thường sử dụng tro bay cấp III hoặc cao hơn với độ mịn (phần trăm sót sàng lỗ vuông 0,045 mm) không lớn hơn 45%, lượng tro bay trong mỗi mét khối hỗn hợp vật liệu là 70 kg ~ 90 kg.

(2) Khi thi công cọc bằng phương pháp khoan xoắn dài kết hợp bơm vật liệu trong ống, độ sụt của vật liệu cọc cần được kiểm soát trong khoảng 160 mm ~ 200 mm, điều này chủ yếu nhằm đảm bảo việc vận chuyển vật liệu cọc trong quá trình thi công được thuận lợi. Nếu độ sụt quá lớn, dễ gây ra hiện tượng tách nước, phân tầng, dưới tác dụng của áp lực bơm, cốt liệu và vữa xi măng bị phân tách, dẫn đến tắc ống; nếu độ sụt quá nhỏ, tính lưu động của vật liệu cọc kém, cũng dễ gây tắc ống. Khi đổ bê tông bằng ống đổ rung để tạo cọc, nếu độ sụt của vật liệu cọc quá lớn, lượng vữa nổi trên đỉnh cọc quá nhiều sẽ làm giảm cường độ của cọc.

(3) Khi thi công cọc bằng phương pháp khoan xoắn dài kết hợp bơm vật liệu trong ống, cần nắm chính xác thời điểm rút cần khoan. Sau khi khoan vào đất đến cao độ xác định, bắt đầu bơm vật liệu cọc, không khí trong ống được thoát ra qua van xả khí, khi vật liệu cọc trong cần khoan và ống dẫn liên tục thì tiến hành rút cần. Nếu rút cần quá muộn, dưới áp lực bơm, vữa xi măng ở đầu khoan bị ép ra ngoài, dễ gây tắc đường ống. Cấm rút cần khoan trước khi bơm vật liệu cọc, tránh gây ra hiện tượng đất rời ở đầu cọc hoặc vật liệu cọc bị phân tầng ở đầu cọc, làm giảm sức kháng mũi cọc. Trong quá trình rút cần khoan, cần duy trì liên tục

• 229 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo yêu cầu:

Vật liệu bơm, đặc biệt trong các lớp đất cát bão hòa và đất bột bão hòa, không được dừng bơm để chờ vật liệu, tránh gây ra hiện tượng phân tầng vật liệu cọc, co thắt thân cọc và đứt cọc. Hiện nay, thi công chủ yếu sử dụng 2 máy trộn cưỡng bức dung tích 0,5 m³, đáp ứng yêu cầu thi công. Thi công cọc đổ tại chỗ bằng phương pháp đóng cọc ống rung cần kiểm soát tốc độ rút ống; tốc độ rút ống quá nhanh dễ gây ra đường kính cọc nhỏ hơn hoặc hiện tượng co thắt, đứt cọc. Công ty TNHH Đầu máy toa xe Nam Kinh Phố Trấn (Trung Quốc) đã tiến hành thí nghiệm với ba tốc độ rút ống khác nhau cho thấy: khi tốc độ rút ống là 1,2 m/phút, đường kính cọc sau khi tạo thành là 380 mm (đường kính ống đóng là 377 mm); khi tốc độ rút ống là 2,5 m/phút, khoảng 0,2 m³ vật liệu hỗn hợp bị kéo lên mặt đất sau khi rút ống, đường kính cọc sau khi tạo thành là 360 mm; khi tốc độ rút ống là 0,8 m/phút, lượng vữa nổi trên đỉnh cọc sau khi tạo thành tương đối nhiều. Qua thực tiễn thi công nhiều công trình, nhận thấy tốc độ rút ống kiểm soát trong khoảng 1,2 m/phút ~ 1,5 m/phút là phù hợp.

(4) Trong phạm vi chiều dài cọc có đất bột bão hòa, cát mịn bão hòa, bùn và đất bùn yếu, khi khoảng cách cọc nhỏ, mũi khoan của cọc mới thi công sẽ gây ra sự xáo trộn cắt đối với đất xung quanh cọc đã thi công, phá hủy cường độ cấu trúc đất, làm giảm lực ràng buộc bên của đất xung quanh cọc, khiến thân cọc ở trạng thái chảy tràn ra bên và đỉnh cọc bị lún xuống, tức là xảy ra hiện tượng gọi là "chảy hố". Trong quá trình thi công, cần giám sát cao độ đỉnh cọc đã thi công, khi phát hiện đỉnh cọc đã thi công bị lún xuống, cọc đang thi công cần dừng nâng cần khoan tại vị trí đất bị chảy hố và tiếp tục bơm vật liệu, đợi đến khi vật liệu hỗn hợp của cọc đã thi công dâng lên đến đỉnh cọc thì mới tiếp tục thi công cọc và bơm vật liệu nâng cần khoan đến cao độ thiết kế. Để phòng ngừa hiện tượng chảy hố, ngoài việc thiết kế sử dụng cọc lớn, khoảng cách cọc lớn, thông thường áp dụng biện pháp thi công nhảy cách cọc.

(5) Trước khi thi công cọc ren (cọc trục), cần lập phương án thi công chuyên biệt. Khi khoảng cách giữa các cọc nhỏ hơn 1,5 m và dưới lòng đất có lớp cát rời, cần áp dụng phương pháp thi công nhảy cách hoặc kiểm soát thời gian đông kết giữa các lần thi công. Khi khoan tạo lỗ cho cọc ren, quá trình khoan cần thực hiện từ chậm đến nhanh, duy trì tốc độ khoan đều, trục khoan quay một vòng đồng thời hạ xuống một bước ren, tạo thành ren trong đất. Khi khoan đến độ sâu thiết kế thì dừng khoan. Tốc độ rút cần khoan cần được kiểm soát: khi thi công đoạn ren, quá trình rút cần khoan phải duy trì tốc độ đều, trục khoan quay ngược một vòng đồng thời nâng lên một bước ren, đồng thời bơm áp lực cao bê tông đá nhỏ nhanh chóng lấp đầy không gian ren hình thành do trục khoan quay đồng bộ và nâng lên; khi thi công đoạn trục thẳng, tốc độ rút cần khoan thường nhỏ hơn đoạn ren, tốc độ nâng và tốc độ quay không đồng bộ để loại bỏ ren. Khi thi công trong lớp đất yếu, sử dụng tốc độ rút cần khoan chậm hơn.

(6) Tốc độ rút ống của cọc ống đường kính lớn đổ tại chỗ trong lớp đất yếu thường là 0,6 m/phút ~

• 230 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo yêu cầu:

0,8 m/phút, trong lớp đất cát rời hoặc hơi chặt thường là 1,0 m/phút ~ 1,2 m/phút; tại vị trí đất mềm và cứng xen kẽ, tốc độ rút ống không vượt quá 1,0 m/phút và dừng rút để rung giữ tại vị trí đó trong 10 giây; đối với cọc hình chữ X đổ tại chỗ, tốc độ rút khuôn thường là 1,2 m/phút ~ 1,5 m/phút, trong lớp đất yếu tốc độ rút khuôn thường là 0,8 m/phút ~ 1,0 m/phút; tại vị trí đất mềm và cứng xen kẽ, tốc độ rút khuôn không vượt quá 1,2 m/phút và dừng rút để rung giữ tại vị trí đó trong 10 giây.

(7) Trình tự hạ cọc ống đường kính lớn đổ tại chỗ cần giảm thiểu tối đa hiệu ứng chèn ép đất và ảnh hưởng đến môi trường xung quanh, thường tuân theo các quy định sau: nếu bố trí cọc tương đối dày đặc và cách xa công trình (kết cấu) xây dựng, mặt bằng thi công rộng rãi, trình tự hạ cọc bắt đầu từ giữa mặt bằng thi công tiến ra ngoài; nếu bố trí cọc tương đối dày đặc và mặt bằng thi công kéo dài, trình tự hạ cọc bắt đầu từ giữa mặt bằng thi công tiến về hai đầu; nếu bố trí cọc tương đối dày đặc và một bên gần công trình (kết cấu) xây dựng, trình tự hạ cọc bắt đầu từ phía gần công trình (kết cấu) xây dựng tiến về phía bên kia; thi công cọc dài trước, cọc ngắn sau; thi công cọc đường kính lớn trước, cọc đường kính nhỏ sau; tại khu vực gần mái dốc, tiến hành từ phía gần mái dốc ra xa mái dốc; khi thi công nhóm cọc tương đối dày đặc, áp dụng các biện pháp như thi công nhảy cọc, kiểm soát tốc độ hạ cọc, lựa chọn trình tự hạ cọc tối ưu.

15.3.5 Do tính phức tạp trong quá trình tạo cọc của cọc ren (thanh), cọc ống đường kính lớn đổ tại chỗ và cọc hình chữ X đổ tại chỗ, và hiện nay trên thị trường đã có các loại máy chuyên dụng thành熟 để phối hợp, nên khi thi công cần kết hợp loại cọc, độ sâu lỗ, tầng đất và tình hình cọc thử để xác định máy chuyên dụng phù hợp.

15.3.6 Đối với cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường, khi thiết kế thường có hai yêu cầu kiểm soát: chiều dài cọc và chiều sâu vào lớp chịu lực. Khi áp dụng kiểm soát chiều sâu vào lớp chịu lực, kết hợp với thí nghiệm công nghệ, áp dụng các biện pháp thích hợp để đảm bảo yêu cầu chiều sâu đầu cọc vào lớp chịu lực, như sự thay đổi dòng điện của động cơ sau khi vào lớp chịu lực.

15.3.8 Khi cắt đầu cọc và vận chuyển đất thải, cần sử dụng các máy nhỏ kết hợp thủ công để tránh thiết bị cơ giới đào quá mức, thường để lại lớp đất mặt dày 200 mm dùng thủ công để dọn dẹp, ngăn ngừa gây gãy đầu cọc và làm xáo trộn lớp đất giữa các cọc. Tại vùng đất yếu, để ngăn ngừa đứt cọc, cũng có thể dựa vào kinh nghiệm địa phương bố trí một lượng thép thích hợp trong phạm vi nhất định ở đỉnh cọc. Trong điều kiện đảm bảo chất lượng tạo cọc, đối với cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc ren (thanh) có mũ cọc, cũng có thể áp dụng công nghệ cắt trước, thi công mũ cọc bằng công nghệ đào cơ giới sử dụng khuôn đất, sai lệch tâm mũ cọc và tâm cọc không vượt quá 15 mm.

Công nghệ thi công cắt trước là sau khi đổ bê tông thân cọc, tiến hành loại bỏ mùn khoan và bê tông đổ dư ở đầu cọc

• 231 •

Dọn dẹp, sử dụng đầm rung để đầm chặt đầu cọc, kiểm soát cao độ đỉnh cọc đồng nhất với cao độ thiết kế, sau đó tiến hành hoàn thiện bề mặt thủ công và bảo dưỡng. So với công nghệ truyền thống, phương pháp thi công cắt trước giảm bớt các công đoạn như đào đất giữa các cọc, xử lý đầu cọc, gia công cốt thép mũ cọc, lắp đặt ván khuôn, đắp và đầm chặt đất giữa các cọc, đơn giản hóa quy trình thi công. So với phương pháp thi công cắt sau truyền thống, phương pháp này giảm thiểu các vấn đề tiềm ẩn như tỷ lệ đứt gãy cọc nông, độ chặt đất giữa các cọc thấp, quy trình phức tạp, hiệu suất thấp, thời gian thi công dài, và đã được推广 sử dụng trong những năm gần đây.

Phương pháp thi công ván khuôn đất cho mũ cọc là một phương pháp thi công được hình thành và tổng kết từ ứng dụng thi công cơ giới hóa trong những năm gần đây. Đầu tiên, tiến hành đào bỏ và thay thế lớp đất bề mặt khu vực thi công bằng vật liệu đắp nhóm AB dày 0,3 m để xử lý trước lớp cứng hóa mặt bằng, sau đó đưa thiết bị vào thi công cọc CFG. Sau khi tạo cọc xong, sử dụng thiết bị đào mũ cọc chuyên dụng để đào phạm vi mũ cọc, tận dụng đất xung quanh mũ cọc làm hố ván khuôn đất, tiến hành đổ bê tông tại chỗ cho mũ cọc, sau khi bảo dưỡng đạt yêu cầu thì thi công lớp đệm đỉnh cọc. Phương pháp thi công ván khuôn đất cho mũ cọc tránh được các vấn đề như hiệu suất thấp, nhiều can thiệp, thi công chồng chéo, bất tiện trong thi công do phải đào bỏ đất giữa các cọc sau khi tạo cọc, dựng ván khuôn mũ cọc, đầm chặt đất giữa các cọc theo từng lớp bằng máy nhỏ, và đã được sử dụng rộng rãi trong những năm gần đây.

15.3.11 Bổ sung yêu cầu tổ chức thi công nhằm bảo vệ cọc thành phẩm.

15.4.1 Khi điều kiện địa chất phức tạp hoặc khó khăn trong thi công, đơn vị thiết kế có thể yêu cầu kiểm tra sức chịu tải của cọc đơn và móng hỗn hợp.

15.4.2, 15.4.3 Số lượng kiểm tra chất lượng cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc bê tông thường tuân theo tiêu chuẩn hiện hành Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt TB 10414 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt cao tốc TB 10751. Việc kiểm tra cọc ống lớn đổ tại chỗ thực hiện theo Quy trình kỹ thuật móng hỗn hợp cọc ống lớn bê tông đổ tại chỗ JGJ/T 213. Việc đào đất lõi cọc ống lớn đổ tại chỗ bao gồm các phương pháp như đào thủ công, tạo bùn bằng tia nước áp lực cao rồi hút đi, và đào bằng máy. Khi độ sâu đào nhỏ, thường sử dụng hai phương pháp đầu; khi độ sâu đào lớn, sử dụng phương pháp đào bằng máy. Máy đào đất lõi cọc bằng máy sử dụng máy khoan XY-4, công suất động cơ 37 kW, tốc độ quay của máy khoan từ 87 r/min đến 1 030 r/min, mô-men xoắn tối đa 2 640 N·m. Máy khoan này bao gồm các bộ phận chính như ly hợp, hộp số, hộp phân phối, bộ phận quay, máy nâng, khung máy và hệ thống thủy lực.

16.1.1 Cọc đúc sẵn có cường độ thân cọc cao, có thể xuyên qua các loại đất yếu, đất đắp, đất sét dẻo, đất bột, cát rời hoặc hơi chặt, và đi vào đất sét cứng hoặc rất cứng, cát chặt...

Tiêu chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt TB 10106-2023

Đất cát, đất dăm sỏi, lớp đá phong hóa mạnh và lớp đá phong hóa trung bình cực mềm đến một độ sâu nhất định.

Khi đất nền chứa đá tảng, đá cuội, việc đóng hoặc ép cọc bê tông đúc sẵn dễ gặp trở ngại trong thi công; tại khu vực karst, do bề mặt đá gốc có rãnh karst, rãnh xói, trong quá trình thi công cọc đóng (ép) dễ xảy ra hiện tượng cọc bị gãy, nghiêng. Cần kết hợp điều kiện địa chất và tiến hành thí nghiệm công nghệ đóng cọc hiện trường để xác định tính khả thi.

16.1.2 Cấu trúc cọc đúc sẵn có nhiều dạng, theo hình dạng tiết diện có thể chia thành cọc ống, cọc vuông, v.v.; theo cấu tạo tiết diện có thể chia thành cọc đặc và cọc rỗng. Các tổ hợp dạng cấu trúc thường gặp bao gồm cọc ống rỗng đúc sẵn, cọc vuông đặc đúc sẵn và cọc vuông rỗng đúc sẵn, v.v. Trong đó, cọc ống rỗng đúc sẵn là loại cọc đúc sẵn được sử dụng nhiều trong xử lý nền đường sắt, bao gồm cọc ống bê tông cường độ cao ứng suất trước (ký hiệu PHC), cọc ống bê tông ứng suất trước (ký hiệu PC) và cọc ống cốt thép hỗn hợp (ký hiệu PRC). Các loại cọc ống đúc sẵn cụ thể, yêu cầu thiết kế và thi công tham khảo Tiêu chuẩn kỹ thuật cọc ống bê tông ứng suất trước JGJ/T 406.

16.1.4 Khi cọc đúc sẵn được sử dụng trong các tầng đất có tính xâm thực, cần áp dụng các biện pháp như tăng chiều dày lớp bảo vệ bê tông hoặc phủ lớp sơn chống ăn mòn bề mặt, v.v. Khi ở trong môi trường có hàm lượng sunfat cao hoặc môi trường xâm thực mạnh khác, các biện pháp kỹ thuật về độ bền cần được nghiên cứu và luận chứng chuyên sâu.

16.2.8 Theo kinh nghiệm, đối với tầng đất bùn hoặc đất bùn sét ở trạng thái chảy dẻo đơn nhất không có lớp vỏ cứng, dễ xảy ra mất ổn định ngang của cọc, do đó cần chú ý áp dụng các biện pháp tăng cường ổn định ngang của kết cấu, như kéo dài đoạn ngàm của cọc, tăng cường cấu tạo liên kết đỉnh cọc, hoặc kết hợp sử dụng với các biện pháp gia cố nền khác, v.v. Khi thiếu kinh nghiệm thực tế, cần tiến hành thí nghiệm hiện trường để xác định tính khả thi.

16.3.1 Hiện nay, các phương pháp thi công cọc đúc sẵn chủ yếu bao gồm phương pháp đóng bằng búa, phương pháp ép tĩnh, v.v.

Phương pháp tạo cọc bằng đóng búa có nhược điểm là thân cọc dễ bị hư hỏng, gây ô nhiễm tiếng ồn, rung động, khói dầu cho môi trường, do đó ứng dụng của nó trong đô thị bị hạn chế nhất định. Phương pháp đóng búa có ưu điểm là chi phí thấp, khả năng xuyên qua các tầng đất mạnh, thi công thuận tiện, v.v.

Phương pháp ép tĩnh áp dụng cho các khu vực có tầng đất nông dễ xuyên qua, tầng chịu lực đầu cọc tương đối chặt và cứng. Tầng chịu lực đầu cọc có thể lựa chọn đất sét dẻo cứng, cứng, đất bột và đất cát ở trạng thái chặt trung bình~chặt, đất dăm sỏi, lớp đá phong hóa hoàn toàn và lớp đá phong hóa mạnh. Đối với khu vực có đất bề mặt yếu và sức chịu tải của mặt bằng thi công máy ép thấp, cần xử lý trước, sau đó áp dụng phương pháp ép tĩnh để tránh xảy ra trong

• 233 •

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

16.3.3 Phương pháp ép cọc kết hợp khoan dẫn lỗ là một biện pháp hiệu quả thường được sử dụng để giảm thiểu hiệu ứng đất bị đẩy, đồng thời phương pháp khoan dẫn lỗ cũng có thể tăng chiều sâu cọc khi xuyên qua các lớp đất cứng xen kẹp.

16.3.4 Tại các khu vực có lớp xen kẹp mỏng cứng hoặc lớp cát có độ chặt trung bình đến chặt vừa với chiều dày lớn, thường xảy ra tình trạng đầu cọc khó xuyên vào lớp đất chịu lực, dẫn đến sức chịu tải của móng cọc và độ lún không đáp ứng được yêu cầu thiết kế. Ngoài ra, việc ép cọc khó khăn dễ gây hư hỏng thân cọc và máy ép cọc. Đối với cọc ống, việc lựa chọn mũi cọc phù hợp không chỉ tăng khả năng xuyên của cọc mà còn giảm thiểu sự xáo trộn đất nguyên trạng do ép cọc, đảm bảo phát huy đầy đủ sức chịu tải thẳng đứng của cọc đơn. Khi lớp đất chịu lực ở đầu cọc là đá phong hóa mạnh (toàn phần), nếu không bố trí mũi cọc sẽ khó đảm bảo chiều sâu xuyên vào lớp đất chịu lực, dẫn đến không đảm bảo được tính ổn định của cọc. Thông thường, ưu tiên lựa chọn mũi cọc hở, do lực cản ép cọc và hiệu ứng đất bị đẩy nhỏ hơn, đồng thời giảm thiểu tổn thương cho đất xung quanh thân cọc. Khi cần tăng khả năng xuyên của cọc, có thể sử dụng mũi cọc hình nón, trong các trường hợp khác có thể lựa chọn mũi cọc đáy phẳng hoặc hình chữ thập.

Đối với các khu vực có lớp đá phong hóa ở đầu cọc ống dễ bị mềm hóa hoặc lớp đất đá trương nở, đôi khi khi ép cọc hoặc thử tải tĩnh, sức chịu tải đều đạt yêu cầu thiết kế, nhưng sau một thời gian dài tiến hành thử tải tĩnh lại, sức chịu tải giảm đi nhiều. Nguyên nhân là do có nước ở gần mũi cọc hoặc nước thấm vào mũi cọc. Đối với các lớp đá phong hóa hoặc đất đá trương nở dễ bị mềm hóa khi gặp nước, khi nước tiếp xúc với lớp đất đá ở đầu cọc ống, chúng dễ bị vỡ vụn và mềm hóa, dẫn đến sức kháng mũi cọc giảm đáng kể.

Một số khu vực sử dụng mũi cọc kín, để đảm bảo độ bền của mũi cọc, tiến hành đổ bù co ngót bê tông hoặc vữa xi măng cát thô (với chiều cao đổ không nhỏ hơn 1,2 m) để bịt đáy kịp thời, có thể giải quyết tốt vấn đề mềm hóa.

16.3.5 Việc nối cọc đúc sẵn cần thời gian tương đối dài, nếu dừng ép cọc khi cọc ống gần tiếp xúc với lớp đất cứng rồi tiếp tục ép cọc, dễ gây khó khăn cho việc ép cọc.

Cường độ nối tại vị trí nối của cọc ống không được thấp hơn cường độ thân cọc, nhằm đảm bảo truyền lực và không hạn chế vị trí mối nối. Chất lượng mối nối chịu ảnh hưởng lớn từ môi trường thi công hiện trường và kỹ thuật của công nhân thi công. Số lượng mối nối quá nhiều sẽ làm tăng rủi ro thi công, do đó cần tăng cường xử lý và kiểm tra mối nối, cố gắng giảm thiểu số lượng mối nối.

• 234 •

16.3.8 Tiêu chuẩn ép kết thúc tương tự như tiêu chuẩn ngừng búa khi đóng cọc, các chỉ tiêu kiểm soát định lượng chủ yếu bao gồm giá trị lực ép kết thúc, số lần ép kết thúc và thời gian giữ áp. Số lần ép kết thúc thường không vượt quá 3 lần. Việc tăng số lần ép kết thúc để nâng cao sức chịu tải của cọc ép tĩnh là một biện pháp không hiệu quả, nếu số lần ép kết thúc quá nhiều, sức chịu tải không tăng đáng kể mà ngược lại dễ gây hư hỏng thân cọc và máy ép cọc. Thời gian giữ áp là khoảng thời gian duy trì lực ép kết thúc trong mỗi lần ép, thường được kiểm soát trong khoảng 3 s~5 s. Thời gian giữ áp quá dài sẽ làm hỏng nhanh bơm dầu cao áp và ống dẫn dầu của máy ép cọc. Ngoài ra, việc tăng thời gian giữ áp không làm tăng rõ rệt sức chịu tải của cọc đơn, bởi đây đều là áp lực tức thời, tăng giá trị lực ép kết thúc mới có tác dụng tăng tải hiệu quả, tuy nhiên giá trị lực ép kết thúc bị giới hạn bởi lực ép cho phép của thân cọc và không thể tăng vô hạn.

16.3.9 Việc giới hạn tổng số lần đập búa và số lần đập búa cho 1 m cọc cuối cùng đối với mỗi cọc nhằm ngăn ngừa sự phá hoại mỏi của bê tông thân cọc. Theo số liệu thống kê, tổng số lần đập búa của hầu hết các công trình cọc ống bê tông đúc sẵn dao động trong khoảng 300~1 500 lần, một số ít vượt quá 2 000 lần, cá biệt đạt 3 000 lần thậm chí 4 000 lần. Khi vượt quá 3 000 lần, thân cọc dễ bị phá hỏng hoặc xuất hiện "tổn thương nội tại" nghiêm trọng, nếu phần lớn các cọc tại hiện trường có tổng số lần đập búa vượt quá giá trị này, cần điều chỉnh lại từ loại búa, tầng chịu lực và độ xuyên ngừng búa.

16.3.10 Tiêu chuẩn ngừng búa liên quan đến độ sâu cọc trong đất, số lần đập búa cho mỗi mét cọc, số lần đập búa cho 1 m cọc cuối cùng, tổng số lần đập búa, độ xuyên cuối cùng, độ sâu mũi cọc vào tầng chịu lực, v.v. Trong điều kiện thông thường, tầng chịu lực đầu cọc, độ xuyên cuối cùng hoặc số lần đập búa cho 1 m cọc cuối cùng là các chỉ tiêu kiểm soát chính, trong đó tầng chịu lực đầu cọc là chỉ tiêu kiểm soát định tính, độ xuyên cuối cùng hoặc số lần đập búa cho 1 m cuối cùng là chỉ tiêu kiểm soát định lượng. Trong các chỉ tiêu định lượng, độ xuyên cuối cùng được sử dụng phổ biến nhất, khi sử dụng độ xuyên cuối cùng làm chỉ tiêu kiểm soát, cần chú ý đến tính thích hợp, nếu độ xuyên quá lớn thì sức chịu tải của móng cọc không đạt yêu cầu thiết kế; nếu độ xuyên quá nhỏ, móng cọc dễ bị phá hỏng. Thông thường, độ xuyên với 10 lần đập cuối cùng không lớn hơn 30 mm được coi là tiêu chuẩn ngừng búa, tuy nhiên cần lưu ý rằng độ xuyên thu được khi sử dụng các loại búa khác nhau và chiều cao rơi búa khác nhau là khác nhau, cần kiểm soát theo các thông số thu được từ cọc thử.

16.3.12 "Giới hạn giả" là hiện tượng khi cọc đóng liên tục trong cát hạt mịn, trung, thô bão hòa, làm cho cát chảy bị nén chặt xung quanh cọc, cản trở nước trong đất dâng lên dọc theo cọc, hình thành "đệm nước" rất lớn dưới mũi cọc, khiến cọc tạm thời chịu sức kháng xuyên cực lớn. "Hiện tượng hút" là khi cọc đóng liên tục trong đất sét, do hệ số thấm của đất nhỏ, nước xung quanh cọc không thể thấm qua

• 235 •

Dịch:

Sự lan truyền này sẽ đẩy đất dọc theo thân cọc lên trên, hình thành một lớp bôi trơn xung quanh cọc, làm giảm đáng kể lực ma sát xung quanh cọc. Sự nổi lên hoặc lún xuống của cọc đều ảnh hưởng đến sức kháng của đất đối với cọc. Khi xuất hiện các tình huống trên, sau một thời gian nghỉ nhất định, cần tiến hành đóng hoặc ép lại để xác định sức chịu tải thực tế của cọc.

16.4.3, 16.4.4 Số lượng và phương pháp kiểm tra chất lượng cọc đúc sẵn thực hiện theo Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB 10414, Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc TB 10751 và Quy trình kỹ thuật kiểm tra cọc móng đường sắt TB 10218.

17.1.1 Cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ phù hợp với các loại đất, đá, có đặc điểm sức chịu tải lớn, tính ứng dụng rộng rãi, trong công trình đường sắt chủ yếu được sử dụng để xử lý nền đất yếu sâu dày có yêu cầu kiểm soát biến dạng nghiêm ngặt, nền đất yếu trên sườn dốc, nền có bề mặt đá gốc lồi lõm lớn, cũng như các đoạn đường đào đá phồng nở có yêu cầu kiểm soát biến dạng nghiêm ngặt của đường sắt cao tốc, các đoạn gần đường sắt cao tốc hiện hữu nhạy cảm với biến dạng và các điều kiện phức tạp khác. Xử lý nền đất yếu sâu dày có độ sâu lớn, khó kiểm soát lún, sử dụng cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ xuyên qua lớp đất yếu, đầu cọc vào lớp đất chịu lực cứng hoặc đá gốc, có thể giải quyết vấn đề kiểm soát biến dạng của nền đất yếu sâu dày. Nền đường trên nền đất yếu sườn dốc dễ xảy ra phá hoại mất ổn định trượt và biến dạng thẳng đứng, ngang quá lớn, sử dụng cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ để xử lý nền đất có thể đồng thời kiểm soát lún và ổn định nền đường. Đối với nền có bề mặt đá gốc lồi lõm lớn, như vùng karst có bề mặt đá gốc tồn tại các rãnh, rãnh karst, việc thi công cọc đúc sẵn bằng phương pháp đóng (ép) dễ xảy ra tình trạng gãy, nghiêng cọc, trong khi cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ có thể ngàm vào đá gốc một độ sâu nhất định, có tính thích ứng tốt. Ngoài ra, cọc bê tông cốt thép đổ tại chỗ có khả năng chống nhổ tốt, quá trình thi công ít gây xáo trộn xung quanh cọc.

17.2.3 Sức chịu tải cực hạn thẳng đứng của cọc đơn bê tông cốt thép đổ tại chỗ cần được tính toán xác định theo phương pháp tham số kinh nghiệm xem xét sức kháng bên và sức kháng mũi trong Quy phạm kỹ thuật nền móng cọc xây dựng JGJ 94 hiện hành, lấy sức chịu tải cực hạn thẳng đứng của cọc đơn chia cho hệ số an toàn 2 để được sức chịu tải cho phép thẳng đứng của cọc đơn. Tải trọng tác dụng lên đỉnh cọc đơn của kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) hoặc kết cấu cọc-bản tính theo phương pháp ứng suất cho phép, và không được lớn hơn sức chịu tải cho phép thẳng đứng của cọc đơn.

17.2.4 Khi tính ổn định chống nổi của các kết cấu như tường chắn dạng máng có mực nước ngầm cao không đáp ứng yêu cầu, có thể bố trí các biện pháp cấu kiện chống nổi như cọc chống nhổ. Sức chịu tải cực hạn chống nhổ của cọc đơn cần được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng tĩnh kéo thẳng đứng cọc đơn hiện trường, khi không có số liệu thực đo, có thể áp dụng

• 236 •

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Sức kháng nhổ cực hạn được tính theo công thức kinh nghiệm nhân với hệ số kháng nhổ λ, trong đó hệ số kháng nhổ λ là tỷ số giữa sức kháng nhổ cực hạn và sức kháng nén cực hạn của cọc đơn. Cọc khoan nhồi có hệ số λ cao hơn cọc đúc sẵn, cọc dài cao hơn cọc ngắn, đất dính cao hơn đất cát. Khi thân cọc được thiết kế dạng cọc mở rộng đáy, chu vi thân cọc có thể lấy theo quy định tương ứng trong Quy phạm kỹ thuật nền móng cọc công trình xây dựng JGJ 94. Ngoài ra, móng cọc trên nền đất trương nở sẽ chịu tác động của lực trương cắt từ đất trong phạm vi chiều sâu ảnh hưởng mạnh của khí quyển, móng cọc trên nền đất đóng băng theo mùa sẽ chịu lực trương cắt theo phương tiếp tuyến từ đất trong phạm vi chiều sâu đóng băng. Móng cọc ngắn trên nền đất trương nở và đất đóng băng theo mùa cần được kiểm toán ổn định kháng nhổ, phương pháp tính toán có thể tham khảo quy định tương ứng trong Quy phạm kỹ thuật nền móng cọc công trình xây dựng JGJ 94.

17.2.5 Đối với cọc móng trên nền đất yếu dốc và cọc trong kết cấu cọc-bản, thân cọc sẽ chịu tác dụng của tải trọng ngang nhất định. Phân tích lực tác dụng lên móng cọc cần xét đến tác dụng ràng buộc ngang của đất xung quanh cọc. Độ lớn của tác dụng ràng buộc ngang phụ thuộc vào tính chất của đất, chiều dài cọc, hình dạng và kích thước tiết diện cọc, vật liệu cọc, v.v., có thể tham khảo Quy phạm thiết kế kết cấu chống đỡ nền đường sắt TB 10025 để tính toán phân tích.

17.2.6 Đối với móng cọc đáp ứng các điều kiện sau, khi độ lún của lớp đất xung quanh cọc vượt quá độ lún của bản thân cọc, trong tính toán sức chịu tải của móng cọc cần tính đến ma sát âm bên thân cọc: cọc xuyên qua lớp đất đắp rời rạc dày, đất hoàng thổ tự trọng ướt sụt, đất chưa cố kết, lớp đất hóa lỏng để vào lớp đất cứng tương đối; xung quanh cọc có lớp đất yếu, gần bên cọc chịu tải trọng dài hạn cục bộ lớn hoặc tải trọng đắp trên diện rộng (bao gồm đất đắp); do hạ mực nước ngầm khiến ứng suất hiệu quả của đất xung quanh cọc tăng lên và gây ra độ lún nén rõ rệt. Đối với cọc ma sát, có thể lấy ma sát bên trên điểm trung hòa tính toán của thân cọc bằng không; đối với cọc chống, cần xét đến tải trọng kéo xuống do ma sát âm gây ra cho cọc; khi độ lún không đều nhạy cảm, cần tính tải trọng kéo xuống do ma sát âm gây ra vào tải trọng phụ để kiểm toán độ lún của móng cọc.

17.3.1 Cọc khoan nhồi bằng phương pháp khoan xoay thường được sử dụng cho các loại địa tầng đất, đất cát, tầng cuội sỏi và nền đá có độ cứng trung bình trở xuống; cọc khoan nhồi bằng phương pháp khoan va đập ngoài việc sử dụng cho các điều kiện địa chất nêu trên, còn có thể xuyên qua các chướng ngại vật như nền cũ, đất đổ thải nhân tạo, đá lở hoặc tảng đá lớn, nhưng cần thận trọng khi sử dụng ở khu vực karst phát triển và đất bùn, đất bùn sét. Phương pháp khoan xoay và khoan va đập đều có thể áp dụng cho nhiều loại địa tầng, khoan xoay có ưu điểm di chuyển thuận tiện, định vị nhanh, độ chính xác cao, tốc độ tạo lỗ nhanh, còn khoan va đập có khả năng thích ứng mạnh, có thể sử dụng cho các

TB 10106-2023 Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Máy khoan không thể khoan vào các tầng đất cuội sỏi và các tầng đất dễ sập lỗ. Cọc khoan nhồi tạo lỗ bằng ống vách thường được sử dụng cho các tầng đất sét, bùn, đất bùn yếu, cát hơi chặt và đất lấp杂填土. Trong các tầng đất cát có mực nước ngầm cao, có nước áp lực, tầng nước tù đọng, tầng bùn hoặc đất bùn yếu ở trạng thái chảy dẻo với chiều dày lớn, không khuyến nghị sử dụng cọc khoan nhồi đào thủ công.

17.3.9 Do tại đỉnh cọc khoan nhồi có váng xi măng, khó đảm bảo chất lượng đầu cọc, thường sẽ đục bỏ váng xi măng tại đỉnh cọc. Thông thường áp dụng phương pháp cắt bỏ phần vượt quá cao độ thiết kế đỉnh cọc từ 0,2 m đến 0,3 m. Để tránh đầu cọc chịu lực không đều, cần kiểm soát chặt chẽ chênh lệch cao độ đỉnh cọc của cọc (nhóm) bê tông cốt thép.

17.3.10 Cùng với sự phát triển không ngừng của xây dựng đường sắt, mật độ mạng lưới đường sắt ngày càng tăng cao, việc thi công cọc móng trong điều kiện môi trường phức tạp như gần đường sắt hiện hữu hoặc xuyên dưới cầu có tĩnh không thấp ngày càng nhiều. Lượng biến dạng cho phép của đường sắt cao tốc hiện hữu thường ở mức milimet, đặc biệt yêu cầu biến dạng của cầu đường sắt cao tốc càng nghiêm ngặt hơn. Thi công cọc khoan nhồi thông thường gây ra một mức độ xáo trộn nhất định đối với đất xung quanh cọc, phương pháp giữ thành bằng vữa bentonite dễ gây sập lỗ, ngoài ra do máy khoan cọc có chiều cao lớn, tồn tại nguy cơ máy khoan đổ gây xâm phạm giới hạn ảnh hưởng đến an toàn chạy tàu. Công nghệ truyền thống khó đáp ứng yêu cầu về biến dạng của đường sắt cao tốc hiện hữu hoặc tĩnh không thi công, khuyến nghị áp dụng công nghệ thi công cọc khoan nhồi toàn ống vách tĩnh không thấp, diện tích chiếm đất của thiết bị khoảng 2,2 m × 5,5 m, chiều cao tĩnh không thi công từ 3,6 m đến 4,1 m, đường kính ống từ 0,5 m đến 1,1 m, độ sâu khoan tối đa 60 m.

17.4.1 Số lượng kiểm tra cọc bê tông cốt thép khoan nhồi thực hiện theo tiêu chuẩn hiện hành "Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt" TB 10414 và "Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt cao tốc" TB 10751.

17.4.2 Phương pháp kiểm tra truyền sóng siêu âm có độ chính xác và tin cậy cao, không bị giới hạn bởi chiều dài cọc và tỷ lệ chiều dài/đường kính, có thể đánh giá chính xác tính toàn vẹn của cọc dài lớn. Điều khoản này quy định đối với cọc có chiều dài lớn hơn 40 m hoặc trong điều kiện địa chất phức tạp, cần áp dụng phương pháp truyền sóng siêu âm, nhằm đảm bảo tính chính xác và tính kinh tế hợp lý của kiểm tra.

17.4.3 Điều kiện đặc biệt trong điều khoản này chỉ các cấu trúc bản cọc được sử dụng để xử lý nền đất yếu sâu và dài, nền đất hoàng thổ lún ướt hoặc khi có nghi ngờ hoặc tranh cãi về chất lượng thi công.

18.1.1 Nội dung nền đất composite nhiều loại cọc trong mục này chủ yếu chỉ nền đất composite được hình thành từ hai loại cọc xử lý hoặc nền đất composite được gia cố bằng cùng một loại cọc nhưng có chiều dài khác nhau. Nền đất composite nhiều loại cọc sử dụng hai loại vật liệu, công nghệ hoặc loại cọc, có thể phát huy đầy đủ ưu điểm của từng loại

· 238 ·

Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt TB 10106-2023

Tận dụng ưu điểm, khắc phục nhược điểm của nhau, giải quyết những khó khăn mà vật liệu đơn lẻ, công nghệ hoặc loại cọc đơn lẻ không thể vượt qua, nâng cao hiệu quả kinh tế và hiệu quả xử lý công trình.

18.1.3 Việc phân tích đầy đủ các tài liệu khảo sát có vai trò quan trọng trong việc hướng dẫn lựa chọn loại cọc và lập phương án thiết kế.

18.1.4 Đặc tính làm việc của nền đất composite đa loại cọc là sự phân bổ tải trọng giữa cọc và đất nền trong điều kiện biến dạng bằng nhau, thông qua thí nghiệm hiện trường để xác định các thông số thiết kế và công nghệ thi công.

18.2.1 Do các tầng đất khác nhau và các loại cọc khác nhau cần xem xét chiều rộng vượt quá móng khác nhau, nên điều khoản này không đưa ra yêu cầu bắt buộc về chiều rộng xử lý mở rộng, khi thiết kế cần kết hợp với tầng đất và loại cọc để lựa chọn hợp lý. Đối với đất đặc biệt, nguyên tắc chung là mở rộng diện tích xử lý để đảm bảo tính ổn định lâu dài của nền đất được xử lý.

18.2.2 Khi áp dụng xử lý nền đất composite đa loại cọc, thông thường đất tại hiện trường có tính chất đặc biệt, nếu chỉ sử dụng một loại cọc để xử lý sẽ dẫn đến chi phí đầu tư công trình lớn hoặc không đạt được yêu cầu về sức chịu tải hoặc biến dạng theo thiết kế, do đó sử dụng một loại cọc để xử lý đất có tính chất đặc biệt nhằm giảm thiểu tác hại công trình do tính chất đặc biệt này gây ra, sau đó sử dụng một loại cọc khác để xử lý nhằm đạt được yêu cầu thiết kế.

18.2.3 Khi xử lý nền đất bằng nhiều loại cọc, cần lựa chọn loại cọc và chiều dài cọc phù hợp dựa trên mục đích xử lý khác nhau.

(1) Đối với cọc dài có đóng góp lớn vào sức chịu tải của nền đất composite hoặc dùng để kiểm soát biến dạng của lớp đất composite, cần lựa chọn tầng chịu lực tương đối tốt.

(2) Đối với đất yếu hoặc đất chưa cố kết ở phần nông, thông thường trước tiên sử dụng các phương pháp như gia tải trước, đầm nén, đầm chặt, đầm lèn hoặc nền đất composite cọc cường độ thấp để xử lý nền đất nông, sau đó sử dụng cọc dài có cường độ thân cọc tương đối cao để xử lý nền đất.

(3) Đối với nền đất có thể hóa lỏng, thông thường sử dụng phương pháp như cọc đá dăm để xử lý lớp đất hóa lỏng, sau đó sử dụng cọc có cường độ liên kết để xử lý nền đất.

(4) Nếu ở phần nông có đất đã cố kết bình thường với tầng chịu lực tốt, thông thường sử dụng phương án kết hợp cọc dài và cọc ngắn.

(5) Đối với đất loess trũng nước, cần tuân theo các quy định liên quan trong "Quy chuẩn xây dựng trên vùng đất loess trũng nước" GB 50025 và "Quy chuẩn thiết kế nền đường đặc biệt cho đường sắt" TB 10035, thông thường sử dụng các phương pháp như đầm nén, đầm chặt hoặc cọc đất, cọc đất vôi để xử lý tính trũng nước, sau đó sử dụng cọc dài có cường độ thân cọc tương đối cao để xử lý nền đất; đối với đường ray không đá ballast, thông thường cần xuyên qua lớp đất trũng nước.

• 239 •

18.2.4 Việc lựa chọn trình tự thi công hợp lý có ảnh hưởng quan trọng đến hiệu quả tạo cọc. Trong thực tế công trình đã xuất hiện trường hợp sử dụng tổ hợp móng cọc composite nhiều loại cọc gồm cọc xi măng tro bay đá dăm và cọc ống bê tông dự ứng lực cường độ cao thi công bằng phương pháp ép tĩnh, với phương án thi công là tiến hành ép cọc ống bê tông dự ứng lực cường độ cao (loại gây chèn ép đất) trước, sau đó thi công cọc xi măng tro bay đá dăm (loại không gây chèn ép đất). Tuy nhiên, qua kiểm tra phát hiện sức chịu tải của cọc đơn chế tạo sẵn có sự chênh lệch lớn so với giá trị tính toán lý thuyết, phân tích nguyên nhân cho thấy sức kháng mũi cọc giảm rõ rệt so với cọc ống bê tông dự ứng lực cường độ cao tại cùng hiện trường, do quá trình thi công cọc xi măng tro bay đá dăm đã gây xáo động đối với lớp đất bột và cát bột ở phạm vi nhất định phía trên và dưới mũi cọc ống bê tông dự ứng lực cường độ cao đã thi công trước (đất có độ nhạy cảm tương đối cao). Do đó, đối với các trường hợp tương tự, cần xem xét đầy đủ ảnh hưởng của cọc thi công sau đến cọc đã thi công trước hoặc sức chịu tải của thân cọc. Khi không có kinh nghiệm địa phương, cần tiến hành thí nghiệm để xác định tính khả thi của phương án.

18.2.5 Theo kết quả nghiên cứu lý thuyết về móng composite trong những năm gần đây, chiều dày lớp đệm của móng composite liên quan đến đường kính cọc, khoảng cách cọc, hệ số phát huy sức chịu tải của đất giữa các cọc và kiểm soát biến dạng của móng composite, v.v. Lớp đệm quá dày sẽ hình thành vùng ma sát âm tương đối sâu, ảnh hưởng đến sự phát huy sức chịu tải của thân cọc trong móng composite; lớp đệm quá mỏng sẽ khiến thân cọc trong móng composite chịu lực ngang quá lớn, dễ bị hư hỏng, đồng thời ảnh hưởng đến sự phát huy sức chịu tải của đất giữa các cọc trong móng composite. Đối với móng composite cọc dài ngắn cứng và móng composite kết hợp cọc cứng với cọc vật liệu khác, thường lựa chọn lớp đệm bằng cát sỏi, chiều dày lớp đệm lấy bằng đường kính của loại cọc có đóng góp lớn vào sức chịu tải của móng composite; đối với móng composite kết hợp cọc cứng với cọc vật liệu khác, chiều dày lớp đệm lấy bằng đường kính cọc cứng; đối với nền đất loess có tính lún ướt, vật liệu lớp đệm cần sử dụng đất vôi, chiều dày lớp đệm là 300 mm.

18.2.6 Cơ chế làm việc của móng composite nhiều loại cọc phức tạp, do đó, sức chịu tải của nó cần được xác định thông qua thí nghiệm tải trọng móng composite hiện trường. Trong thiết kế, có thể lấy theo kinh nghiệm địa phương, nếu không có kinh nghiệm địa phương thì cần tiến hành thí nghiệm để xác định.

Đối với sức chịu tải của móng composite nhiều loại cọc được hình thành từ hai loại cọc có cường độ liên kết:

Hệ số phát huy sức chịu tải của cọc đơn , và hệ số phát huy sức chịu tải của đất giữa các cọc biểu thị mức độ phát huy so với sức chịu tải giới hạn của từng loại khi móng composite chịu tải đến trạng thái giới hạn về khả năng chịu lực. Các yếu tố ảnh hưởng chính bao gồm độ cứng của móng, tỷ số mô đun giữa hai loại cọc và đất giữa các cọc, tỷ lệ thay thế diện tích của hai loại cọc, chiều dài cọc, chiều dày lớp đệm, phân lớp đất và đặc tính kỹ thuật của hiện trường, v.v.

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Khi nền móng trên móng composite có độ cứng lớn, trong trường hợp thông thường, nhỏ hơn , nhỏ hơn . Lúc này, nếu cọc dài sử dụng cọc cứng, khả năng chịu tải của nó thường có thể phát huy hoàn toàn, lấy xấp xỉ bằng 1.0, lấy từ 0.7~0.95, lấy từ 0.5~0.9. Lớp đệm dày có lợi cho việc phát huy sức chịu tải của đất giữa các cọc và sức chịu tải của cọc ngắn, do đó khi chiều dày lớp đệm lớn, và lấy giá trị lớn hơn. Khi tỷ lệ thay thế diện tích của cọc cứng nhỏ, có lợi cho việc phát huy sức chịu tải của đất giữa các cọc và sức chịu tải của cọc ngắn, và lấy giá trị lớn hơn.

Đối với nền đất mềm, trong trường hợp thông thường, lớn hơn , lớn hơn . Độ cứng của lớp đệm có ảnh hưởng lớn đến hệ số phát huy sức chịu tải thẳng đứng của cọc, nếu lớp đệm có thể ngăn ngừa hiệu quả việc cọc cứng đâm quá nhiều vào lớp đệm, thì lấy giá trị cao hơn, lấy từ 0.9~1.0.

18.2.7 Việc tính toán tỷ lệ thay thế diện tích, khi diện tích móng lớn, ảnh hưởng của khoảng cách bố trí cọc thực tế đến tỷ lệ thay thế được sử dụng trong tính toán lý thuyết là rất nhỏ, do đó khi diện tích móng lớn hoặc móng băng dài, có thể sử dụng tỷ lệ thay thế diện tích đơn vị để thay thế.

18.2.8 Tính toán biến dạng của móng composite đa loại cọc về mặt lý thuyết chia biến dạng của móng composite thành biến dạng của lớp đất composite và biến dạng của lớp đất nằm dưới, sau đó cộng lại. Nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm cho thấy, độ chính xác tính toán biến dạng của hầu hết các móng composite phụ thuộc vào độ chính xác tính toán biến dạng của lớp đất nằm dưới, sau khi xác định hệ số kinh nghiệm tính toán lún, việc xác định giá trị ứng suất phụ thêm tại mặt đáy lớp đất composite là then chốt. Ứng suất phụ thêm này thay đổi đáng kể tùy theo phương pháp tính toán lún của móng composite. Đối với móng composite đa loại cọc, việc tính toán biến dạng của lớp đất composite và ứng suất phụ thêm tại mặt đỉnh lớp đất nằm dưới sẽ phức tạp hơn.

Trong thực tế công trình, sức chịu tải của móng composite đa loại cọc được đề cập trong điều này thường được xác định bằng thí nghiệm tải trọng tĩnh móng composite đa loại cọc, tuy nhiên việc thí nghiệm sức chịu tải của móng composite được hình thành từ một loại cọc trong số đó đối với móng composite đa loại cọc đã thi công xong gặp một số khó khăn, khi có kinh nghiệm có thể sử dụng kết quả thí nghiệm tải trọng đơn cọc kết hợp với tính toán sức chịu tải của đất giữa các cọc để xác định.

18.3.2 Thi công móng composite đa loại cọc cần kết hợp đặc điểm của từng loại cọc, lựa chọn thiết bị máy móc và công nghệ thi công phù hợp, nhằm đảm bảo hiệu quả tạo cọc của từng loại cọc. Đặc biệt, việc lựa chọn thiết bị cho loại cọc thi công sau cần giảm thiểu ảnh hưởng đến các cọc đã hoàn thành.

18.4.2 Kiểm tra chất lượng móng composite đa loại cọc được thực hiện theo khoảng thời gian thi công tương ứng với từng loại cọc đã chọn như các chương trước.

• 241 •

18.4.3 Kích thước tấm gia tải của nền đất composite đa loại cọc về nguyên tắc phải bằng kích thước hình học của đơn vị tính toán. Số lượng thí nghiệm gia tải kiểm tra được xác định tổng hợp theo yêu cầu của các chương trước, thông thường không ít hơn 2‰ tổng số cọc và không ít hơn 3 vị trí. Kiểm tra chất lượng thi công cọc được thực hiện theo từng loại cọc cụ thể, dựa trên các hạng mục và số lượng kiểm tra tương ứng đã quy định trong các chương trước.

Số lượng kiểm tra chất lượng của từng loại cọc trong nền đất composite đa loại cọc được thực hiện theo Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB 10414 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc TB 10751 hiện hành.

19.1.1 Cấu trúc cọc-lưới (pile-net structure) ngoài việc được sử dụng để gia cố nền đất có yêu cầu kiểm soát biến dạng cao, còn có thể áp dụng cho các khu vực thiếu vật liệu đắp bằng cách sử dụng trực tiếp vật liệu đắp nhóm C, D như đá phiến sét đỏ sau khi gia cố. Ví dụ, các dự án đường sắt cao tốc như Dự án đường sắt cao tốc Trùng Khánh-Côn Minh, Thành Đô-Vạn Châu đã tiến hành nghiên cứu thí nghiệm hiện trường, vừa giải quyết vấn đề phát sinh lượng lớn đất đá thải trong quá trình xây dựng, vừa giải quyết vấn đề thiếu vật liệu đắp, đồng thời đạt được hiệu quả tốt trong việc tiết kiệm đầu tư công trình nền đường và bảo vệ môi trường.

19.1.2 Trong cấu trúc cọc-lưới, việc bố trí mũ cọc mở rộng tại vị trí đỉnh cọc có thể tránh hiệu quả hiện tượng đâm thủng phá hoại tại đỉnh cọc, có lợi cho việc tập trung tải trọng lên cọc, từ đó phát huy đầy đủ hơn khả năng chịu tải của cọc, đồng thời cũng cải thiện ứng suất của lớp đệm gia cường tại đỉnh cọc. Đối với cấu trúc cọc-bè (pile-raft structure), trong thực tế thi công có dạng kết cấu liên kết cứng trực tiếp giữa cọc và bản bè, bản bè cũng có dạng kết cấu ô lưới, tương tự như móng cọc-bệ (bản bè) thường dùng trong công trình xây dựng, cơ chế chịu lực của kết cấu này tương đối phức tạp, nhưng trong xử lý nền đường sắt ít khi sử dụng dạng này. Do đó, điều khoản này đưa ra quy định chung về dạng kết cấu đối với cấu trúc cọc-lưới và cấu trúc cọc-bè thường được sử dụng trong công trình nền đường sắt, nhấn mạnh việc bố trí mũ cọc tại đỉnh cọc trong cấu trúc cọc-lưới, và bố trí lớp đệm giữa cọc và bản bè trong cấu trúc cọc-bè.

Lớp đệm gia cường giữa các cọc trong cấu trúc cọc-lưới chịu biến dạng hướng xuống dưới do tải trọng phủ phía trên, cho đến khi đạt trạng thái cân bằng và ổn định nhờ sự ràng buộc của vật liệu gia cường và sức kháng của đất giữa các cọc. Khi lớp đất đắp phía trên dày, cuối cùng sẽ hình thành hiệu ứng vòm đất, trọng lượng phần đất vòm do đất giữa các cọc và vật liệu gia cường cùng chịu, còn trọng lượng đất đắp ngoài phần vòm và tải trọng phía trên nền đường sẽ hoàn toàn tác dụng lên cọc. Hình dạng vòm đất và nguyên lý làm việc của nền đường cấu trúc cọc-lưới được thể hiện như trong Sơ đồ thuyết minh 19.1.2.

• 242 •

![img-36.jpeg](assets/GML6RIPR/p254-img-36.jpeg)

Hình minh họa 19.1.2 Sơ đồ nguyên lý làm việc của nền đường kết cấu cọc-lưới

Theo nguyên lý làm việc của kết cấu cọc-lưới, khoảng cách tịnh giữa các cọc càng nhỏ thì chiều cao vòm đất đắp mềm hình thành càng nhỏ. Việc bố trí mũ cọc hoặc đầu cọc mở rộng tại đỉnh cọc có thể giữ nguyên khoảng cách tịnh giữa các cọc mà tăng khoảng cách giữa các cọc.

**19.1.4** Thông thường, khi tỷ lệ phân chia tải trọng giữa cọc và đất lớn hơn 0,9, tức là tỷ lệ tải trọng do đất giữa các cọc chịu nhỏ hơn 10%, kết cấu cọc-lưới cơ bản biểu hiện như kết cấu nền đường chịu lực trên cọc. Khi kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) sử dụng cọc xi măng tro bay đá dăm (cọc CFG), áp dụng quy định trong chương này để tính toán thiết kế.

Đối với kết cấu cọc-lưới, tỷ lệ diện tích mũ cọc trên nền đường so với diện tích gia cố nền đất của một cọc đơn lớn hơn 25%, tải trọng do cọc chịu đạt trên 90%. Đoạn thử nghiệm hiện trường trên đường sắt cao tốc Bắc Kinh-Thượng Hải cho thấy, kết cấu cọc-lưới sử dụng cọc ống bê tông dự ứng lực để xử lý nền đất cũng cho kết quả đo đạc tương tự.

Đối với kết cấu cọc-bè, kết quả thử nghiệm hiện trường trên đường sắt cao tốc Bắc Kinh-Thượng Hải cho thấy, kết cấu cọc-bè sử dụng cọc ống bê tông dự ứng lực để xử lý nền đất có tải trọng do cọc chịu đạt trên 90%.

**19.2.1** Viện Nghiên cứu Khoa học Đường sắt Trung Quốc đã tiến hành các nghiên cứu gồm: *“Nghiên cứu cơ chế mất ổn định động lực của nền đường thấp kết cấu cọc-lưới trên đường sắt cao tốc”*, *“Nghiên cứu phân tích lún và giải pháp đối với hệ thống kết cấu cọc-lưới nền đường đất yếu trên đường sắt cao tốc”*, *“Nghiên cứu cơ chế tương tác kết hợp của hệ thống kết cấu cọc-lưới trên nền đất yếu dày dưới tác động của đoàn tàu cao tốc”*, *“Nghiên cứu đặc tính truyền tải tải trọng và biến dạng của kết cấu cọc-lưới”*, *“Dẻo chảy

Nghiên cứu chuyên đề và ứng dụng trong thiết kế kết cấu cọc-lưới đường sắt cao tốc

Thông qua các nghiên cứu chuyên đề như "Cơ chế phá hoại và phương pháp xử lý nền đất yếu composite", đã tiến hành khảo cứu sâu về quy luật ứng suất-biến dạng, tiêu chí xác định phá hoại và phương pháp tính toán thiết kế của kết cấu cọc-lưới. Trên cơ sở tổng kết các thành tựu nghiên cứu trong và ngoài nước, đã đề xuất phương pháp tính toán thiết kế kết cấu cọc-lưới cho đường sắt cao tốc không đá ballast, xây dựng hệ thống lý thuyết và công nghệ kiểm soát lún cho kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) nền đường sắt cao tốc, đưa ra các mô hình phá hoại, tiêu chí xác định và phương pháp tính toán thiết kế lớp đệm gia cường tương tác với đỉnh cọc trong kết cấu cọc-lưới đường sắt cao tốc, hình thành hệ thống công nghệ và phương pháp thiết kế kiểm soát lún cho kết cấu móng cọc nền đường sắt cao tốc. Nội dung thiết kế kết cấu cọc-lưới chủ yếu bao gồm các phần sau:

Xác định thiết kế móng cọc composite theo tiêu chuẩn kiểm soát lún sau thi công đường đắp, yêu cầu sức chịu tải và phân tích ổn định tổng thể; thiết kế kết cấu cọc-lưới theo nguyên tắc móng cọc composite chịu toàn bộ tải trọng của lớp đệm gia cường, kết cấu đường đắp phía trên, kết cấu đường ray và tải trọng đoàn tàu.

Thiết kế kích thước và cấu tạo mũ cọc.

Kiểm tra ổn định mái taluy đường đắp.

Thiết kế gia cường lớp đệm kết cấu cọc-lưới.

Kết cấu cọc-lưới bê tông cốt thép có nguyên lý làm việc khác với nền đất composite cọc-lưới. Do sự chênh lệch lớn về độ cứng giữa cọc cứng và đất giữa các cọc, dưới tác dụng của tải trọng mềm từ đất đắp, lớp đệm gia cường giữa các cọc sẽ biến dạng hướng xuống dưới, cho đến khi bị hạn chế bởi vật liệu gia cường và sức kháng của đất giữa các cọc thì đạt trạng thái cân bằng và ổn định. Đất đắp phía trên lớp đệm gia cường giữa bốn cọc cũng sẽ biến dạng do lớp đệm bị võng xuống, khi chiều dày đất đắp phía trên đủ lớn sẽ hình thành vòm đất. Khi đó, ngoại trừ phần đất thuộc vòm đất, trọng lượng đất đắp phía trên nền kết cấu cọc-lưới và tải trọng trên mặt nền đường sẽ hoàn toàn tác dụng lên móng cọc cứng, trọng lượng đất thuộc phần vòm đất sẽ do đất giữa các cọc và vật liệu gia cường cùng chịu, trong đó một phần được truyền qua vật liệu gia cường xuống móng cọc cứng.

Đối với đường đắp có chiều cao lớn hơn chiều cao vòm đất, chỉ có trọng lượng đất thuộc phần vòm đất giữa bốn cọc được phân tán và san đều một phần qua lớp đệm gia cường tác dụng lên đất giữa các cọc. Trong thực tế ứng dụng kỹ thuật, hoàn toàn có thể bỏ qua ảnh hưởng của tải trọng đất đắp lên đất giữa các cọc, và coi móng cọc cứng của nền kết cấu cọc-lưới chịu toàn bộ tải trọng đường đắp và tải trọng.

Cọc (nhóm cọc) trong kết cấu cọc-lưới hoặc cọc-bè bê tông cốt thép có thể được thiết kế theo nguyên tắc chịu toàn bộ tải trọng của lớp đệm gia cường hoặc bản bê tông cốt thép và tải trọng đường đắp phía trên, công trình đường ray và tải trọng đoàn tàu.

19.2.3 Các dạng phá hoại của kết cấu cọc lưới (bè cọc) bê tông cốt thép

Kết cấu cọc lưới (bè cọc) bê tông cốt thép có thể xuất hiện các dạng phá hoại sau: lún do sức chịu tải của cọc đơn không đáp ứng yêu cầu; nền kết cấu cọc lưới (bè cọc) xảy ra lún toàn bộ vượt quá giá trị kiểm soát thiết kế; kết cấu cọc lưới do khuyết tật của lớp đệm gia cường không thể chống lại tác dụng trượt ngang của tải trọng đường đắp hoặc không thể hình thành vòm đất ổn định, dẫn đến mất chức năng kết cấu.

Đối với các dạng phá hoại có thể xảy ra của kết cấu cọc lưới (bè cọc) bê tông cốt thép, khi thiết kế cần xem xét các phương pháp kiểm soát hiệu quả phù hợp với từng dạng phá hoại, chủ yếu thể hiện ở: ① Cọc của kết cấu cọc lưới (bè cọc) phải có khả năng chịu tải, tức là tiến hành kiểm toán sức chịu tải của cọc đơn. ② Trong trường hợp sức chịu tải của cọc đơn đã đáp ứng nhưng vẫn xuất hiện dạng phá hoại thì nguyên nhân chủ yếu là do lớp đất nằm dưới móng cọc xuất hiện độ lún vượt quá dự kiến thiết kế dưới tác dụng của tải trọng, do đó, đối với kết cấu cọc lưới (bè cọc) có mục đích chính là kiểm soát độ lún, cần kiểm toán độ lún của nền đất. ③ Đối với kết cấu cọc lưới, cần tránh xảy ra phá hoại mất ổn định kết cấu, việc thiết kế lớp đệm gia cường trên đỉnh cọc dựa trên tính ổn định toàn bộ của kết cấu cọc lưới là rất quan trọng. ④ Ngoài ra, trong trường hợp địa hình đặc biệt, nền đất yếu hoặc nền đất là lớp bùn chảy dẻo đơn nhất không có lớp vỏ cứng hoặc đất bùn sét, cần tiến hành kiểm toán tính ổn định toàn bộ của kết cấu cọc lưới.

19.2.5 Tải trọng do cọc承担

Tổng tải trọng trên đỉnh cọc còn phải xem xét tải trọng truyền từ thân gia cường, trong trường hợp thông thường, từ góc độ an toàn, tải trọng do cọc chịu được tính theo công thức:

Độ cứng của cọc được tính theo công thức sau:

Trong đó:
— tải trọng do cọc chịu (kN);
— độ lún tương ứng với điều kiện tải trọng trong thí nghiệm tải trọng tĩnh của cọc (m);
— diện tích đỉnh cọc (m²);
— diện tích tương đương mà một cọc chịu tải (m²);

• 245 •

—— Ứng suất trung bình tại đỉnh cọc (kN/m²);

—— Dung trọng của đất (kN/m³);

—— Tải trọng thẳng đứng không bao gồm ứng suất tự trọng (kN/m²);

—— Chiều cao đắp đất (m).

19.2.6 Biến dạng xuyên thủng đầu cọc của kết cấu cọc-lưới (cọc-bè): Độ lún của vùng gia cố bằng kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) bao gồm lượng nén của thân cọc và biến dạng xuyên thủng đầu cọc , tức là . Trong đó, biến dạng xuyên thủng đầu cọc hiện chưa có công thức tính toán tương ứng, nhưng có thể xác định dựa trên đường cong tải trọng-độ lún () của thí nghiệm tải trọng cọc đơn hoặc kinh nghiệm địa phương. Từ đường cong của thí nghiệm tải trọng cọc đơn, xác định giá trị độ lún đỉnh cọc tương ứng với sức chịu tải cho phép của cọc đơn, giá trị này được coi là độ lún của vùng gia cố, từ đó suy ra biến dạng xuyên thủng đầu cọc .

19.2.7 Để phát huy đầy đủ cường độ thân cọc của cọc cứng trong nền đất composite cọc-lưới, khuyến nghị sử dụng khoảng cách bố trí cọc lớn hơn. Tuy nhiên, khi tăng khoảng cách giữa các cọc, cần tăng chiều dài cọc, kích thước mũ cọc và tỷ lệ cốt thép, đồng thời yêu cầu vật liệu gia cường có tính năng cao hơn, đồng thời cần tăng chiều cao đắp đất để đáp ứng yêu cầu về chiều cao vòm đất, điều này có thể dẫn đến tổng chi phí tăng lên. Do đó, khuyến nghị xem xét tổng hợp các yếu tố như chiều cao đắp nền đường, độ lớn tải trọng và phân tích độ lún để xác định thiết kế của nền cọc composite, mũ cọc và lớp đệm gia cường.

19.2.9 Các chỉ tiêu tính năng của lưới địa kỹ thuật, vải địa kỹ thuật cường độ cao hoặc các vật liệu tổng hợp địa kỹ thuật khác được sử dụng trong kết cấu cọc-lưới (cọc-bè) phải đáp ứng yêu cầu tính toán cường độ theo quy định trong điều khoản, các yêu cầu tính toán và chỉ tiêu tính năng khác có thể tham khảo các quy định liên quan trong Tiêu chuẩn kỹ thuật vật liệu tổng hợp địa kỹ thuật trong công trình đường sắt - Phần 2: Lưới địa kỹ thuật Q/CR 549.2—2021, Quy trình kỹ thuật ứng dụng vật liệu tổng hợp địa kỹ thuật trong nền đường sắt T/CR SC0601—2021.

19.2.11 Tổng ứng suất thẳng đứng của đất giữa các cọc do tải trọng động và tĩnh của nền đường gây ra là tổng của ứng suất trung bình của đất giữa các cọc tại mặt phẳng đỉnh cọc (tải trọng tĩnh) và ứng suất của đất giữa các cọc do ứng suất động tại mặt nền đường gây ra (tải trọng động).

(1) Ứng suất do tải trọng tĩnh gây ra, mô hình tính toán giả thiết vòm đất là vòm cầu ba chiều, đối với phần nền đường phía trên vòm, giả định ứng suất do tải trọng phủ gây ra phân bố đều, ứng suất do trọng lượng bản thân đất gây ra phân bố tuyến tính. Ứng suất trung bình của đất giữa các cọc tại mặt phẳng đỉnh cọc (Hình minh họa 19.2.11—1):

(Thuyết minh 19.2.11—1)

(Thuyết minh 19.2.11—2)

(Thuyết minh 19.2.11—3)

(Thuyết minh 19.2.11—4)

Trong đó:
——trọng lượng thể tích của đất (kN/m³);
——tải trọng tĩnh (kN/m²);
——chiều cao vòm đất (m);
——khoảng cách giữa các cọc (m);
——đường kính mũ cọc (hoặc đỉnh cọc) hình tròn (m), nếu là hình dạng khác có thể chuyển đổi theo công thức ;
——diện tích mũ cọc (hoặc đỉnh cọc) (m²);
——hệ số áp lực đất bị động.

(2) Ứng suất trong đất giữa các cọc do ứng suất động mặt nền đường gây ra như minh họa trong Hình thuyết minh 19.2.11—2, được tính theo công thức Boussinesq:

(Thuyết minh 19.2.11—5)

(Thuyết minh 19.2.11—6)

(Thuyết minh 19.2.11—7)

Trong đó:
——ứng suất động mặt nền đường (kN/m²);
——chiều rộng phân bố ngang của ứng suất động (m);
——chiều dài phân bố dọc của ứng suất động (m);
——khoảng cách từ đỉnh cọc đến mặt nền đường (m).

· 247 ·

Quy chuẩn Kỹ thuật TB 10106-2023

Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Hình thuyết minh 19.2.11-1 Sơ đồ tính toán phân bố ứng suất của kết cấu cọc-lưới

Hình thuyết minh 19.2.11-2 Sơ đồ tính toán phân bố ứng suất động của kết cấu cọc-lưới

· 248 ·

(3) Độ cứng tổng hợp của nền đất:

Trong đó:
– Mô đun nén của đất nền (MPa);
– Chiều sâu xử lý (m).

Đối với đất sét và đất bụi, trong phạm vi chiều sâu xử lý, tiến hành hiệu chỉnh theo phương pháp Ohde dựa trên các điều kiện ứng suất bản thân khác nhau:

Trong đó:
– Mô đun nén trong khoảng áp lực 100 kPa ~ 200 kPa từ thí nghiệm nén (MPa);
– Ứng suất bản thân trung bình, tức lấy ứng suất bản thân tại vị trí điểm giữa của chiều dày lớp đất. Theo kết quả nghiên cứu trước đây, lấy là đơn giản và đáng tin cậy;
– Lấy bằng 100 kPa.

(4) Kết hợp đặc điểm lưới địa kỹ thuật và phương pháp xác định cường độ của Trung Quốc, đối với lực kéo trong lưới do ứng suất thẳng đứng gây ra, sử dụng lý thuyết dây treo để tính toán và xem xét ảnh hưởng của phản lực nền; đối với lực kéo trong lưới do hiệu ứng áp lực đẩy mái dốc gây ra, sử dụng hợp lực của áp lực đất chủ động và ma sát đáy để tính toán.

(5) Đối với các địa hình đặc biệt như nền đất yếu trên sườn dốc hoặc bờ dốc, cũng như nền đất kém hoặc nền đất thuộc lớp bùn hoặc đất bùn sét ở trạng thái chảy dẻo đơn nhất không có lớp vỏ cứng, khuyến nghị dựa trên tình hình cụ thể để kiểm tra nghiệm thu tính ổn định tổng thể của kết cấu cọc-lưới. Kết cấu cọc-lưới cần được kiểm tra tính ổn định tổng thể và khả năng chịu tải ngang của cọc đơn. Đối với trường hợp không đáp ứng yêu cầu, có thể áp dụng các biện pháp tăng cường liên kết ngang đỉnh cọc hoặc tăng cường xử lý nền đất.

Ví dụ tính toán 1: Đoạn thử nghiệm 1 tuyến đường sắt Ôn Phúc

Đoạn thử nghiệm 1 tuyến đường sắt Ôn Phúc nằm tại huyện Liên Giang, tỉnh Phúc Kiến, đoạn DK275 + 000 ~ DK275 + 400 nền đường đắp trên nền đất yếu được gia cố bằng cọc ống bê tông dự ứng lực và cọc CFG, từ trên xuống dưới chủ yếu gồm ba lớp: đất sét pha, chiều dày 0,4 m ~ 2 m; bùn, chiều dày 10,5 m ~ 20,7 m; lớp đất sét pha xen cát, thấu kính đá cuội, chiều dày 3,6 m ~ 28 m. Chiều cao đắp nền đường 5,3 m ~ 6,0 m, sử dụng cọc ống bê tông dự ứng lực và cọc CFG để gia cố nền đất, lớp đệm đá dăm kết hợp trải lưới địa kỹ thuật hai phương. Giá trị ứng suất thực đo được lựa chọn sau một năm đắp nền đường.

• 249 •

Dựa trên kết quả thử nghiệm, chọn kết quả đo biến dạng lớn nhất của lưới địa kỹ thuật. Kết quả đo thực tế và tính toán của 4 mặt cắt thử nghiệm được trình bày trong Bảng thuyết minh 19.2.11-1 ~ Bảng thuyết minh 19.2.11-4, kết quả tính toán và đo thực tế tương đối phù hợp.

Bảng thuyết minh 19.2.11-1 Tình huống mặt cắt số 1 DK275 +050

Khoảng cách cọc (m)	Mũ cọc (đường kính cọc) (m)	Độ sâu (m)	Phân lớp đất nền (m), mô đun (MPa)	Chiều cao nền đường (m)	Ứng suất đất giữa các cọc (kPa)		Biến dạng lưới địa kỹ thuật đo thực tế	Lực kéo lưới địa kỹ thuật tính toán (kN/m)
					Đo thực tế	Tính toán		Do tải trọng đứng	Do áp lực mái dốc
1.6	1.0	24	Đất sét pha 2, 3<br>Bùn 11, 1.28<br>Đất sét pha 11, 4.84	6.0	7.17 ~ 41.9	16.0	0.64%	28.6	0

Ghi chú: Một lớp lưới địa kỹ thuật hai chiều, cường độ chịu kéo theo phương ngang và dọc lớn hơn 80 kN/m.

Bảng thuyết minh 19.2.11-2 Tình huống mặt cắt số 2 DK275 +150

Khoảng cách cọc (m)	Mũ cọc (đường kính cọc) (m)	Độ sâu (m)	Phân lớp đất nền (m), mô đun (MPa)	Chiều cao nền đường (m)	Ứng suất đất giữa các cọc (kPa)		Biến dạng lưới địa kỹ thuật đo thực tế	Lực kéo lưới địa kỹ thuật tính toán (kN/m)
					Đo thực tế	Tính toán		Do tải trọng đứng	Do áp lực mái dốc
2.5	1.6	32	Đất sét pha 2, 3<br>Bùn 8, 1.28<br>Đất sét pha 22, 4.84	5.6	0.25 ~ 16.7	17.3	0.68%	40.8	17.4

Ghi chú: Hai lớp lưới địa kỹ thuật hai chiều, cường độ chịu kéo theo phương ngang và dọc lớn hơn 80 kN/m.

Bảng thuyết minh 19.2.11-3 Tình huống mặt cắt số 3 DK275 +245

Khoảng cách cọc (m)	Mũ cọc (đường kính cọc) (m)	Độ sâu (m)	Phân lớp đất nền (m), mô đun (MPa)	Chiều cao nền đường (m)	Ứng suất đất giữa các cọc (kPa)		Biến dạng lưới địa kỹ thuật đo thực tế	Lực kéo lưới địa kỹ thuật tính toán (kN/m)
					Đo thực tế	Tính toán		Do tải trọng đứng	Do áp lực mái dốc
2.5	1.6	26	Đất sét pha 2, 3<br>Bùn 10, 1.28<br>Đất sét pha 16, 4.84	5.6	2 ~ 21.5	17.3	0.34%	62.3	17.4

Ghi chú: Hai lớp lưới địa kỹ thuật hai chiều, cường độ chịu kéo theo phương ngang và dọc lớn hơn 80 kN/m.

Bảng thuyết minh 19.2.11—4 Tình huống mặt cắt số 4 DK275 +375

Khoảng cách cọc (m)	Mũ cọc (đường kính cọc) (m)	Độ sâu (m)	Phân lớp đất nền (m), mô-đun (MPa)	Chiều cao nền đường (m)	Ứng suất đất giữa các cọc (kPa)		Lực kéo lưới địa kỹ thuật tính toán (kN/m)
					Thực đo	Tính toán	Do tải trọng đứng	Do áp lực đẩy mái dốc
2.5	1.6	15	Đất sét pha 2, 3
Bùn 8, 1.28
Đất sét pha 5, 4.84	5.6	0.67 ~ 25.2	17.3	0.33%	60.3	17.4

Ghi chú: Hai lớp lưới địa kỹ thuật hai phương, cường độ chịu kéo theo phương ngang và dọc lớn hơn 80 kN/m.

Ví dụ tính toán 2: Đoạn thử nghiệm đường sắt Ôn Phúc 2

Đoạn thử nghiệm đường sắt Ôn Phúc 2 nằm tại thành phố Ôn Châu, tỉnh Chiết Giang, DK26 +642.25 ~ DK26 + 950, các lớp đất chủ yếu gồm hai lớp: bùn, độ dày 18.8 m ~ 23.4 m; đất sét pha bùn, độ dày 20.8 m ~ 24.8 m. Nền đất được gia cố bằng cọc ống bê tông ứng suất trước, lớp đệm đá dăm kết hợp lưới địa kỹ thuật cường độ cao, lưới địa kỹ thuật thông thường và lưới địa kỹ thuật hai phương, chiều cao đắp nền đường 7.1 m ~ 7.5 m. Ứng suất đất giữa các cọc thực đo là kết quả sau 5 tháng hoàn thành đắp nền đường, biến dạng lưới địa kỹ thuật thực đo là biến dạng lớn nhất. Kết quả cho thấy kết quả tính toán gần với kết quả thực đo, xem Bảng thuyết minh 19.2.11—5, Bảng thuyết minh 19.2.11—6.

Bảng thuyết minh 19.2.11—5 Tình huống mặt cắt số 3 DK26 +840

Khoảng cách cọc (m)	Mũ cọc (đường kính cọc) (m)	Độ sâu (m)	Phân lớp đất nền (m), mô-đun (MPa)	Chiều cao nền đường (m)	Ứng suất đất giữa các cọc (kPa)		Lực kéo lưới địa kỹ thuật tính toán (kN/m)
					Thực đo	Tính toán	Do tải trọng đứng	Do áp lực đẩy mái dốc
2.5	1.6	41.5	Bùn 18, 1.48
Đất sét pha bùn 23.5, 2.65	7.2	11.5 ~ 15.3	20.7	1.675% ~ 1.707%	30.9 ~ 39.7	28.7

Ghi chú: Hai lớp lưới địa kỹ thuật hai phương, cường độ chịu kéo theo phương ngang và dọc lớn hơn 80 kN/m.

· 251 ·

Dưới đây là bản dịch tài liệu sang tiếng Việt theo các quy tắc đã nêu:

Bảng thuyết minh 19.2.11-6 Tình huống mặt cắt số 4 DK26+910

Khoảng cách cọc (m)	Mũ cọc (đường kính cọc) (m)	Độ sâu (m)	Phân lớp nền đất (m), mô-đun (MPa)	Chiều cao nền đường (m)	Ứng suất đất giữa các cọc (kPa)		Biến dạng lưới thực đo	Lực kéo lưới tính toán (kN/m)
					Thực đo	Tính toán		Do tải trọng đứng	Do áp lực mái dốc
2.0	1.4	44.1	Bùn 20.3, 1.48<br>Đất sét pha bùn 24.8, 2.65	7.2	16.5 ~ 34.2	12.8	0.96% ~ 1.04%	17.4 ~ 16.7	28.7

Ghi chú: Hai lớp lưới địa kỹ thuật hai chiều, cường độ chịu kéo theo phương ngang và dọc lớn hơn 80 kN/m.

19.2.16 Khi bố trí lớp đệm trên đỉnh cọc trong kết cấu cọc-bè, nếu lớp đệm quá mỏng sẽ không phát huy được tác dụng điều chỉnh; nếu quá dày có thể gây biến dạng đâm thủng lớn tại đỉnh cọc, đồng thời không kinh tế. Theo kinh nghiệm từ các công trình trước đây, chiều dày lớp đệm khuyến nghị lấy từ 200 mm ~ 300 mm.

19.2.17 Khi thiết kế bố trí cốt thép cho bản bê tông cốt thép trong kết cấu cọc-bè theo mô hình bản đàn hồi trên nền đất, phản lực nền tác dụng lên bản đàn hồi có thể được xem xét theo mô hình phân bố phản lực nền như trong Hình thuyết minh 19.2.17, dựa trên các đề tài nghiên cứu "Công nghệ giám sát an toàn thi công và lún cho đường sắt liên thành phố Thượng Hải-Nam Kinh" (2009G008) và "Nghiên cứu công nghệ gia cố sâu đất yếu cho đường sắt chuyên dụng vận tải hành khách" (2008G005-1). Theo đó, ứng suất phụ thêm tác dụng lên bản bè nhỏ nhất tại vị trí giữa hai cọc và lớn nhất tại vị trí bên cạnh cọc.

19.3.1 Khi thi công mũ cọc đổ tại chỗ, cần chú ý đến việc định tâm giữa mũ cọc và cọc, liên kết giữa đầu cọc và mũ cọc; khi cần thiết có thể bố trí cốt thép cấu tạo tại đỉnh cọc để liên kết với mũ cọc. Mũ cọc đúc sẵn phải có biện pháp định tâm đáng tin cậy, khi lắp đặt phải đảm bảo mũ cọc và cọc đồng tâm và tiếp xúc khít. Việc đầm chặt đất giữa các mũ cọc gặp khó khăn, cần sử dụng vật liệu đắp như cát, đá dăm để lấp đầy.

19.3.2 Khi trên lớp gia cường bố trí lớp đệm đá dăm, việc sử dụng đầm rung dễ gây hư hại cho lớp gia cường. Lớp đệm cần chọn vật liệu có cường độ cao, biến dạng nhỏ, sau khi san phẳng có thể không cần xử lý đầm nén.

19.3.3 Vật liệu địa kỹ thuật polyme dưới tác động của bức xạ tia cực tím mạnh sẽ bị suy giảm cường độ nhất định, tức là xảy ra hiện tượng lão hóa. Do đó, trong quá trình vận chuyển, lưu trữ và thi công trải vật liệu, cần tránh tối đa ánh nắng chiếu trực tiếp. Các mối nối của lớp gia cường có thể được liên kết bằng khóa, ghép nối hoặc khâu nối, cường độ mối nối không thấp hơn 70% giá trị cường độ chịu kéo thiết kế của vật liệu.

· 252 ·

Hình minh họa 19.2.17 Mô hình phân bố phản lực nền của kết cấu cọc-bè

Chú thích:
, , – ứng suất tại đỉnh cọc dưới bản bè;
– ứng suất trung bình của đất giữa các cọc tại trọng tâm vùng giữa hai cọc dưới bản bè;
– ma sát bên của cọc;
– đường kính cọc, – khoảng cách giữa các cọc.

19.3.4 Lớp đệm gia cường mềm tại đỉnh cọc trong kết cấu cọc-lưới là một kết cấu chịu lực, do đó yêu cầu liên kết của lưới địa kỹ thuật phải chắc chắn, cường độ liên kết không thấp hơn cường độ chịu kéo thiết kế.

19.3.5 Do thi công không đúng cách dẫn đến sự cố công trình cọc bị nghiêng thường xuyên xảy ra, trong quá trình thi công cần đặc biệt chú trọng vấn đề này và áp dụng các biện pháp hiệu quả để ngăn ngừa hiện tượng cọc bị nghiêng do tải trọng tập trung.

19.4.1 Số lượng kiểm tra chất lượng cọc thực hiện theo Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt TB 10414 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công công trình nền đường sắt cao tốc TB 10751 hiện hành. Các thử nghiệm kiểm tra và kiểm định khác đối với vật liệu gia cường có thể tham khảo các quy định và yêu cầu liên quan trong tiêu chuẩn ngành hiện hành.

20.1.1 Kết cấu cọc-bản phù hợp với các đoạn đào và đoạn đắp thấp, cũng như áp dụng cho xử lý gia cố tăng tốc nền đường yếu hiện hữu. Trong những năm gần đây, kết cấu cọc-bản cũng được ứng dụng nhiều tại các đoạn đất đá trương nở, giải quyết vấn đề trồi đất đá trương nở. Nhờ sức kháng bên của đất xung quanh cọc, kết cấu cọc-bản có độ cứng dọc và ngang lớn, có thể giải quyết hiệu quả vấn đề không tương thích về độ cứng giữa đoạn chuyển tiếp nền đường ngắn với cầu và hầm; cọc xuyên qua lớp đất mềm theo phương đứng, kết cấu cọc-bản có thể kiểm soát chặt chẽ độ lún của nền đường cao tốc.

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Lún sau thi công nền đường sắt có thể phối hợp tốt, liên kết hợp lý với kết cấu đường ray không đá ba lát phía trên, thích ứng với vận hành tốc độ cao; đất nền đường có thể cung cấp hỗ trợ thẳng đứng cho tấm chịu tải, khả năng chịu tải của kết cấu cọc-tấm được tăng cường. Ngoài ra, thiết bị thi công kết cấu cọc-tấm phổ dụng, phương pháp thi công đơn giản, và so với các biện pháp xử lý như cầu và kết cấu cọc-lưới, có một số ưu thế về kỹ thuật và kinh tế.

20.1.2 Kết cấu cọc-tấm là một phương pháp xử lý nền đất mới, đã được áp dụng trong xây dựng đường sắt cao tốc ở nước ngoài và các tuyến đường sắt trong nước như Tuyến Suining-Chongqing, Zhengzhou-Xi'an, Wuhan-Guangzhou, đường sắt liên tỉnh Bắc Kinh-Thiên Tân và đường sắt cao tốc Bắc Kinh-Thượng Hải. Kết cấu này chủ yếu bao gồm cọc bê tông cốt thép, đất xung quanh cọc và tấm chịu tải bê tông cốt thép. Cơ chế làm việc chính của nó là thông qua tấm chịu tải truyền tải trọng phía trên xuống thân cọc, thân cọc phân tán tải trọng đến đất giữa các cọc, lớp cứng bên dưới hoặc tầng đá dưới đáy cọc, từ đó đạt được mục đích ổn định và kiểm soát biến dạng lún của nền đường.

20.2.1 Do yêu cầu vận hành đường sắt cao, thời gian dành cho kiểm tra và bảo trì có hạn. Vì vậy, về tổng thể, hình thức kết cấu cọc-tấm nền đường sắt cần được thiết kế đơn giản, thực dụng, hình dáng và quy cách cần được tiêu chuẩn hóa, loại bỏ các điểm yếu về cấu tạo, thuận tiện cho thi công và kiểm soát chất lượng.

Hiện nay, các hình thức kết cấu do các viện thiết kế lớn trong nước áp dụng không hoàn toàn giống nhau, mỗi loại đều có đặc điểm riêng, có thể lựa chọn tối ưu dựa trên chiều cao đắp đào nền đường và điều kiện địa hình địa chất.

Kết cấu cọc-tấm không chôn, kết cấu đường ray được đặt trên tấm chịu tải, mặt trên tấm chỉ chịu tải trọng đường ray và tải trọng đoàn tàu, không chịu tải trọng đất đắp, tải trọng tĩnh nhỏ, tại đoạn đường đào và khi gia cố tuyến hiện có, khối lượng đào cũng nhỏ nhất, có tính kinh tế tốt. Kết cấu cọc-tấm không chôn và đường ray không đá ba lát cần thiết kế đặc biệt cho công trình giao diện, chẳng hạn như cấu tạo liên kết, căn chỉnh khe tấm. Hiện nay, kích thước kết cấu cọc-tấm không chôn được sử dụng phổ biến là: nhịp dọc 7 m ~ 10 m, đường kính cọc 0,8 m ~ 1,25 m, chiều dày tấm 0,6 m ~ 1,0 m.

Kết cấu cọc-tấm chôn nông, giữa kết cấu đường ray và tấm chịu tải bố trí một lớp vật liệu đắp có độ dày nhất định, làm giảm tác động của ứng suất động lên kết cấu cọc-tấm, lớp đất phủ trên mặt tấm còn có thể làm giảm ứng suất nhiệt do chênh lệch nhiệt độ giữa mặt trên và mặt dưới tấm chịu tải. Tại khu vực ghi, thường bố trí lớp vật liệu đắp để đáp ứng yêu cầu lắp đặt kết cấu ghi. Dự án Quỹ Khoa học Tự nhiên Quốc gia "Nghiên cứu về sự truyền sóng ứng suất và hiệu ứng tương tác động lực học chất lưu-rắn kết hợp trong kết cấu tầng hạt thô của nền đường cọc-tấm chôn" cho thấy, kết cấu tầng đá dăm cấp phối giữa kết cấu đường ray không đá ba lát và tấm chịu tải, khi tàu cao tốc đi qua sẽ tạo ra sự phản xạ và khúc xạ sóng động lực học giữa các lớp, khiến bên trong tầng hình thành các vấn đề như hiệu ứng tương tác động lực học chất lưu-rắn kết hợp phức tạp hoặc hiệu ứng kết hợp giữa chu kỳ khô-ướt và tải trọng động tần số cao, khi độ dày tầng nhỏ thì

• 254 •

Dưới những điều kiện nhất định, có thể gây ra hiện tượng suy giảm tính năng động lực của lớp đá dăm cấp phối xen kẹp, do đó khi thiết kế cấu trúc xen kẹp tương tự cần chú ý đến vấn đề này. Khoảng cách cọc, đường kính cọc và chiều dày bản của kết cấu bản cọc chôn nông cần được xác định tổng hợp dựa trên tình hình tải trọng phía trên, có nằm trong phạm vi ảnh hưởng động lực hay không.

Khi điều kiện nền đất kém, đất đắp dưới bản có ảnh hưởng lún hoặc vấn đề ổn định, có thể áp dụng kết cấu bản cọc chôn sâu, toàn bộ kết cấu nền đường được đỡ trên bản chịu tải, do lớp đất phủ phía trên bản dày nên tác động của nhiệt độ, lực động của tàu, lực dọc của ray dài, lực lắc ngang đều giảm hoặc phân bố đồng đều hơn. Tải trọng phía trên và chiều rộng xử lý của kết cấu bản cọc chôn sâu lớn hơn, khối lượng công trình lớn hơn so với kết cấu bản cọc không chôn và chôn nông. Khoảng cách cọc, đường kính cọc và chiều dày bản của kết cấu bản cọc chôn sâu cần được xác định dựa trên tình hình tải trọng phía trên, kích thước cấu trúc thường gặp là khoảng cách cọc , đường kính cọc , chiều dày bản .

Tóm lại, đối với đoạn đường đào và đoạn gia cố nền đường hiện hữu thường sử dụng kết cấu không chôn; đối với đoạn nền đường thấp kết hợp với điều kiện nền đất và yêu cầu kết cấu đường ray sử dụng kết cấu không chôn hoặc chôn nông; đối với đoạn đắp kết hợp với điều kiện địa hình, điều kiện nền đất, kiểm soát ổn định và các biện pháp kiểm soát lún, bảo đảm ổn định khác để lựa chọn kết cấu không chôn, chôn nông hoặc chôn sâu.

Kết nối giữa bản chịu tải và móng cọc có thể không bố trí dầm đỡ, bản chịu tải kết nối trực tiếp với móng cọc, hoặc bố trí dầm đỡ trên đỉnh cọc, bản chịu tải đặt trên dầm đỡ, trong cùng một kết cấu bản cọc cũng có trường hợp sử dụng kết hợp cả hai dạng. Khi không bố trí dầm đỡ, hiện tượng tập trung ứng suất tại đỉnh cọc và tác động xuyên cắt rõ rệt, khi thiết kế cần tiến hành tính toán kiểm tra theo phương dọc, phương ngang, phương nhịp lớn nhất cũng như kiểm tra ứng suất cục bộ và xuyên cắt tại đỉnh cọc. Khi bố trí dầm đỡ, lực tập trung tại đỉnh cọc được phân bố trên phạm vi mặt trên của dầm đỡ, ứng suất tập trung và tác động xuyên cắt giảm, bản chịu tải chịu lực chủ yếu theo phương dọc, mô men uốn và lực cắt theo phương ngang nhỏ, có thể tối ưu hóa sự chịu lực của bản chịu tải, giá trị nội lực đỉnh giảm so với khi không bố trí dầm đỡ, nhịp có thể lớn hơn. Khi thiết kế, có thể dựa vào ứng suất tập trung, kiểm tra xuyên cắt tại đỉnh cọc của bản chịu tải, mô men uốn và lực cắt lớn nhất để xác định có bố trí dầm đỡ hay không. Khi điều kiện nền đất tốt, sức chịu tải của cọc đơn lớn, lực tập trung tại đỉnh cọc lớn, có thể bố trí dầm đỡ để cải thiện sự chịu lực của bản chịu tải; khi điều kiện nền đất kém, sức chịu tải của cọc đơn thấp, lực tập trung tại đỉnh cọc tương đối nhỏ, sau khi kiểm tra đáp ứng yêu cầu thì cũng có thể không bố trí dầm đỡ. Ngoài ra, việc có bố trí dầm đỡ hay không cũng có thể được xem xét từ góc độ cấu tạo, ví dụ: khi bố trí hai cọc theo phương ngang và bản được chia thành hai phần trái phải thì thường bố trí dầm đỡ để đảm bảo tính toàn vẹn ngang của kết cấu bản cọc; khi khe co giãn giữa các liên được bố trí tại vị trí đỉnh cọc thì thường bố trí dầm đỡ; trong kết cấu bản cọc chôn sâu khi bố trí nhiều cọc theo phương ngang

• 255 •

Cọc, khi khoảng cách giữa các cọc theo phương dọc và ngang gần nhau, cũng có thể tăng cường bố trí cốt thép tại đỉnh cọc mà không cần thiết lập dầm đỡ.

Cấu trúc bản cọc sử dụng bản không phân chia theo chiều ngang (bản nguyên khối) cũng đã được ứng dụng trong nhiều công trình, thể hiện một số ưu điểm về tính toàn khối của bản, khả năng thoát nước và phòng chống nước, cũng như tính thích ứng trong các đoạn thay đổi khoảng cách giữa các đường ray tại khu vực ghi, do đó đã loại bỏ quy định phân chia bản trái-phải trong quy trình cũ.

Đối với cấu trúc bản cọc một nhịp, để ngăn ngừa bản chịu tải của cấu trúc bản cọc dịch chuyển dưới tác dụng của tải trọng động, lực ly tâm và lực lắc ngang ảnh hưởng đến ứng suất và độ bằng phẳng của kết cấu đường ray, không khuyến nghị sử dụng kết cấu đơn giản, khuyến nghị ít nhất phải đảm bảo bản chịu tải liên kết cứng hoặc bán cứng với một dầm đỡ.

Trong những năm gần đây, ngoài phạm vi ứng dụng ban đầu, cấu trúc bản cọc còn được áp dụng trong xử lý nền đường đào trên nền đá trương nở, giảm thiểu hoặc loại bỏ vật liệu đắp.

Tại đoạn đường đào trên nền đá trương nở mạnh của đường sắt cao tốc Quý Nam, nhằm loại bỏ ảnh hưởng của biến dạng phình lên đáy nền, đã áp dụng phương án xử lý bằng cấu trúc bản cọc với khoảng trống biến dạng dày 20 cm được dự phòng dưới bản, như minh họa trong Hình thuyết minh 20.2.1—1.

Hình thuyết minh 20.2.1—1 Mặt cắt điển hình cấu trúc bản cọc tại đoạn đường đào trên nền đá trương nở mạnh của đường sắt cao tốc Quý Nam

Tại khu vực mặt bằng karst của đường sắt cao tốc Quý Nam, do hàng chục km phía trước và sau là công trình nền đường và cầu, thiếu vật liệu đắp đạt tiêu chuẩn, đồng thời karst phát triển mạnh, nên đã áp dụng cấu trúc bản cọc kiểu khung không gian cao khoảng 4 m (Hình 20.2.1—2), giải quyết các vấn đề như thiếu vật liệu đắp, phạm vi và độ khó xử lý karst bằng vữa cho nền đường thông thường lớn, không gian thông thoáng dưới dầm của phương án cầu không đủ.

• 256 •

20.2.2

(1) Trong quá trình sử dụng thực tế của kết cấu cọc bản, các loại tải trọng không đồng thời tác dụng lên kết cấu, xác suất xuất hiện của chúng cũng khác nhau. Do đó, cần căn cứ vào đặc tính của kết cấu, xem xét các khả năng tổ hợp đồng thời của các loại tải trọng để tiến hành tổ hợp phù hợp, từ đó phân tích và tính toán kết cấu cọc bản theo các trường hợp tổ hợp bất lợi nhất có thể xảy ra.

Đối với kết cấu cọc bản không chôn và kết cấu cọc bản chôn nông, tại đoạn đường cong cần xét đến tác dụng của lực ly tâm và lực lắc ngang do tải trọng tĩnh đứng của đoàn tàu gây ra.

Giá trị và tổ hợp của lực ly tâm được đề xuất tính toán theo yêu cầu của Quy phạm thiết kế cầu cống đường sắt hiện hành TB 10002. Đối với đường sắt hỗn hợp khách hàng, chiều cao tác dụng của lực ly tâm được tính theo phương nằm ngang hướng ra ngoài tại vị trí cao hơn mặt ray 2,0 m; đối với đường sắt cao tốc và đường sắt đô thị, chiều cao tác dụng của lực ly tâm được tính tại vị trí cao hơn mặt ray 1,8 m; đối với đường sắt trọng tải, chiều cao tác dụng của lực ly tâm được tính tại vị trí cao hơn mặt ray 2,4 m.

Lực lắc ngang của đoàn tàu được lấy như một tải trọng tập trung tại vị trí bất lợi nhất, tác dụng theo phương nằm ngang vuông góc với tim đường tại mặt trên của ray. Giá trị của lực lắc ngang được lấy theo Bảng thuyết minh 20.2.2 và phải tuân thủ các quy định sau: ① Đối với đường sắt nhiều đường, chỉ cần tính toán lực lắc ngang trên một đường bất kỳ.

Hình thuyết minh 20.2.1—2 Mặt cắt điển hình kết cấu bản cọc kiểu khung của đường sắt cao tốc Quý Nam

Lực ngang do lắc

① Lực lắc ngang của đường sắt chở khách và hàng hóa, đường sắt trọng tải khi chạy tàu không tải cần xem xét lực lắc ngang.

Bảng thuyết minh 20.2.2 Giá trị tính toán lực lắc ngang

Tiêu chuẩn thiết kế	Đường sắt trọng tải	Đường sắt chở khách và hàng hóa	Đường sắt cao tốc	Đường sắt đô thị
Lực lắc ngang (kN)	100z	100	80	60

Ghi chú: Hệ số giảm lực lắc ngang z của đường sắt trọng tải được lấy theo hệ số tải trọng của đường sắt trọng tải.

Lực hãm hoặc lực kéo cần tính theo 10% tải trọng đứng tĩnh của đoàn tàu. Tuy nhiên, khi tính đồng thời với lực ly tâm hoặc tác động động lực đứng của đoàn tàu, lực hãm hoặc lực kéo cần tính theo 7% tải trọng đứng tĩnh của đoàn tàu. Đối với đường đôi, lấy lực hãm hoặc lực kéo của một đường, đối với đường ba, lấy lực hãm hoặc lực kéo của hai đường. Khi sử dụng tải trọng đặc biệt, không tính toán lực hãm hoặc lực kéo. Lực hãm hoặc lực kéo của đường sắt trọng tải tác dụng tại vị trí cao hơn mặt ray 2,4 m, lực hãm hoặc lực kéo của các tiêu chuẩn đường sắt khác tác dụng tại vị trí cao hơn mặt ray 2,0 m.

Giá trị tiêu chuẩn tải trọng đoàn tàu sử dụng trong thiết kế kết cấu cọc bản phải phù hợp với quy định của "Sơ đồ tải trọng đoàn tàu đường sắt" hiện hành. Tham chiếu Điều 4.3.2 của "Quy phạm thiết kế cầu cống đường sắt" TB 10002—2017, đối với kết cấu cọc bản không chôn và chôn nông chịu tải trọng nhiều đường đồng thời, việc tính toán tải trọng đứng tĩnh của đoàn tàu được khuyến nghị tuân theo các quy định sau:

① Khi tính toán bằng tải trọng ZK hoặc ZC, kết cấu cọc bản hai đường tính theo hai đường chịu 100% tải trọng ZK hoặc ZC tại vị trí bất lợi nhất. Đối với kết cấu cọc bản có nhiều hơn hai đường, cần xem xét trường hợp bất lợi nhất trong hai trường hợp sau: hai đường chịu 100% tải trọng ZK hoặc ZC tại vị trí bất lợi nhất, các đường còn lại không chịu tải trọng đoàn tàu; hoặc tất cả các đường chịu 75% tải trọng ZK hoặc ZC tại vị trí bất lợi nhất.

② Khi sử dụng tải trọng ZKH hoặc ZH, tải trọng của kết cấu cọc bản hai đường tính theo 90% tải trọng tại vị trí bất lợi nhất của hai đường; tải trọng của kết cấu cọc bản ba đường, bốn đường tính theo 80% tải trọng tại vị trí bất lợi nhất của tất cả các đường; tải trọng của kết cấu cọc bản có hơn bốn đường tính theo 75% tải trọng tại vị trí bất lợi nhất của tất cả các đường.

Theo "Quy phạm thiết kế đường ray không mối nối đường sắt" TB 10015—2012 và "Quy phạm thiết kế cầu cống đường sắt" TB 10002—2017, tác dụng dọc của ray dài (lực giãn nở, lực uốn) được điều chỉnh từ tải trọng hoạt sang lực đặc biệt.

(2) Hệ số động lực là tỷ số giữa phản ứng động lực lớn nhất của kết cấu và cấu kiện với phản ứng tĩnh lực lớn nhất

• 258 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên ngành theo yêu cầu:

Tỷ số này phản ánh tổng hợp đặc tính động lực và trạng thái tương tác động lực giữa ba yếu tố "tàu – đường ray – kết cấu cọc bản". Đối với kết cấu cọc bản chôn nông, tác động động lực thẳng đứng của tàu sau khi suy giảm qua lớp ballast sẽ truyền tới bản chịu lực, do đó hệ số động lực có thể nhân với 0,8 để giảm trừ.

(3) Co ngót bê tông
Chủ yếu do quá trình đông kết của hồ xi măng, đồng thời bao gồm cả co ngót khô do môi trường khô hanh. Khi nghiên cứu vấn đề co ngót bê tông, thường không thể tách rời hiện tượng từ biến. Co ngót bê tông gây ra ứng suất trong cấu kiện, và sự tồn tại lâu dài của ứng suất này lại dẫn đến từ biến, qua đó hạn chế hoặc triệt tiêu một phần ứng suất co ngót. Hệ số co ngót của bê tông thường nằm trong khoảng , nhưng các giá trị này chỉ áp dụng cho mẫu thử trong phòng thí nghiệm. Trên thực tế, khi thể tích cấu kiện tăng, mô-đun bề mặt tương đối giảm, ảnh hưởng đến quá trình thoát hơi nước trên bề mặt. Ngoài ra, cần xét đến phần co ngót đã hoàn thành trong quá trình thi công cấu kiện thực tế, do đó hệ số co ngót tiêu chuẩn được áp dụng là 0,00015 ~ 0,0002, trong khi hệ số giãn nở nhiệt tuyến tính của bê tông là 0,00001, tương đương với giảm nhiệt độ 20 ℃ và 15 ℃. Đối với kết cấu bê tông cốt thép đổ phân đoạn, do co ngót đã hoàn thành một phần trước khi hợp long, ảnh hưởng của co ngót bê tông có thể được giảm trừ, tương đương với giảm nhiệt độ 10 ℃. Phương pháp và yêu cầu tính toán co ngót bê tông cũng có thể tham khảo theo Quy phạm thiết kế cầu cống đường sắt hiện hành TB 10002.

20.2.3

3 Ảnh hưởng của tải trọng đến biến dạng ngang
Mục đích là cung cấp đường ray phẳng để đảm bảo tàu chạy êm, nếu dịch chuyển ngang quá lớn sẽ gây ra độ không phẳng đáng kể theo phương ngang của đường ray, từ đó ảnh hưởng đến an toàn vận hành và độ êm thuận của phương tiện. Mức độ ràng buộc ngang của đất xung quanh cọc đối với cọc phụ thuộc vào tính chất của đất, chiều dài cọc, hình dạng và kích thước tiết diện cọc, vật liệu cọc, có thể tính toán theo phương pháp hệ số nền "M" trong phương pháp hệ số nền.

7 Dưới tác dụng của tải trọng nhiệt, bản chịu lực sẽ xảy ra biến dạng nhất định. Tham khảo yêu cầu về độ võng thẳng đứng của dầm liên tục trong Quy phạm thiết kế cầu cống đường sắt TB 10002, đối với kết cấu siêu tĩnh không chôn hoặc chôn nông nhiều nhịp trong một liên kết, khi tính toán độ võng thẳng đứng cần xét đến tác dụng của tải trọng nhiệt, cụ thể có thể tính toán theo hai tổ hợp tải trọng bất lợi nhất sau:

① Giá trị độ võng do tải trọng tĩnh đứng của tàu gây ra cộng với 0,5 lần độ võng do nhiệt độ gây ra.

• 259 •

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên ngành sang tiếng Việt:

Tổng độ võng.

② Tổng của 0,63 lần độ võng do tải trọng đứng tĩnh của đoàn tàu gây ra và độ võng do toàn bộ tác động nhiệt.

8 Mục đích kiểm soát góc xoay đầu tấm và chiều dài phần console là để đáp ứng yêu cầu chịu lực của kết cấu đường ray và hệ thống phụ kiện. Nếu góc xoay quá lớn hoặc phần console quá dài, có thể dẫn đến việc kết cấu đường ray hoặc hệ thống phụ kiện không đáp ứng được yêu cầu chịu lực. Đối với đường ray không đá balat, khi góc xoay đầu tấm không đáp ứng yêu cầu, cần tiến hành kiểm tra chịu lực của kết cấu đường ray và hệ thống phụ kiện tại đầu tấm.

20.2.4

2 Thông thường, độ lún của cọc ma sát lớn hơn độ lún của cọc chống. Trong cùng một nhịp (liên) móng cọc, nếu đồng thời sử dụng cả cọc ma sát và cọc chống, dễ gây ra độ lún không đều của móng cọc, dẫn đến phá hủy kết cấu; đồng thời, việc sử dụng các cọc có đường kính, vật liệu và chiều dài chênh lệch lớn không chỉ làm phức tạp tính toán thiết kế mà còn dễ gây ra sai sót trong quá trình thi công. Do đó, trừ trường hợp điều kiện địa hình, địa chất đặc biệt, thông thường không khuyến nghị sử dụng các cọc có chiều dài chênh lệch quá lớn.

3 Do tải trọng của đoàn tàu phân bố theo dạng dải, để giảm mô men uốn ngang của kết cấu tấm-cọc không chôn ngầm và chôn nông, đảm bảo kết cấu chịu lực đồng đều, khoảng cách ngang giữa các cọc của kết cấu tấm-cọc được khuyến nghị bằng khoảng cách giữa hai đường ray.

4 Trong kết cấu tấm-cọc không chôn ngầm, dưới tác dụng của tải trọng đoàn tàu hoặc khi móng cọc xuất hiện độ lún không đều, đầu tấm chịu lực của các liên kết liền kề tại khe co giãn sẽ hình thành góc gập dạng lồi hoặc lõm, góc gập này không có lợi cho việc bố trí tấm ray vượt khe, dễ dẫn đến nứt tấm ray dưới tác dụng của tải trọng lặp lại của đoàn tàu. Khi gặp trường hợp điều kiện địa chất biến đổi lớn, cần tiến hành kiểm tra độ lún chênh lệch giữa hai hàng cọc liền kề, xem xét ảnh hưởng của độ lún chênh lệch đến nội lực kết cấu.

20.2.5 Kết quả tính toán lý thuyết và phân tích số của kết cấu tấm-cọc trên tuyến đường sắt khách tốc độ cao Trịnh-Tây cho thấy, tại vị trí liên kết cứng giữa tấm chịu lực với dầm đỡ và giữa dầm đỡ với móng cọc đều xuất hiện hiện tượng tập trung ứng suất, điều này không có lợi cho việc chịu lực và tuổi thọ sử dụng của kết cấu, trong thiết kế cần áp dụng các biện pháp cấu tạo cần thiết để hạn chế tối đa sự xuất hiện của tập trung ứng suất. Cụ thể có thể áp dụng các biện pháp kỹ thuật như: cọc xuyên vào tấm chịu lực (dầm đỡ) 100 mm, bố trí lưới cốt thép, cốt thép chống cắt uốn và tăng cường cốt đai.

Tham chiếu Quy phạm thiết kế bố trí cốt thép bê tông cho công trình đường sắt hiện hành TB 10064, đã đưa ra các yêu cầu cấu tạo tương ứng về bố trí cốt thép cho kết cấu tấm-cọc.

Việc liên kết chồng mí giữa tấm chịu lực và dầm đỡ tại nhịp biên của kết cấu tấm-cọc không chôn ngầm là một phần quan trọng của kết cấu tấm-cọc.

• 260 •

Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đường sắt TB 10106-2023

Trong các bộ phận yếu của kết cấu, đoạn đá phiến nở mạnh trên tuyến đường sắt cao tốc Guinan đã sử dụng tấm poly tetra fluoroethylene (PTFE) tại mặt tiếp xúc của kết cấu cọc-bản để loại bỏ ảnh hưởng bất lợi do ứng suất nhiệt và tác động tải trọng động của tàu gây ra dịch chuyển tương đối. Ngoài ra, còn sử dụng các vật liệu khác như vải địa kỹ thuật sợi polyester kết hợp màng địa kỹ thuật composite.

20.2.6

Theo quy định hiện hành trong Quy phạm thiết kế bố trí cốt thép bê tông cho công trình đường sắt TB 10064, đã đưa ra các yêu cầu cấu tạo tương ứng về bố trí cốt thép cho kết cấu cọc-bản.

20.3.3

Cọc khoan nhồi thi công bằng phương pháp khoan xoay thích hợp cho các loại địa tầng đất, đất cát, tầng cuội sỏi và nền đá có độ cứng trung bình trở xuống; cọc khoan nhồi thi công bằng phương pháp khoan va đập ngoài việc áp dụng cho các điều kiện địa chất nêu trên, còn có thể xuyên qua các chướng ngại vật như móng cũ, đất đổ thải nhân tạo, đống đá hoặc đá tảng lớn, tuy nhiên cần thận trọng khi sử dụng ở khu vực karst phát triển và đất bùn hoặc đất có tính chất bùn.

Cả hai phương pháp khoan xoay và khoan va đập đều có thể áp dụng cho nhiều loại địa tầng. Khoan xoay có ưu điểm là di chuyển thuận tiện, định vị nhanh, độ chính xác cao, tốc độ tạo lỗ nhanh; khoan va đập có khả năng thích ứng mạnh, có thể sử dụng cho các tầng cuội sỏi và tầng đất dễ sập lỗ mà các loại máy khoan khác không thể khoan được.

20.3.6

Do tại đỉnh cọc khoan nhồi có lớp vữa nổi, khó đảm bảo chất lượng đầu cọc, thông thường cần đục bỏ lớp vữa nổi ở đỉnh cọc. Trong điều kiện bình thường, khi đổ bê tông đến đỉnh cọc, cần vượt quá cao độ thiết kế của đỉnh cọc từ 0,2 m đến 0,3 m, để đảm bảo sau khi đục bỏ lớp vữa nổi ở đỉnh cọc, cao độ đỉnh cọc đáp ứng yêu cầu thiết kế.

20.3.8

Khi liên kết giữa dầm đỡ và bản chịu lực theo kiểu liên kết cứng, để đảm bảo chất lượng liên kết cứng tại vị trí mạch ngừng thi công, cần tiến hành đục nhám bề mặt đỉnh dầm đỡ, loại bỏ đá vụn nổi, làm sạch và giữ ẩm, sau đó trải một lớp vữa xi măng cát tỷ lệ 1:1 dày 20 mm đến 25 mm, rồi đổ bê tông, đầm kỹ để bê tông mới và cũ kết hợp chặt chẽ.

20.4.2

Phương pháp kiểm tra bằng sóng siêu âm có độ chính xác và độ tin cậy cao, không bị giới hạn bởi chiều dài cọc và tỷ lệ chiều dài/đường kính, có thể đánh giá chính xác tính toàn vẹn của cọc dài. Điều khoản này quy định đối với cọc có chiều dài lớn hơn 40 m hoặc cọc trong điều kiện địa chất phức tạp, cần sử dụng phương pháp sóng siêu âm để đảm bảo tính chính xác và tính kinh tế hợp lý của công tác kiểm tra. Khi tổ chức thí nghiệm hiện trường, tiêu chuẩn chiều dài cọc có thể được xác định dựa trên số liệu thí nghiệm.

20.4.3

Điều kiện đặc biệt trong điều khoản này đề cập đến trường hợp kết cấu cọc-bản được sử dụng để xử lý nền đất yếu dày và dài, nền đất hoàng thổ lún ướt, đá phiến nở hoặc khi có nghi ngờ hoặc tranh cãi về chất lượng thi công.

21.1.1

Phương pháp phun vữa (injection grouting), còn gọi là phương pháp phun ép vữa (grouting), là phương pháp sử dụng vữa được chế tạo từ một số vật liệu nhất định, thông qua thiết bị ép để bơm vữa vào các lỗ rỗng, khe nứt trong đất đá nền,

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

Quy phạm kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

… khiến chúng khuếch tán, keo tụ hoặc hóa rắn trong hang động, từ đó cải thiện tính chất vật lý và cơ học của đất đá địa tầng, nhằm mục đích gia cố địa tầng hoặc chống thấm và bịt kín rò rỉ. Ngoài việc gia cố xử lý các khu vực khai thác hầm lò và nền đá vôi karst, phương pháp này còn có thể được sử dụng để gia cố xử lý các bệnh hại như lún nứt đối với nền đường hiện hữu, cống hộp. Theo cơ chế gia cố bằng phụt vữa, có thể chia thành các loại: phụt vữa lấp đầy, phụt vữa nứt vỡ, phụt vữa thẩm thấu và phụt vữa đầm chặt.

21.1.2 Do phụt vữa gia cố đồng thời có nhiều tác dụng như chống thấm, lấp đầy, hóa rắn, đầm chặt, hiệu quả phụt vữa phụ thuộc vào đặc tính thấm được của môi trường được phụt, đồng thời cũng chịu ảnh hưởng và ràng buộc bởi điều kiện địa chất thủy văn. Do đó, trong thực tiễn công trình, khi lập phương án phụt vữa, cần dựa trên điều kiện địa chất công trình, địa chất thủy văn và yêu cầu công trình để xác định rõ đối tượng xử lý và mục đích phụt vữa, phương án cần có tính định hướng, đồng thời chú ý tiến hành phân tích hiệu ứng tổng hợp, tránh gây ra những ảnh hưởng bất lợi.

21.1.3 Vật liệu sử dụng trong phụt vữa bao gồm chất chủ yếu (nguyên liệu), dung môi (nước hoặc các dung môi khác) và phụ gia trộn lẫn với nhau, dựa trên thành phần và tỷ lệ phối trộn của vật liệu, được chia thành hai loại: vữa đơn chất và vữa kép; dựa trên tính chất của vữa, thường được chia thành hai loại lớn: loại huyền phù và loại dung dịch.

Do vữa xi măng có cường độ kết tinh cao, giá thành thấp, nguồn nguyên liệu dồi dào, dễ dàng pha chế vữa và thao tác đơn giản, nên vật liệu phụt vữa trong xử lý gia cố khu vực khai thác hầm lò và nền đá vôi karst thường là vữa xi măng nguyên chất. Trong thực tiễn công trình, tùy theo đối tượng xử lý phụt vữa và các tình huống đặc biệt gặp phải, khuyến nghị trong vữa xi măng nên trộn thêm cát, đất sét, tro bay, thủy tinh lỏng hoặc các phụ gia khác. Trong trường hợp rò rỉ vữa nghiêm trọng và không có biện pháp ngăn chặn hiệu quả khác, khuyến nghị sử dụng vật liệu phụt vữa kép loại xi măng-thủy tinh lỏng để xử lý ngăn chặn.

Đối với đoạn phụt vữa và phạm vi phụt vữa nhỏ, khối lượng công tác phụt vữa không lớn của nền đường ngắn, chi phí thí nghiệm phụt vữa cao và kết quả thí nghiệm phụt vữa khá phân tán, khuyến nghị kết hợp kinh nghiệm của toàn tuyến hoặc công trình lân cận để xác định công nghệ và thông số thi công.

21.1.6 Do trong quá trình phụt vữa, sự khuếch tán của vữa dễ gây ảnh hưởng đến môi trường xung quanh, trong quá trình thi công phụt vữa cần chú ý theo dõi sát tình hình môi trường xung quanh bên ngoài khu vực gia cố bằng phụt vữa, kịp thời điều chỉnh công nghệ phụt vữa, tránh gây ra những ảnh hưởng bất lợi. Đồng thời, sụt lún mặt đất karst là quá trình địa chất mà trong vùng karst phủ, các hạt đất của tầng phủ dưới tác dụng của nước ngầm bị cuốn trôi qua các kênh karst (hang động karst, khe nứt karst), hình thành hang đất, khi hang đất mở rộng đến một mức độ nhất định không thể tự ổn định. Do việc hút nước sẽ làm tăng khả năng xói ngầm-vận chuyển của kênh karst, dẫn đến sụt lún mặt đất, trong vùng có karst địa

• 262 •

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt

Trong phạm vi 200 m ~ 500 m gần các công trình xây dựng có nguy cơ sụt lún mặt đất, việc hạn chế khai thác nước ngầm là biện pháp hiệu quả để phòng ngừa sụt lún mặt đất karst. Trong phạm vi 200 m tính từ chân taluy nền đường đắp, đỉnh taluy đường đào hoặc phía ngoài cầu đường sắt của tuyến đường sắt cao tốc, nghiêm cấm khai thác nước ngầm. Khi tuyến đường sắt đi qua khu vực có nền đất karst, vùng có nguy cơ sụt lún cao hoặc các đoạn karst phát triển mạnh, cần hạn chế khai thác nước ngầm trong phạm vi 500 m tính từ đường sắt.

21.2.2 Theo kết quả nghiên cứu của Nghiên cứu dự báo và phòng ngừa sụt lún karst (lún sụt) loại phủ dày trên nền đường đoạn Thiều Quan - Hoa Đô tuyến đường sắt khách tốc độ cao Vũ Hán - Quảng Châu, để giảm thiểu hiệu quả sự lan tỏa vữa ra ngoài phạm vi gia cố và thất thoát vữa không hiệu quả, vị trí các lỗ khoan thi công phun vữa diện rộng nên được bố trí theo trình tự II hoặc III, với khoảng cách giữa các lỗ khoan giảm dần. Theo trình tự thi công và mục đích sử dụng, các lỗ khoan được chia thành hai loại: lỗ khoan dẫn đường và lỗ khoan phun vữa.

Lỗ khoan dẫn đường (pilot hole) là những lỗ khoan được thi công đầu tiên, dùng để kiểm chứng hoặc bổ sung tài liệu địa chất khu vực phun vữa, thường chỉ chiếm số ít trong tổng số lỗ khoan phun vữa. Do kiêm nhiệm vai trò thăm dò dẫn đường và lỗ khoan phun vữa, các lỗ khoan này thường được lựa chọn từ các lỗ khoan phun vữa thuộc phân kỳ thi công đầu tiên, và phải được thi công theo yêu cầu kỹ thuật thăm dò karst trong Quy trình khảo sát địa chất bất lợi cho công trình đường sắt TB 10027 hiện hành.

Lỗ khoan phun vữa (grouting hole) là các lỗ khoan kỹ thuật chủ yếu dùng để xuyên qua kênh phun vữa và tạo điều kiện bơm ép.

Khi bố trí lỗ khoan phun vữa theo phân kỳ, kết hợp với trình tự phân kỳ và phương pháp bố trí lỗ khoan, khoảng cách giữa các lỗ khoan phun vữa kỳ I khuyến nghị lấy bằng 1,4 ~ 2 lần khoảng cách thiết kế giữa các lỗ khoan phun vữa, đồng thời kiêm nhiệm vai trò thăm dò dẫn đường và gia cố phun vữa.

Đối với khu vực phát triển hang karst, đặc biệt là các đoạn phát triển hang karst dạng chuỗi hạt, khuyến nghị tăng thích đáng độ sâu của các lỗ khoan thăm dò dẫn đường trong kỳ I để điều tra hang karst bên dưới.

Theo Báo cáo nghiên cứu công nghệ then chốt xử lý nền đường khu vực karst tuyến đường sắt Vân Nam - Quảng Tây, để tiết kiệm khối lượng công trình và tránh lãng phí không cần thiết, khuyến nghị trước tiên thi công một phần lỗ khoan dẫn đường và lỗ khoan kỳ I của công trình giai đoạn I. Sau khi hoàn thành giai đoạn I, dựa trên tình hình địa chất chi tiết do các lỗ khoan dẫn đường tiết lộ, phân tích mức độ nguyên vẹn của nền đá, điều kiện địa chất thủy văn, v.v., chia phạm vi xử lý thành vùng có nguy cơ sụt lún rất cao, vùng có nguy cơ sụt lún và vùng ít có nguy cơ sụt lún, sau đó tiến hành xử lý công trình giai đoạn II theo tình hình phân vùng.

Tùy theo mức độ phức tạp của điều kiện địa chất, khuyến nghị sử dụng một phần hoặc toàn bộ các lỗ khoan phun vữa kỳ I làm lỗ khoan dẫn đường. Khi xử lý phun vữa karst, số lượng lỗ khoan dẫn đường thường không nên ít hơn số lượng lỗ khoan phun vữa của công trình giai đoạn I.

• 263 •

21.2.2 Bố trí lỗ khoan phụt vữa gia cố nền karst

Khoảng cách giữa các lỗ khoan phụt vữa trong giai đoạn đầu thường được bố trí theo hình vuông hoặc hình tam giác đều. Khi bố trí lỗ khoan theo hình vuông, khoảng cách giữa các lỗ khoan có thể lấy từ 5 m đến 10 m, số lượng lỗ khoan phụt vữa theo phân đợt phải chiếm ít nhất 50% tổng số lỗ. Việc bố trí lỗ khoan theo phân đợt có thể tham khảo sơ đồ minh họa 21.2.2—1.

⑦ Lỗ khoan thăm dò dẫn đầu; ① Lỗ khoan đợt I

Sơ đồ minh họa 21.2.2—1 Sơ đồ bố trí lỗ khoan phụt vữa trên mặt bằng công trình giai đoạn I

Các lỗ khoan của công trình giai đoạn II (lỗ khoan đợt II, III) được bố trí bổ sung tại tâm hình vuông và vị trí hang karst của các lỗ khoan công trình giai đoạn I (lỗ khoan T, đợt I), các lỗ khoan đợt I và II tạo thành bố trí hình thoi; lỗ khoan đợt III là lỗ khoan bổ sung, được bố trí bổ sung tại tâm hình thoi của các lỗ khoan đợt I và II, các lỗ khoan đợt I, II, III tạo thành bố trí hình vuông, như minh họa trong sơ đồ 21.2.2—2.

Đoạn nền đường sắt karst của tuyến đường sắt Vân-Quý dài 105,9 km, trong đó: khu vực khó sụt lún 6,5 km, khu vực dễ sụt lún 97,1 km, khu vực rất dễ sụt lún 2,3 km. Việc xử lý karst trên tuyến đường sắt Vân-Quý đã áp dụng thiết kế tối ưu động, giúp giảm chi phí công trình khoảng 121 triệu NDT so với phương pháp xử lý karst truyền thống.

21.2.3 Khoảng cách giữa các lỗ khoan phụt vữa gia cố nền karst

Khoảng cách giữa các lỗ khoan phụt vữa gia cố nền karst thường được lấy từ 3 m đến 10 m, khi thiết kế cần kết hợp với đặc điểm phát triển của hang karst, hang đất và đới phá hủy karst gần bề mặt đá gốc để xác định. Khi xử lý lấp đầy bằng phụt vữa đối với từng hang karst rỗng hoặc hang đất riêng lẻ, cần bố trí lỗ khoan kết hợp với vị trí trung tâm phát triển của hang karst, hang đất; khi phụt vữa đối với các đoạn có nguy cơ xảy ra xói ngầm - di chuyển - sụt lún của đất do dao động mực nước ngầm gần bề mặt đá gốc hoặc đã xảy ra sụt lún, khoảng cách giữa các lỗ khoan phụt vữa thường là 3 m đến 5 m; khi phụt vữa đối với các đoạn dễ xảy ra sụt lún, khoảng cách giữa các lỗ khoan phụt vữa thường là 5 m đến 10 m; khi xử lý bằng phụt vữa lấp đầy đối với khu vực khai thác hầm lò và hang karst rỗng lớn, khoảng cách giữa các lỗ khoan thường là 5 m đến 20 m.

• 264 •

● Lỗ khoan thăm dò tiên phong và giá trị đánh giá của công trình giai đoạn I;
● Lỗ khoan phát hiện hang karst của công trình giai đoạn I;
⑩⑪ Lỗ khoan công trình giai đoạn II

Bảng thuyết minh 21.2.2-2 Sơ đồ bố trí lỗ khoan phụt vữa mặt bằng công trình giai đoạn II

• 265 •

21.2.4 Theo kết quả nghiên cứu tổng hợp về cơ chế sụt lún mặt đất karst ở giai đoạn hiện nay, sụt lún mặt đất karst kiểu phủ chủ yếu thuộc loại hình thành do quá trình xói ngầm - sụp đổ - di chuyển - sụt lún của đất. Sụt lún mặt đất karst có ba điều kiện cơ bản: vật liệu sụt lún, kênh lưu trữ và vận chuyển sụt lún, và động lực sụt lún. Biện pháp xử lý bằng khoan phụt vữa chủ yếu thông qua việc phụt vữa lấp đầy các hố đất, hang karst và khe nứt karst gần mặt phân cách đất-đá, nhằm lấp đầy và bịt kín hiệu quả các kênh lưu trữ và vận chuyển sụt lún, ngăn cách mối liên hệ thủy lực giữa nước mặt và nước ngầm, từ đó ngăn ngừa xảy ra sụt lún mặt đất karst.

Đối với karst lộ thiên, chủ yếu kết hợp xử lý theo đặc điểm phát triển của từng hang karst không ổn định riêng lẻ, độ sâu khoan phụt vữa được kiểm soát theo độ sâu đáy hang karst; đối với khu vực dễ sụt lún chủ yếu là đới phá hủy karst, xử lý theo nguyên tắc khoan sâu vào nền đá không nhỏ hơn 5 m, đồng thời kết hợp đặc điểm phát triển của từng hang karst để xử lý gia cố sâu thêm phù hợp; đối với đoạn có hang karst phát triển dày đặc, cần xác định tổng hợp độ sâu xử lý dựa trên vị trí phát triển của các hang karst, nhằm tránh bỏ sót các hang karst không ổn định.

21.2.5 Khi tiến hành phụt vữa lấp đầy, khuyến nghị lựa chọn loại vữa có chất chủ yếu là xi măng, kết hợp với đặc tính cường độ của đá kết tinh vữa và yêu cầu về độ bền công trình, khuyến nghị trộn thêm một lượng tro bay thích hợp để thay thế một phần xi măng. Lý do sử dụng tro bay thay thế một phần xi măng:

(1) Độ mịn của hạt tro bay mịn hơn xi măng, và hình dạng hạt cầu chiếm ưu thế của nó giúp vữa dễ bơm hơn so với vữa chỉ chứa xi măng và cát. Sử dụng tro bay thay thế một phần xi măng hoặc cát có thể duy trì trạng thái lơ lửng của vữa, tránh hiện tượng phân tầng và giảm lắng đọng, từ đó cải thiện tính bơm được và tính thấm được.

(2) Tro bay có hoạt tính pozzolan, khi thêm vào xi măng có thể tăng tính kết dính, lực liên kết do phản ứng này tạo ra bền chắc hơn so với liên kết giữa các hạt xi măng.

(3) Tro bay chứa một lượng nhất định sunfat hòa tan trong nước, giúp tăng cường khả năng chống sunfat của xi măng.

21.2.7 Áp lực phụt vữa karst cho tuyến mới thường có thể áp dụng từ 0,2 MPa đến 0,5 MPa, đối với hang karst rỗng và khu vực khai thác khoáng sản bỏ hoang có thể áp dụng phụt vữa tự chảy trong giai đoạn đầu. Áp lực phụt vữa nứt vỡ, phụt vữa cho tuyến hiện hữu và các loại phụt vữa khác cần được xác định tổng hợp dựa trên điều kiện địa chất và các yếu tố ảnh hưởng đến môi trường xung quanh và công trình xây dựng.

21.3.2 Trong nghiên cứu “Nghiên cứu công nghệ phòng chống tổng hợp bệnh hại karst nền đường sắt Nam-Quảng” đã phát hiện qua thí nghiệm tham số phụt vữa hiện trường rằng, độ dày lớp phủ khác nhau dẫn đến sự chênh lệch lớn về áp lực phụt cuối cùng có thể đạt được. Ở đoạn lỗ khoan có lớp phủ mỏng, sau khi bắt đầu phụt vữa, vữa nhanh chóng xuất hiện hiện tượng trào lên bề mặt.

TB 10106-2023 Quy chuẩn kỹ thuật xử lý nền đất cho công trình đường sắt (bản đầy đủ)

Hiện tượng vữa, áp lực bơm cuối cùng về cơ bản tỷ lệ thuận với chiều dày lớp phủ, đồng thời áp lực bơm cuối cùng còn chịu ảnh hưởng bởi mức độ phát triển karst, do đó áp lực bơm cuối cùng nên được xác định dựa trên kết luận của đoạn thử nghiệm. Đồng thời, theo kết luận thử nghiệm của tuyến đường sắt Nam Quảng, khi áp dụng áp lực thiết kế đáp ứng điều kiện tốc độ bơm không vượt quá 5 L/phút trong 10 phút bơm liên tục thì được coi là điều kiện kết thúc bơm, đã đạt được hiệu quả công trình tốt.

21.3.3 Áp lực bơm và lưu lượng là hai thông số quan trọng trong thi công, bất kỳ phương pháp bơm nào cũng cần có ghi chép về áp lực và lưu lượng.

Trong quá trình bơm, thông qua lưu lượng, áp lực bơm và tổng lưu lượng bơm, có thể phân tích được khoảng trống của địa tầng, xác định điều kiện kết thúc bơm, dự đoán hiệu quả bơm. Sử dụng các lỗ khoan bơm lân cận để quan trắc kiểm chứng, đồng thời theo dõi tiến hành kiểm tra chất lượng tổng hợp, nhằm điều chỉnh thêm các thông số bơm và công nghệ thi công. Trong quá trình thi công, điều chỉnh động các thông số thi công bơm, thay đổi công nghệ thi công.

21.3.4 Trong quá trình thi công bơm, ngoài việc vữa phải đáp ứng yêu cầu về tính thấm được vào địa tầng, còn cần có tính lưu động tốt, tính ổn định lắng đọng, vật liệu kết tinh cần có cường độ và lực kết dính nhất định. Đối với loại vữa xi măng, khi tỷ lệ nước-xi măng lớn, xuất hiện hiện tượng lắng đọng hạt vữa, phân tách và tách nước; khi tỷ lệ nước-xi măng nhỏ thì tính lưu động kém. Hiện nay, tỷ lệ nước-xi măng của loại vữa xi măng có thể lựa chọn là 0.5:1, 0.6:1, 0.8:1, 1:1, 2:1, 3:1, 5:1, v.v. Do khi tỷ lệ nước-xi măng lớn hơn 3:1, vữa tiết nước quá mức tạo thành kênh hòa tan ăn mòn, không có lợi cho tính bền vững của công trình bơm, sự khác biệt về tính năng giữa vữa có tỷ lệ 0.5:1 và 0.6:1 tương đối nhỏ, nên khuyến nghị sử dụng tỷ lệ nước-xi măng từ 0.6~2.0.

21.3.5 Do các kênh bơm lấp đầy như hang karst, hang đất, khe nứt karst, đường hầm, v.v. có đặc điểm không đều, dị hướng, độ mở của kênh bơm và mức độ lấp đầy không đồng nhất, thường xảy ra biến đổi động trong quá trình bơm, nên việc khoan bơm cần tuân thủ nguyên tắc kết hợp thăm dò và bơm, thi công theo thông tin hóa.

21.3.8 Để ngăn ngừa hiện tượng vữa chảy sang lỗ khoan lân cận và giảm thất thoát vữa không hiệu quả, trình tự bơm cần thực hiện theo phương pháp bơm cách lỗ, và khuyến nghị áp dụng phương pháp bơm từ ngoài vào trong; để ngăn ngừa sập thành lỗ khoan làm tắc kênh bơm trong quá trình bơm, tránh hiện tượng tăng áp đột ngột gây nổ ống, khuyến nghị bơm theo phương pháp tuần hoàn từ dưới lên trên. Khi địa tầng rời rạc dễ sập lỗ khoan, có thể áp dụng phương pháp bơm phân đoạn khoan lại từ trên xuống dưới. Khi tốc độ dòng chảy nước ngầm lớn, cần xem xét vữa

• 267 •

21.4 Kiểm tra và đánh giá hiệu quả gia cố

Việc bơm vữa nên bắt đầu từ đầu có cột nước cao do hiệu ứng di chuyển của dung dịch trong dòng chảy.

21.4.1 Đơn vị thi công tiến hành tự kiểm tra hình thức bố trí, số lượng, phạm vi, độ sâu của các lỗ khoan và hiệu quả bơm vữa. Số lượng kiểm tra thực hiện theo tiêu chuẩn Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt TB 10414 và Tiêu chuẩn nghiệm thu chất lượng thi công nền đường sắt cao tốc TB 10751.

21.4.3 Hiện nay, các phương pháp kiểm tra chất lượng thường dùng bao gồm: phương pháp khoan lấy lõi, thí nghiệm ép nước, phương pháp sóng mặt tạm thời, phương pháp đo sâu điện, và CT sóng điện từ. Đặc điểm của các phương pháp như sau:

(1) Quan sát tình trạng lấp đầy của đá xi măng thông qua khoan lấy lõi là một phương pháp trực quan. Tuy nhiên, do tính dị hướng và không đồng nhất của khối đất đá, vùng và hướng lấp đầy của gia cố bơm vữa có tính không chắc chắn, đồng thời khả năng bơm vào khe nứt có giới hạn chiều rộng nhất định (>0,2 mm), nên việc quan sát thông qua khoan lấy lõi mang tính ngẫu nhiên nhất định.

(2) Thí nghiệm ép nước là phương pháp trực tiếp nhất để kiểm tra hiệu quả bơm vữa. Đối với sụt lún mặt đất karst, tính thấm của địa tầng là một hệ thống kỹ thuật trong nghiên cứu cơ chế sụt lún mặt đất karst. Hiện nay, chưa có quy trình thao tác thống nhất và tiêu chuẩn định lượng cho thí nghiệm ép nước kiểm tra gia cố bơm vữa karst. Theo kết quả thí nghiệm trung gian của Nghiên cứu công nghệ phòng chống karst nền đường sắt Nam-Quảng, tiêu chuẩn đánh giá theo tỷ số hiện đang sử dụng có một số hạn chế và cần được nghiên cứu sâu hơn. Theo kết quả thí nghiệm của Nghiên cứu công nghệ phòng chống karst nền đường sắt Nam-Quảng, tổng hợp từ 53 nhóm thí nghiệm mô hình ép nước trong phòng, 26 nhóm thí nghiệm ép nước hiện trường và các kết quả nghiên cứu về tỷ suất thấm hiện có: đối với nền đá vôi có khe nứt karst phát triển, khi chiều rộng khe nứt ≤ 3 mm (hoặc tỷ suất thấm của nền ≤ 47 Lu), trong điều kiện tự nhiên, không đủ điều kiện gây ra xói ngầm karst và sụt lún. Đề xuất lấy 47 Lu làm giá trị tỷ suất thấm tới hạn gây xói ngầm, dùng làm tiêu chuẩn định lượng kiểm tra hiệu quả bơm vữa phòng chống sụt lún mặt đất karst.

(3) Trong điều kiện thông thường, phương pháp đo sâu điện có thể kiểm tra định tính cơ bản hiệu quả lấp đầy của bơm vữa đối với hang karst. Cơ sở đánh giá phân tích dựa trên sự khác biệt về tính chất điện của địa tầng được bơm vữa. Tại các đoạn có dị thường điện rõ rệt như hang karst, hang đất, đới phá hủy karst phát triển mạnh, mặt cắt kiểm tra có thể phát hiện tốt tình trạng lấp đầy của bơm vữa, tối đa hóa việc tránh bỏ sót các dị thường hang rỗng trong phạm vi kiểm tra.

(4) CT sóng điện từ có hiệu quả tốt trong việc xác định phân bố hang karst và nhận diện mặt phân cách đất-đá. Đặc biệt, phương pháp này có thể phản ánh trực quan và hiệu quả sự thay đổi điều kiện địa chất giữa các lỗ khoan, điều mà các phương pháp khác không có được. Tuy nhiên, do quy trình thử nghiệm phức tạp và chi phí cao, việc sử dụng đại trà bị hạn chế, đồng thời gây khó khăn nhất định cho việc phân tích định lượng dựa trên cơ sở dữ liệu thống kê.

• 268 •

(5) Phương pháp sóng mặt tạm thời (instantaneous surface wave) tiến hành đánh giá phân tích tổng hợp dựa trên sự thay đổi về độ lớn vận tốc sóng mặt và hình thái đường cong phân tán sóng mặt của khối đất đá trước và sau khi phụt vữa, có khả năng kiểm tra định lượng hiệu quả phụt vữa karst, đồng thời có ưu điểm như thuận tiện, linh hoạt, cường độ lao động thấp, có thể triển khai trên diện rộng và quản lý theo quy chuẩn hóa.

Sử dụng các phương pháp thăm dò địa vật lý tổng hợp như phương pháp đo sâu điện, phương pháp sóng mặt tạm thời và phương pháp CT sóng điện từ, kết hợp với khoan lấy lõi, thí nghiệm đổ nước hoặc phụt vữa, tiến hành so sánh sự thay đổi các thông số vật lý trước và sau khi phụt vữa, từ đó xác định tiêu chuẩn chất lượng đạt yêu cầu của khu vực thi công dựa trên mục đích gia cố bằng phụt vữa và phản ánh hiệu quả có thể đạt được của địa tầng.

Công trình phụt vữa nền đường karst tại ga Tân Khê tuyến đường sắt Chiết-Cám và công trình phụt vữa karst tại K310, K312 đoạn Giang Sơn tuyến đường sắt Chiết-Cám đều đã áp dụng phương pháp kiểm tra bằng sóng mặt. Thông qua đối chiếu, kiểm chứng lẫn nhau với quan sát lấy lõi khoan và thí nghiệm ép nước, đánh giá tổng hợp cho thấy hiệu quả tốt. Tình trạng công trình phụt vữa nền đường karst tại ga Tân Khê ổn định, không xảy ra sụt lún mới, cho thấy phương pháp kiểm tra bằng sóng mặt là một phương pháp khả thi để kiểm tra chất lượng phụt vữa. Qua nghiên cứu thí nghiệm, tiêu chuẩn kiểm tra chất lượng phụt vữa nền đường karst bằng sóng mặt được đề xuất như sau, xem Bảng thuyết minh 21.4.3—1.

Bảng thuyết minh 21.4.3—1 Tiêu chuẩn kiểm tra chất lượng phụt vữa nền đất đá tuyến đường sắt Chiết-Cám

Môi trường	Đường cong phân tán sóng mặt	Ghi chú
Lớp đất (đường đào)	Không phân tán	(1) Kiểm tra bằng sóng mặt lấy tiêu chuẩn vận tốc làm chủ yếu, kết hợp với đường cong phân tán. <br> (2) Số lượng lỗ kiểm tra bằng thí nghiệm ép nước đề xuất tính theo 3%, nhưng mỗi điểm phụt vữa không ít hơn 2 lỗ. <br> (3) Khi kết quả đánh giá chất lượng phụt vữa của hai phương pháp kiểm tra không thống nhất, cần lấy kết quả kiểm tra bằng thí nghiệm ép nước làm chuẩn.
Lớp đá (đường đào)	Không phân tán
Lớp đất (đường đắp)	Không phân tán
Lớp đá (đường đắp)	Không phân tán

Ghi chú: Độ sâu kiểm tra bằng sóng mặt m.

Theo Nghiên cứu công nghệ phòng chống karst nền đường sắt tuyến Nam-Quảng của Viện Thiết kế Đường sắt Trung Quốc số 2, đã tiến hành thăm dò tổng hợp với 4 đoạn đo sâu điện dài 4.058 m, 4 đoạn sóng mặt tạm thời với 938 điểm, 4 đoạn CT sóng điện từ với 75 lỗ khoan tương đương.

Dưới đây là bản dịch tài liệu chuyên ngành sang tiếng Việt:

Trên cơ sở kiểm tra phát hiện, đã đề xuất Quy định thực hiện chi tiết kiểm tra chất lượng thi công phụt vữa nền đá karst đường sắt Nam-Quảng, trong đó tiêu chuẩn đánh giá bằng phương pháp sóng mặt tạm thời đối với mặt bằng gốc sau phụt vữa đạt yêu cầu được nêu trong Bảng thuyết minh 21.4.3-2.

Bảng thuyết minh 21.4.3-2 Tiêu chuẩn giải đoán phương pháp sóng mặt tạm thời đối với phụt vữa karst

Loại	Tiêu chuẩn giải đoán
Đất
Đá	<br>
Hang karst

Từ thực tiễn công trình, ngoài việc tăng cường tự kiểm tra chất lượng trong quá trình thi công phụt vữa, việc áp dụng đồng bộ nhiều phương pháp như khoan lấy lõi, thí nghiệm ép nước, sóng mặt tạm thời và đo sâu điện trở là giải pháp hiệu quả để đánh giá khách quan hiệu quả phụt vữa. Do đó, sau khi hoàn thành thi công phụt vữa trên toàn đoạn (hoặc khu vực), cần tiến hành kiểm tra chất lượng phụt vữa bằng phương pháp thăm dò địa vật lý tổng hợp kết hợp khoan lấy lõi (ép nước hoặc bơm nước). Số lượng lỗ khoan lấy lõi không ít hơn 2% tổng số lỗ phụt vữa, bố trí xen kẽ giữa các lỗ phụt; điểm đo sóng mặt tạm thời được kiểm tra ngẫu nhiên trong phạm vi xử lý, số điểm đo không ít hơn 5% tổng số lỗ phụt vữa và thường không ít hơn 10 điểm, kiểm tra vận tốc sóng của khối đất đá trong phạm vi độ sâu phụt vữa; chiều dài đoạn kiểm tra đo sâu điện trở bằng 10% chiều dài đoạn xử lý và thường không nhỏ hơn 15 m, tuyến đo ưu tiên bố trí tại các đoạn có hình thái karst phát triển mạnh; đối với các đoạn xử lý riêng lẻ hoặc hang karst đơn lẻ, lấy khoan lấy lõi và thí nghiệm ép nước làm phương pháp kiểm tra chính.

D.0.2 Phương pháp khối tương đương và phương pháp lớp hiện tại khó xác định các thông số tính toán, kết quả tính toán chịu ảnh hưởng lớn từ yếu tố chủ quan, do đó quy trình này không khuyến nghị hai phương pháp trên. So với các phương pháp khác, phương pháp Boussinesq ít chịu ảnh hưởng từ yếu tố chủ quan hơn, vì vậy quy trình khuyến nghị sử dụng phương pháp này. Xét đến việc phương pháp khuếch tán ứng suất hiện cũng được ứng dụng trong thực tế công trình, quy trình cũng đưa ra phương pháp này. Ngoài ra, quy trình còn tham khảo các quy chuẩn liên quan của Nhật Bản để cung cấp phương pháp , nhằm tham khảo cho người thiết kế.

Trong Nghiên cứu phương pháp tính toán lún sau công trình của nền đất composite và các tiêu chuẩn kỹ thuật liên quan, đối với một ví dụ tính toán (Hình thuyết minh D.0.2), đã tiến hành so sánh giữa phương pháp Boussinesq, phương pháp và phương pháp tính toán số (sử dụng phần mềm ansys). Vùng gia cố nền sử dụng cọc trộn đất, vùng gia cố composite...

• 270 •

Môđun tổng hợp được xác định theo phương pháp môđun phức hợp, môđun nén của các lớp đất được nêu trong bảng thuyết minh D.0.2-1.

Bùn, MPa

(a) Nền đất một lớp được gia cố

Bùn, MPa

(b) Nền đất hai lớp được gia cố (chiều dài cọc = 10 m)

Hình thuyết minh D.0.2 Sơ đồ phân tích tính toán lún nền đất phức hợp (đơn vị: m)

• 271 •

Bảng thuyết minh D.0.2—1 Thông số tính toán

Mặt cắt	Mô-đun nén (MPa)
	Nền đường	Nền đất
		Lớp đất thứ nhất		Lớp đất thứ hai
		Vùng gia cố	Vùng không gia cố
Nền đất một lớp gia cố	30	9.54	1.6	1.6
Nền đất hai lớp gia cố (chiều dài cọc 10 m)	30	9.54	1.6	5.2
Nền đất hai lớp gia cố (chiều dài cọc 15 m)	30	9.54	—	5.2

Từ Bảng thuyết minh D.0.2—2 có thể thấy, kết quả tính toán của ba phương pháp khá gần nhau, trong đó phương pháp tính toán số trị cho kết quả nhỏ nhất, phương pháp L/3 cho kết quả lớn nhất, còn kết quả tính toán theo phương pháp Boussinesq được quy trình này khuyến nghị chủ yếu nằm ở giữa.

Bảng thuyết minh D.0.2—2 Kết quả tính toán nền đất theo các phương pháp khác nhau

Trường hợp tính toán	Phương pháp tính toán	Tổng độ lún nền đất (m)
Nền đất một lớp gia cố	Phương pháp Boussinesq	1.076
	Phương pháp L/3	1.099
	Phương pháp tính toán số trị	0.987
Nền đất hai lớp gia cố (chiều dài cọc 10 m)	Phương pháp Boussinesq	0.593
	Phương pháp L/3	0.637
	Phương pháp tính toán số trị	0.53
Nền đất hai lớp gia cố (chiều dài cọc 15 m)	Phương pháp Boussinesq	0.357
	Phương pháp L/3	0.477
	Phương pháp tính toán số trị	0.386

D.0.3 Về vấn đề tính toán độ cố kết của nền đất sét dày được xử lý bằng giếng thoát nước thẳng đứng nhưng không xuyên suốt, nhiều học giả đã tiến hành nhiều nghiên cứu, song đến nay vẫn chưa tìm ra được một phương pháp tính toán độ cố kết vừa chính xác vừa đơn giản và thực dụng. Hiện nay, trong các ứng dụng thực tế, phương pháp gần đúng vẫn được sử dụng,

· 272 ·

Dưới đây là bản dịch theo yêu cầu:

Cũng có các nghiệm giải tích thu được từ tính toán lý thuyết, như phương pháp Hart, phương pháp cải tiến của Xie Kanghe, v.v. Hướng dẫn kỹ thuật thiết kế và thi công nền đường đắp trên đất yếu đường bộ JTG/T D31-02—2013 cũng đưa ra nghiệm giải cho bài toán này, tuy nhiên các phương pháp này cho kết quả tính toán độ cố kết trung bình khác biệt đáng kể, và việc lựa chọn phương pháp nào hợp lý hơn vẫn còn tồn tại một số tranh luận. Do đó, trong quy trình này tạm thời không quy định cụ thể công thức tính toán, trong quá trình thiết kế cần tự lựa chọn phương pháp tính toán tương đối an toàn hoặc kết hợp với tính toán số để xác định tổng hợp.

• 273 •

Bản dịch: geocorner.vn — Nguyễn Trung Kiên. Vui lòng dẫn nguồn khi trích dẫn.

Bản dịch: TB 10106-2023 Technical code for ground treament of railway engineering (full) (Chinese)

UDC

Quy trình kỹ thuật xử lý nền móng công trình đường sắt

Technical Specification for Ground Treatment

Tiêu chuẩn ngành Cộng hòa Nhân dân Trung Hoa

Quy trình kỹ thuật xử lý nền đất công trình đường sắt

Cục Đường sắt Quốc gia thông báo về việc ban hành tiêu chuẩn ngành đường sắt

QUY CHUẨN KỸ THUẬT XỬ LÝ NỀN ĐẤT CHO CÔNG TRÌNH ĐƯỜNG SẮT

Ví dụ minh họa (nếu có nội dung gốc):

3.2 Thiết kế xử lý nền đất

Lời nói đầu

TIÊU CHUẨN KỸ THUẬT TB 10106-2023

QUY CHUẨN KỸ THUẬT XỬ LÝ NỀN ĐẤT CHO CÔNG TRÌNH ĐƯỜNG SẮT

Mục lục

Lời nói đầu

1 Phạm vi áp dụng

2 Tiêu chuẩn viện dẫn

3 Thuật ngữ và định nghĩa

3.1 Xử lý nền đất (Ground treatment)

3.2 Cố kết (Consolidation)

3.3 Gia tải trước (Preloading)

3.4 Cọc cát (Sand compaction pile)

3.5 Cọc xi măng đất (Cement-soil pile)

4 Yêu cầu chung

4.1 Nguyên tắc cơ bản

4.2 Phân loại nền đất

5 Khảo sát địa kỹ thuật

5.1 Nội dung khảo sát

5.2 Yêu cầu kỹ thuật

6 Thiết kế xử lý nền đất

6.1 Nguyên tắc thiết kế

6.2 Các biện pháp xử lý nền đất

6.2.1 Gia tải trước kết hợp bấc thấm (Preloading with vertical drains)

6.2.2 Cọc cát (Sand compaction piles)

6.2.3 Cọc xi măng đất (Cement-soil piles)

6.2.4 Gia cố bằng vải địa kỹ thuật (Geosynthetics reinforcement)

7 Thi công xử lý nền đất

7.1 Yêu cầu chung

7.2 Quy trình thi công cọc cát

7.3 Quy trình thi công cọc xi măng đất

8 Nghiệm thu và giám sát

8.1 Nghiệm thu

8.2 Giám sát

9 An toàn và bảo vệ môi trường

9.1 An toàn lao động

9.2 Bảo vệ môi trường

Phụ lục A (Quy định) Phương pháp tính toán độ lún nền đất

A.1 Độ lún cố kết (Consolidation settlement)

A.2 Độ lún tức thời (Immediate settlement)

Phụ lục B (Tham khảo) Bảng tra các chỉ tiêu cơ lý của đất

Phụ lục C (Tham khảo) Ví dụ tính toán xử lý nền đất

C.1 Ví dụ 1: Gia tải trước kết hợp bấc thấm

Mục lục

1 Tổng thì

2 Thuật ngữ và ký hiệu

2.1 Thuật ngữ

2.1.1 Xử lý nền đất ground treatment

2.1.2 Nền tự nhiên natural ground

2.1.3 Cọc vật liệu rời pile of granular material

2.1.4 Cọc mềm flexible pile

2.1.5 Cọc cứng rigid pile

2.1.6 Sức chịu tải cho phép của nền đất ground allowable bearing capacity

2.1.7 Sức chịu tải cơ bản của nền đất ground basic bearing capacity

2.1.18 Tấm thoát nước nhựa plastic drain sheet

2.1.19 Gia tải chân không vacuum preloading

2.1.20 Cọc đá (cát) gravel (sand) pile

2.1.21 Cọc ép chặt vôi - đất lime-soil compaction pile

2.1.22 Cọc ép chặt xi măng - đất cement-soil compaction pile

2.1.23 Cọc mở rộng bằng búa cọc hình trụ pile thrusted-expanded with column-hammer

2.1.24 Cọc trộn xi măng - đất cement-soil mixing pile

2.1.25 Cọc phun vữa cao áp jet grouting pile

2.1.26 Cọc vữa bơm trong túi vải địa kỹ thuật (bag grouting pile)

2.1.27 Cọc vữa bơm đá dăm (gravel grouting pile)

2.1.28 Cọc xi măng tro bay đá dăm (cement fly-ash gravel pile, CFG)

2.1.29 Cọc bê tông thường (plain concrete pile)

2.1.30 Cọc ren (thanh) (screw pile)

2.1.31 Cọc ống bê tông đường kính lớn đổ tại chỗ (large diameter cast-in-place concrete pipe pile)

2.1.32 Cọc tiết diện chữ X đổ tại chỗ (X-section cast-in-place concrete pile)

2.1.33 Cọc đúc sẵn (precast pile)

2.1.34 Cọc khoan nhồi bê tông cốt thép