Đồ án Lập dự án thu hút nguồn vốn Nhà nước & nước ngoài để cải tạo & nâng cấp các trục đường ô tô quan trọng trong nước

g 20-6 STT Quá trình công nghệ Yêu cầu máy 1 Vận chuyển cấp phối đổ vào máy rải Rải cấp phối đá dăm Xe MAZ503 Máy rải D150B 2 Lu sơ bộ bằng lu nhẹ 4 lần/điểm V = 2 km/h Lu nhẹ D469A 3 Lu bánh lốp 20 lần/điểm V = 5 km/h Lu bánh lốp TS280 4 Lu lèn chặt bằng lu nặng 4 lần/điểm V = 3km/h Lu nặng D400 Chú ý: Cấp phối vận chuyển đến đã được trộn với độ ẩm tốt nhất, tuy nhiên cần dự phòng 1 xe tưới nước trong trường hợp cấp phối bị mất nước do để lâu mới lu được. Theo định mức XDCB với h = 14cm có V = 20.30m3/100m2 Khối lượng dùng cho đoạn 120 m là: 1,20x11x20.30= 267,96 (m3) Quy đổi năng suất vận chuyển cấp phối ra theo đơn m3/ca ta có như sau: Dung trọng của cấp phối sau khi đã lèn ép là: 2,4 (T/m3) Hệ số đầm nén cấp phối là: 1,4 Dung trọng cấp phối trước khi lèn ép là: = 1,71 (T/m3) Vậy năng suất của xe MAZ503 vận chuyển cấp phối là: = 43,95(m3/ca). Bảng tổng hợp khối lượng công tác và số ca máy cần thiết Bảng 20-7 TT Trình tự công việc loại máy Đơn vị Khối lượng Năng suất Số ca máy 1 Vận chuyển cấp phối đổ vào máy rải Rải cấp phối đá dăm MAZ503 m3 267,96 43,95 6,10 D150B Tấn 458,21 1600 0,29 2 Lu nhẹ bánh thép 4 lần/điểm V = 2Km/h D469A Km 0,12 0,44 0,27 3 Lu bánh lốp 20 lần/điểm V = 5Km/h TS280 Km 0,12 0,33 0,36 4 Lu nặng bánh thép 4 lần/điểm, V = 3km/h D400 Km 0,12 0,40 0,30 Bảng tổng hợp đội máy thi công lớp cấp phối đá dămloại I Bảng 20-8 TT Tên máy Hiệu máy Số máy cần thiết Số ca Số thợ máy 1 Xe ôtô tự đổ MAZ503 20 6,10 20 2 Máy rải cấp phối D150B 1 0,29 1 3 Lu nhẹ bánh thép D469A 2 0,27 2 4 Lu bánh lốp TS280 2 0,36 2 5 Lu nặng bánh thép D400A 2 0,30 2 III.3.3. Thi công lớp mặt đường BTN hạt vừa. Bảng quá trình công nghệ thi công và yêu cầu loại máy móc Bảng 20-9 STT Quá trình công nghệ thi công Yêu cầu máy móc 1 Vận chuyển và tưới nhựa dính bám Xe tưới D164A 2 Vận chuyển BTN đổ vào máy rải Rải BTN hạt vừa bằng máy rải Xe MAZ503 D150B 3 Lu sơ bộ bằng lu nhẹ 4 lần/điểm V = 2km/h D 469A 4 Lu bằng lu nặng bánh lốp 10 lần/điểm V = 4km/h TS280 5 Lu bằng lu nặng 4 lần/điểm V = 3km/h D400A Theo định mức XDCB tỉnh Hà Nam với h = 7cm Khối lượng BTN hạt vừa cần 16.615 T/100m2. Khối lượng dùng cho đoạn 120m là: 1,2x11x16,615= 219,32 (Tấn). Lượng nhựa tưới dính bám là 1,0 (Kg/m2) Theo tính toán ở phần trên ta có năng suất vận chuyển BTN là: 45,33 (T/ca) Bảng tổng hợp khối lượng công tác và số ca máy Bảng 20-10 TT Trình tự công việc Loại máy Đơn vị Khối lượng Năng suất Số ca máy 1 Vận chuyển và tưới nhựa dính bám D164A Kg 1320 30000 0,044 2 Vận chuyển BTN đổ vào máy rải Rải BTN hạt vừa bằng máy rải MAZ503 T 219,32 45,33 4,84 D150B T 375,04 1500 0,25 3 Lu sơ bộ bằng lu nhẹ 4 lần/điểm V = 2km/h D469A Km 0,12 0,44 0,27 4 Lu nặng bánh lốp 10 lần/điểm V = 4km/h D472A Km 0,12 0,422 0,28 5 Lu bằng lu nặng 4 lần/điểm V = 4km/h D400A Km 0,12 0,42 0,29 Bảng tổ hợp đội máy thi công lớp BTN hạt vừa Bảng20-11 STT Tên máy Hiệu máy Số máy cần thiết Số ca Số thợ máy 1 Tưới nhựa dính bám D164A 1 0,044 1 2 Xe ôtô tự đổ MAZ503 20 4,84 20 3 Máy rải BTN D150B 1 0,25 1 4 Lu nhẹ bánh thép D469A 2 0,27 2 5 Lu nặng bánh lốp TS280 2 0,28 2 6 Lu nặng bánh thép D400A 2 0,29 2 III.3.4. Thi công lớp mặt đường BTN hạt mịn. Bảng quá trình công nghệ thi công và yêu cầu loại máy móc Bảng 20-12 STT Quá trình công nghệ thi công Yêu cầu máy móc 1 Vận chuyển BTN đổ vào máy rải Rải BTN hạt vừa bằng máy rải Xe MAZ503 D150B 2 Lu sơ bộ bằng lu nhẹ 4 lần/điểm V = 2km/h D 469A 3 Lu bằng lu nặng bánh lốp 10 lần/điểm V = 4km/h TS280 4 Lu bằng lu nặng 4 lần/điểm V = 3km/h D400A Theo định mức XDCB tỉnh Hà Nam với h = 5cm Khối lượng BTN hạt mịn cần 12,12 T/100m2. Khối lượng dùng cho đoạn 120m là: 1,2x11x12,12= 158,98 (Tấn). Theo tính toán ở phần trên ta có năng suất vận chuyển BTN là: 45,33 (T/ca) Bảng tổng hợp khối lượng công tác và số ca máy Bảng 20-13 TT Trình tự công việc Loại máy Đơn vị Khối lượng Năng suất Số ca máy 1 Vận chuyển BTN đổ vào máy rải MAZ503 T 158,98 45,33 3,51 2 Rải BTN hạt vừa bằng máy rải D150B T 271,86 1500 0,18 3 Lu sơ bộ bằng lu nhẹ 4 lần/điểm V = 2km/h D469A Km 0,12 0,44 0,27 4 Lu nặng bánh lốp 10 lần/điểm V = 4km/h D472A Km 0,12 0,422 0,28 5 Lu bằng lu nặng 4 lần/điểm V = 4km/h D400A Km 0,12 0,42 0,29 Bảng tổ hợp đội máy thi công lớp BTN hạt vừa Bảng 20-14 STT Tên máy Hiệu máy Số máy cần thiết Số ca Số thợ máy 1 Xe ôtô tự đổ MAZ503 20 3,51 20 2 Máy rải BTN D150B 1 0,18 1 3 Lu nhẹ bánh thép D469A 2 0,27 2 4 Lu nặng bánh lốp TS280 2 0,28 2 5 Lu nặng bánh thép D400A 2 0,29 2 III.3.5. Thành lập đội thi công mặt đường . +) 20 xe ô tô tự đổ MAZ503 dùng chung +) 2 máy san tự hành D144A +) 2 lu nhẹ bánh thép D469A +) 2 lu nặng bánh thép D400A +) 2 lu bánh lốp TS280 +) 1 xe tưới nhựa D164A +) 2 máy rải D150B +) 1 xe tưới nước DM10 Bảng tổng hợp quá trình công nghệ thi công chi tiết mặt đường Bảng 20-15 TT Trình tự công việc Loại máy Đ.vị KL NS Số ca 1 Đào khuôn áo đường bằng san tự hành D144 m3 607,32 5288,22 0,114 2 Lu lòng đường bằng lu nhẹ 8 lần/điểm V = 3 km/h D469A Km 0,12 0,495 0,24 3 V/c cấp phối và rải CP lần 1 MAZ503 m3 182,7 43,95 4,15 D150B Tấn 312,42 1600 0,19 4 Lu nhẹ 4 lần/điểm, V = 2km/h D469A Km 0,12 0,44 0,27 5 Lu bánh lốp 25lần/điểm, V=5km/h TS280 Km 0,12 0,33 0,36 6 Lu nặng 4 lần/điểm ,V = 3km/h D400 Km 0,12 0,4 0,30 7 V/c cấp phối và rải CP lần 2 MAZ503 m3 158,34 43,95 3,60 D150B Tấn 270,76 1600 0,17 8 Lu nhẹ 4 lần/điểm, V = 2km/h D469A Km 0,12 0,44 0,27 9 Lu bánh lốp 25lần/điểm, V=5km/h TS280 Km 0,12 0,33 0,36 10 Lu nặng 4 lần/điểm ,V = 3km/h D400 Km 0,12 0,4 0,30 11 Vận chuyển cấp phối đổ vào máy rải Rải cấp phối đá dăm MAZ503 m3 267,96 43,95 6,10 D150B Tấn 458,21 1600 0,29 12 Lu nhẹ bánh thép 4 lần/điểm ,V = 2Km/h D469A Km 0,12 0,44 0,27 13 Lu bánh lốp 20 lần/điểm ,V = 5Km/h TS280 Km 0,12 0,33 0,36 14 Lu nặng bánh thép 4 lần/điểm, V = 3km/h D400 Km 0,12 0,40 0,30 15 Vận chuyển và tưới nhựa dính bám D164A Kg 1320 30000 0,044 16 Vận chuyển BTN đổ vào máy rải Rải BTN hạt vừa bằng máy rải MAZ503 T 219,32 45,33 4,84 D150B T 375,04 1500 0,25 17 Lu nhẹ 4 lần/điểm ,V = 2km/h D469A Km 0,12 0,44 0,27 18 Lu nặng bánh lốp 10 lần/điểm V = 4km/h D472A Km 0,12 0,422 0,28 19 Lu bằng lu nặng 4 lần/điểm V = 4km/h D400A Km 0,12 0,42 0,29 20 Vận chuyển BTN đổ vào máy rải Rải BTN hạt mịn bằng máy rải MAZ503 T 158,98 45,33 3,51 D150B T 271,86 1500 0,18 21 Lu sơ bộ bằng lu nhẹ 4 lần/điểm V = 2km/h D469A Km 0,12 0,44 0,27 22 Lu nặng bánh lốp 10 lần/điểm ,V = 4km/h D472A Km 0,12 0,422 0,28 23 Lu nặng 4 lần/điểm ,V = 4km/h D400A Km 0,12 0,42 0,29 Chương V tiến độ thi công chung toàn tuyến Theo dự kiến công tác xây dựng tuyến bắt đầu tiến hành từ ngày 1/3/2004 và hoàn thành trước 4 tháng. Như vậy để thi công các hạng mục công trình toàn bộ máy móc thi công được chia làm các đội như sau: I. Đội 1: +) Công việc: Làm đường tạm, xây dựng lán trại, dọn dẹp, đào bỏ lớp hữu cơ, chuẩn bị mặt bằng thi công. +) Thiết bị máy móc: 1 máy kinh vĩ, 1 máy thuỷ bình, 3 ủi D271, 15 nhân công. +) Thời gian: 13 ngày. II. Đội 2: Xây dựng công trình cống thoát nước. +) Thiết bị máy móc:1 máy đào gầu nghịch E304B, 1 cần cẩu K51, 1 xe ôtô MAZ503, 20 nhân công. +) Thời gian: 35 ngày. III. Đội 3: Làm nhiệm vụ xây dựng nền đường +) Thiết bị máy móc: : 2 máy ủi D271, 2 máy cạp BG312, 1 máy đào EO-2621A, 6 ôtô Maz503, 1 máy san D144, 1 lu nhẹ bánh thép D400A, 20 nhân công. +) Thời gian: 17 ngày. IV. Đội 4: Làm nhiệm vụ xây dựng nền đường +) Thiết bị máy móc: 1 máy ủi D271, 1 máy đào EO-2621A, 8 ôtô Maz503, 1 máy san D144, 1 lu nhẹ bánh thép D400A, 20 nhân công. +) Thời gian: 18 ngày. V. Đội 5: Làm nhiệm vụ xây dựng mặt đường +) Thiết bị máy móc: 20 xe ôtô MAZ503, 2 lu nhẹ bánh thép D469A, 2 lu nặng bánh thép D400A, 2 lu bánh lốp TS280, 1 máy rải D150B, 1 máy san D144A, 1 xe tưới nhựa D164A, , 1xe tưới nước, 20nhân công. +) Thời gian: 35 ngày. VI. Đội hoàn thiện: Làm nhiệm vụ thu dọn vật liệu, trồng cỏ, cắm các biển báo... +) Thiết bị máy móc : 1 xe ô tô, 5 nhân công. +) Thời gian: 8 ngày. VII. Kế hoạch cung ứng vật liệu,nhiên liệu: + Vật liệu làm mặt đường gồm: Cấp phối đá dăm loại I, II, đá dăm cơ bản 2x4, đá dăm5x10 được vận chuyển đến công trường cách 5 Km trước khi thi công 1tuần. + Nhiên liệu cung cấp cho máy móc phục vụ thi công đầy đủ và phù hợp với từng loại máy 10. Đánh giá hiệu quả tổ chức thi công qua: Hệ số sử dụng máy:các máy chính đều làm việc với năng suất cao (n³0.8), số công nhân được sử dụng hợp lý . chuyên đề xử lí nền đắp trên đất yếu bằng đệm cát và bấc thấm Ta tiến hành xử lí nền đất yếu cho đoạn đất đắp cao .Đoạn xử lý nằm tại lý trình Km 4+500.00 đến Km 4+ 700.00, có lớp đất sét yếu dày 6.40m , dưới lớp đất yếu là lớp đất sét cứng ổn định. I.Số liệu tính toán : I.1. Nền đất đắp : + Chiều cao nền đắp : Hđ= 4.5 m + Bề rộng nền :Bm=7.0m + Độ dốc mái ta luy :m = 1/1.5 + Dung trọng tự nhiên : gđ= 2.0 g/cm3 + Lực dính : C = 0.21 kg/cm2 + Góc nội ma sát : j = 25030’ I.2. Nền đất yếu tự nhiên : + Chiều dày lớp đất yếu tự nhiên : Hđy=6.40 m + Hệ số rỗng : e= 2.94 + Dung trọng tự nhiên : gđ= 1.49 g/cm2 + Lực dính : C = 0.056 kg/cm2 + Góc nội ma sát : j = 6011’ + Độ sệt : B= 1.69 + Giới hạn dẻo : Wp= 31.49% + Giới hạn chảy : Wl= 54.99% + Chỉ số dẻo : Ip= 23.50% Theo bảng chỉ tiêu đánh giá của nền đất : với chỉ số độ sệt B=1.70>1.0 ị nền đất là đất sét;chỉ số dẻo Ip= 23.50> 17 ị đất ở trạng tháI sệt hay chảy + Độ ẩm tự nhiên : W= 68.15% + Hệ số độ cố kết theo phương đứng : Cv=8.345. 10-4. + Hệ số độ cố kết theo phương ngang : Ch=6.49. 10-3. + Độ dốc đường cong nén lún ứng với quá trình chất tảI :C= 0.395 I.3.Thời gian qui định : Từ lúc khởi công đắp nền đến lúc làm mặt đường không quá 8.5 tháng . I.4. Các đặc trưng cơ lý : Biến đổi theo thời gian có biểu đồ kèm theo. Chương I: kiểm Toán ổn định của nền đất tự nhiên Dưới nền đắp + Do đất yếu có sức chống cắt nhỏ cho nên sức chịu tảI và tảI trọng giới hạn mà nó chịu được là rất nhỏ và nền đất sẽ lún trong thời gian dàI hoặc lún không đều làm cho nền đường bị nứt hoặc nghiêm trọng hơn là bị trượt trồi theo một mặt trượt . + Tính toán ổn định của nền đường trên nền đất yếu bao gồm hai phần sau : Tính toán về cường độ nhằm đảm bảo nền đắp để nền đắp không sảy ra trượt trồi ( ổn định toàn khối ). Tính toán về biến dạng ( Tính toán để khống chế được độ lún của nền đường đắp vào lớp đất yếu không quá lớn). + Như vậy để có thể tính toán , thiết kế xử lý nền đường đắp với các số liệu như trên việc đầu tiên là phảI kiểm tra ổn định của nền đắp đó trên đất yếu. + Mức độ ổn định của nền đất yếu tuỳ thuộc vào mức độ cho phép tồn tại vùng phá họai (vung biến dạng dẻo ) và vùng từ biến trong nền đất . Đối với đường cấp cao thì chẳng những không cho phép xuất hiện vung biến dạng dẻo mà còn không cho phép xuất hiện vung từ biến trong một phạm vi đủ lớn . + Có nhiều phương pháp kiểm toán sự ổn định của nền đất và tuỳ thuộc vào biện pháp thi công mà ta chọn biện pháp tính toán hợp lý . + Nền đắp trên đất yếu sẽ kém ổn định nhất khi mới đắp xong nền đường , khi mà đất yếu mới bắt đầu cố kết , vì vậy việc tính toán ổn định nền đắp trên đất yếu sau đây đều chung các giả thiết sau : Coi nền đất như một loại tảI trọng móng cứng. Đổi tảI trọng hình thang thành chữ nhật hay tam giác . Coi như nền đắp đột nhiên tác dụng . + Với mục đích tìm hiểu và đánh giá các biện pháp kiểm toán nền đất yếu dưới tác dung của tĩnh tảI toàn bộ nền đường đắp , ta tiến hành tính toán theo một số phưong pháp cơ bản như sau: I - kiểm Toán ổn định của nền đất yếu theo phương pháp tảI trọng an toàn + Nguyên lý tính toán của phương pháp này là ứng với tảI trọng thích hợp nào đó gọi là tảI trọng an toàn (qat) , vùng phá hoại (vùng biến dạng dẻo) trong nền đất yếu chỉ mới bắt đầu xuất hiện tại một nhân điểm . + Như vậy , phương pháp này sẽ loại trừ được biến dạng dẻo và trong nền chỉ còn biến dạng đàn hồi . Lúc này , vùng từ biến có thể cũng sẽ xuất hiện (bao quanh nhân điểm phá hoại ) nhưng chỉ ở mức độ nhỏ và nó sẽ dần thu hẹp do khả năng cố kết của nền đường . + Theo phương pháp này , có nhiều công thức để xác định tảI trọng an toàn , tuỳ theo dạng phân bố tảI trọng nền đường + Trong trường hợp tính toán này , có nhiều công thức để xác định tảI trọng an toàn , tuỳ theo dạng phân bố tảI trọng nền đường + Trong trường hợp tính toán này , do tảI trọng phận bố gần với tảI trọng hình chữ nhật , ta tiến hành xác định tảI trọng an toàn (qat) theo công thức của OK FROHLICH- NPPUSUREVSKI như sau: + Điều kiện kiểm toán : >1 : Nền đường ổn định = 1 : Nền ở trạng tháI giới hạn < 1: Nền không ổn định Trong đó : qat : TảI trọng an toàn. qat= C : lực dính của đất yếu C= 0.056 j : Góc nội ma sát của đất yếu . j= 6011’ Vậy qat=0.1978 qtt : tảI trọng tính toán qtt=q1+q2 q1 : Tĩnh tảI nền đắp q1= g.Hđ= 2.0*10-3 *450= 0.90kg/cm2 q2 : Hoạt tảI (xem như phân bố đều trên toàn bộ mặt đường ) q2= 0.1kg/cm2 Vậy qtt= 0.90+0.1= 1.00 kg/cm2 ị Kôđ== 0.1978<1 . Theo phương pháp tảI trọng an toàn nền đắp không ổn định. I . theo phương pháp tảI trọng giới hạn L.K.JUGENXON. Phương pháp này để kiểm tra ổn định cho trường hợp đất yếu tương đối mỏng : H1/2B(B bề rộng đáy nền đắp) .Ta có sơ đồ tính: Vì tầng đất yếu tương đối mỏng nên khi phá hoại không hình thành mặt trượt được mà biến dạng dẻo sẽ bao trùm toàn bộ bề dày đất yếu trong phạm vi dưới nền đắp và đất yếu sẽ bị trồi ra hai bên . Ta có : Bđ/2=25.5/2=12.75> H=6.40m ị áp dụng được phương pháp này. TảI trọng nền đường được quy ước phân bố theo dạng hình tam giác cân . Nền đất yếu dưới tác dụng của tảI trọng giới hạn sẽ ở toàn bộ trạng tháI chảy dẻo . Các nhân tố đất ở trạng tháI chảy dẻo chỉ có khả năng dịch chuyển ngang trên các mặt phẳng song song với đáy nền đường nằm ngang. TảI trọng giới hạn xác định theo công thức : P= CB/Hđất yếu C : Lực dính C= 0.056kg/ cm2 B : Bề rộng nền đáy đường B= 25.5 (m) Hđất yếu : Chiều dày nền đất yếu h= 640( cm) ị Pgh== 0.223 kg/cm2 Đây là công thức gần đúng vì bỏ qua góc nội ma sát của đất yếu. + Giả thiết toàn bộ nền đất yếu ở trạng tháI chảy dẻo và chỉ có chuyển dịch ngang làm cho vị trí tảI trọng giới hạn thường lớn hơn so với thực tế cần phảI sử dụng nó thông qua hệ số an toàn . Xác định tảI trọng tác dụng xuống nền đất yếu . + TảI trọng do nền đất đắp quy đổi ra tảI trọng phân bố theo dạng hình tam giác + TảI trọng có giá trị lớn nhất P0’: P0’= P0x P0=ghxh. Theo các số liệu trên ta có . P0’ = 0.923. ị Kôđ== 0.25<1 ị Nền đất không ổn định theo phương pháp JUGENXON. II.theo phương pháp tảI trọng giới hạn madel-salencon. -Phương pháp này kiểm tra nền đất yếu bị phá hoại do lún xuống ở phần giữa , đồng thời bị trồi lên ở hai bên chân ta luy (lún trồi ) thường gặp khi nền đất yếu gồm một lớp đất rất mềm kẹp giữa hai lớp có cường độ cao hơn . áp dụng khi đáy nền đường đắp có chiều rộng (B) lớn đặt trên nền đất yếu có chiều dày (H) nhỏ (so với chiều rộng B ). Tải trọng giới hạn trên đất nền có lực dính xác định theo biểu thức : qmax=NcxC=u Trong đó: Cu : Lực dính của nền đất yếu Cu = 0.056kg/cm2. Nc: Hệ số lực chịu tải phụ thuộc vào tổng số B/H và được xác định theo biểu đồ H.3.29 (Nền đắp trên đất yếu trong đièu kiện Việt Nam). B: Chiều rộng trung bình của trắc ngang, B = 2m H: Chiều dày lớp đất yếu, H= 6.4m ị B/H = 18.75/6.4 = 2.92>1.49 ị áp dụng được phương pháp MENDEL-SALENCON. ị Nc = 5.8 (tra bảng 3-2) Vậy qmax = Cc x Nc = 5.8x0.056 = 0.325(kg/cm2) Trong khi đó tảI trọng ngoài tác dụng lên nền đất yếu là: Ptt = Pnền đắp + Pxe cộ = 4.5x100x2.0x103+0.1 = 1.00(kg/cm2) Hệ số ổn định: Kôđ = qmax/Ptt = 0.325<1 ị Nền không ổn định theo phương pháp của MENDEL-SALENCON. III. Phương pháp mặt trượt trụ tròn. Theo phương pháp này tác giả W.Fellnius đã đưa ra giả thiết cụ thể như sau: Khối đất trên taluy khi mất ổn định sẽ trượt theo hình trụ tròn. Theo phương pháp phân mảnh này ta tiến hành giả thiiết một số mặt trượt sau đó ta xét điều kiện cân bằng của khối trượt. Đánh giá ổn định nền thông qua hệ số ổn định ( Kôđ) Kôđ = Kmin= Mct/Mt (theo TCN262-2000 thì Kôđ = 1.10 – 1.40) Trong đó: Mct: Mômen của lựcchống trượt. Mt : Mômen của các lựcgây trượt. Các lực chống trượt và gây trượt thường tìm theo cách phân mảnh lăng trụ. Bỏ qua lực tác dụng lênmặt hổng của mỗi mảnhthì mỗi mảnh sẽ chịu các lực sau: + Các lực chống trượt bao gồm: Lực ma sát: Ci = Wi x cosaI x tgji Lực dính: Ci x li áp lực thuỷ tĩnh: T = 1/2gwh2 + Các lực gây trượt bao gồm: Lực trượt bởi trọng lượng bản thân mảnh Wi sina. áp lực thuỷ động tác dụng vào mảnh đất thứ i của khối trượt nằm dưới đường nước rút hoặc đường hạ thấp mực nước , lực này có hướng song song với đường nước , đặt ở trọng tâm của phần ngập nước và được xác định theo công thức : Pi= i x gwxW. (Trong phần tính toán của ta không có nước ngập thường xuyên và cũng không có mực nước lên xuống ) . Nên Pi =0 và Y=0 Vậy hệ số ổn định taluy nền đường xác định theo công thức : Kôđ= Trong đó : Wi : trọng lượng mảng thứ i mỗi mảnh sẽ bao gồm cả phần đất đắp và phần đất yếu hoặc một trong hai phần . Trường hợp tổng quát: Wi=W1i+W2i Ci,ji,li : Là lực dính , góc ma sát và chiều dài của phần đất trên đoạn mặt trượt thuộc phạm vi mảnh thứ i. ai: Góc nghiêng của mặt trượt phân tố với mặt cắp ngang. Kết quả tính toán ta dùng chương trình phụ trợ Bishop để tính . (Số liệu đầu vào và kết quả tính được trình bày chi tiết tại phụ lục ) Chương II Tính lún của nền đất tự nhiên - Việc tính lún tổng cộng là rất cần thiết , nhằm tính được độ dự trữ lún khi thi công , biết khối lượng phụ phải đắp vì sau khi lún nến có công trình thoát nước ở phía dưới thì phải biết để tiện sử lý. - Trường hợp đất đắp trên đất yếu thì độ lún tổng cộng quá lớn thì cũng xem là không cho phép , không đảm bảo ổn định toàn khối . - Độ lún tổng cộng gồm 3 thành phần chính : S=Si + Sc + Ss Trong đó : Si: Độ lún tức thời do biến dạng ngang không thoát nước nền . Sc : Độ lún do đất bị biến dạng nén chặt dưới tác dụng của tải trọng nền đắp ( lún cố kết sơ cấp ). Ss : Độ lún cố kết thứ cấp xảy ra do biến dạng mỏi trong kết cấu đất thường được xét đến sau khi đã kéet thúc quá trình nén sơ cấp. + Trong phạm vi đồ án này không xét độ lún thứ cấp mà chỉ xét đến độ lún chủ yếu là độ lún sơ cấp . I.Tính độ lún tức thời Si: Là độ lún tức thời do biến hình của nền đường đắp với giả thiết không có sự thoát nước và thể tích đất không đổi : Trong đó : E =30daN/cm2- Môđun biến dạng nền đất . a = 9.375m – Bề rộng từ tim nền đường tới nửa bề rộng taluy. a’ = 6m – Nửa bề rộng nền đường . h = 4.5 m – Chiều cao nền đắp. H = 6.40m – Bề dày nền đất yếu . rH và rH’ – Giá trị theo toán đồ 3-6 ứng với các tỷ số và Tính lún tại các điểm nằm trểntục nền đường . =0 = 0.683 ị rH=0.179 = 1.066 ị rH=0.308 Vậy độ lún tức thời : II.Tính độ lún cố kết sơ cấp : Theo phương pháp cộng lún các lớp phân tố. II.1Chia đất thành từng lớp : chiều dày chia không lớn hơn 0.4 chiều rộng đáy nền đắp. + Với nền đường có đáy rộng 25.5m ị 0.4x25.5=10.2m + Ta phân nền đất yếu thành 3 lớp với các bề dày : h1=h2=2m; h3=2.4m II.2. Xác định hệ số ảnh hưởng của ứng suất theo chiều sâu : + Bề rộng nền đường là 12m ị b=6m. + Bề rộng taluy 6.75 m. + Trung tâm các lớp đất yếu ở độ sâu : z1=1m ; z2=3m ; z3=5.20m + Theo toán đồ Osterberg ta xá định đựơc hệ số ảnh hưởng Ii , đến ứng suất ở mỗi lớp của nền đất yếu như sau : Z(m) I 1.00 6.75 6.00 0.50 1 3.00 2.25 2.00 0.485 0.97 5.20 1.30 1.15 0.425 0.85 II.3. Tính độ lún không nở hông của nền đất yếu dưới nền đắp : + Với kết quả thí nghiệm vì đất yếu là đất khó cố kết nên độ lún không nở hông tính như sau : Trong đó : : áp lực thẳng đứng ban đầu của lớp đất thứ i , bằng trọng lượng của lớp đất phía trên cho đến giữa lớp tín toán . = z1(gđy-gw)=100(1.49-1)10-3=0.049 kg/ cm2. = z1(gđy-gw)=250(1.49-1)10-3=0.123 kg/ cm2. = z1(gđy-gw)=520(1.49-1)10-3=0.255 kg/ cm2. Dq: Tải trọng của nền đắp gây ra ở lớp thứ i có xét đến hệ số ảnh hưởng theo toán đồ Osterberg: Dq= Ii.gdy.Hd Kết quả tính như sau Hi(cm) = Ii.gdy.Hd Si 200 =0.10 1.2,0.4,5=9.0 =19.36 25.74 200 =0.10 0,97.2,5.4,5=8.73 =8.10 18.17 240 =0.10 0,85.2,5.4,5=7.65 =4.0 14.45 Tổng S 58.36 + Độ lún tổng cộng không nở hông của đất yếu : Se=25.74+18.17+14.45= 58.36(cm). + Độ lún cố kết của đất yếu : Sc=0.8 Se= 58.36x0.8= 46.67 (cm) III. Độ lún tổng cộng : S= Si+Sc=46.67+2.66=49.33 (cm). IV.Chiều cao đắp nền đường xét tới phòng lún là : H= 450+49.33 =499.33 (cm ) Chương III: Một số biện pháp nâng cao độ ổn định của nền đường đắp trên đất yếu I. Đặc điểm và biện pháp. Từ các kết quả tính toán ở trên ta nhận thấy công trình trên nền đất yếu có các kết luận sau: Nền đất yếu không ổn định với chiều cao nền đắp hđ = 4.5m Độ lún tương đối lớn S = 49.33 cm Như vậy đặt ra vấn đề là phải tìn các biện pháp xử lý để nâng cao độ ổn định cho nền và tìm ra các giảI pháp tối ưu nhất về phương diện đầu tư và đảm bảo tiến độ thi công ( thời gian thi công mặt đường) Biện pháp xử lý nền đất yếu hiện nay là rất đa dạng. Trong đó, một số biện pháp có mục đích chính là cảI thiện độ ổn định của nền đắp (giảm tảI nền đắp, tăng chiều rộng nền đường làm thoảI taluy, làm bệ phản áp, đào lầy cho nền đắp chôn sâu vào trong đất yếu …). Một số biện pháp lại nhầm tăng cường các tính chất cơ lý (j,c) của nền để đảm bảo ổn định về cường độ cho nền. NgoàI ra để đảm bảo tiến độ thi công còn phảI kết hợp với một số biện pháp nhằm tăng nhanh tốc độ cố kết hoặc giảm độ lún tổng cộng (cọc cát, cột ba láy, cột đất gia cố vôI, bấc thấm…) Hiện nay các biện pháp xử lý nền đất yếu được các nhà khoa học chia ra 3 nhóm sau: Giảm trọng lượng nền đắp (giảm hđ, dùng vật liệu nhẹ để đắp nền…), di chuyển vị trí tuyến đến khu vực có chiều dày lớp đất mỏng… Tăng chiều rộng nền đắp, làm thoải taluy, đắp dần từng lớp, làm bậc thềm hay bệ phản áp và cho nền đắp chôn sâu vào trong đất yếu… Cải thiện bản thân nền đất yếu: cọc cát, bấc thấm, cột balat, cột đất gia cố vôi… Trong phạm vi đồ án này, do thời gian có hạn nên chỉ đưa ra được một số biện pháp cơ bản hiện nay đang phổ biến để tính toán và so sánh. Đó là các biện pháp: Biện pháp đắp dần từng lớp. Biện pháp đắp dần từng lớp kết hợp với bệ phản áp. Biện pháp đóng cọc cát. Biện pháp chất tải trước kết hợp thoát nước bằng bắc thấm Các biện pháp có thể được kết hợp với nhau để đảm bảo tính tối ưu về kinh tế kỹ thuật và tiến độ thi công công trình. Dưới đây là sơ đồ các biện pháp xư lý mất ổn định và lún của nền đắp trên đất yếu. II. Các biện pháp xử lý. II.1.Phương phỏp đắp dần từng lớp. Phương phỏp đắp dần từng lớp ỏp dụng chủ yếu để đảm bảo ổn định cho nền đường. Lý do ỏp dụng la do cỏc lý do tớnh toỏn như trờn ta thấy rằng nếu đắp ngay cho toàn bộ chiều cao đắp k II.2. biện pháp đắp dần từng lớp kết hợp làm bệ phản áp và giếng cát tăng tốc độ cố kết II.2.1. Lý do áp dụng-giới thiệu chung : Các biện pháp đã nêu trên tuy đã giải quyết được một phần nào đó cho việc sử lý nền đất yếu để thi công nền đường, nhưng có nhược điểm là thời gian chờ đợi đất nền cố kết quá lâu . Tuy nhiên việc áp dụng các biện pháp trên là rất cần thiết cho việc kết hợp giữa sử lý và thi công nền đường . Hơn nữa dù có ding biện pháp gì đi chăng nũa việc giảm bớt khối lượng cho phương pháp đó bằn biện pháp đơn giản hơn là rất nên làn . Chính vì lý do đó mà sau các bước tính toán trên ta nhgĩ tới việc kết hợp thêm biện pháp làm các đường thấm thẳng đứng gia tăng tốc độ cố kết của nền đất mà biện pháp đầu tiên là giếng cát hay cọc cát. Giếng cát hay cọc cát phụ thuộc vào đường kính của chúng .Cọc cát có đường kính lớn hơn dcc=0.5-1.5(m) có thể lên tới 2(m) .Còn đường kính giếng cát dgc=35-45cm. Khi đặt giếng cát xuống nền đất yếu ,thưòng là độ ẩm rất cao ,dưới tác dụng của tải trọng nền đắp nước sẽ thoát ra ngoài theo phương ngang và thấm vào các giếng cát có hệ số thấm lớn rồi thoát ra ngoài . Trong quá trình đó , đất và các cọc cát bị nén chặt lại , ép vào nhau thành gần như một khối , có các trị số mô duyn biến dạng gần như nhau . Vì vậy sau một khoảng thời gian nào đó , đất đất và giếng cát sẽ cùng làm việc . Ngoài tác dụng thoát nước ,tăng nhanh độ cố kết giếng cát còn làm tăng độ ổn định mái dốc và có tác dụng như cột của đất … Trong phạm vi đồ án này ta chỉ sét tới tác dụng đầu tiên của giếng cát và sem như giếng cát làm việc trong điều kiện lý tưởng .Bỏ qua ma sát , sức thành giếng và ảnh hưởng của xáo động xung quanh thành giếng . II.2.2.Trình tự tính toán : Thiết kế sử lý nền đất yếu bằng giếng cát gồm các bước sau : Bước I: Chọn cấu tạo giếng cát (loại cát, đường kính…) Bước II: Giả thiết trước đường kính giếng cát sau đó tính độ cố kết ngang Uh , độ cố kết đứng Uv và độ cố kết chung U=1- (1-Uh)(1-Uv). Bước III: Tính thời gian chờ đợi t ứng với mỗi lần đắp để đạt độ cố kết yêu cầu .Nếu tổng thời gian thi công xấp xỉ thời gian qui định thì đạt yêu cầu . Nếu thời giant hi công lớn hơn thời gian quy định thì phải giếngả thiết lại khoảng cách giữa các giếng cát và tính toán lại. Sau đây là trình tự cá bước tính toán giếng cát : II.2.3 cấu tạo giếng cát . II.2.3.1.Lớp đệm cát : Đầu tiên cần tạo một lớp đệm cát (blanket) để tạo mặt bằng thi công . Bề dày lớp đệm cát này tính toán như sau : hđc=S+(0.3 đến 0.5) =0.49+0.4=0.89(m)=0.9(m) Trong đó : hđc: Chiều dày đệm cát . S=0.49 (m) :Độ lún tổng cộng nền đường . -Chọn loại cát làm lớp đệm cát là cát hạt trung không lẫn bụi , có hệ số thấm K lớn hơn 10-4m/s. II.2.3.2Cấu tạo giếng cát . -Cát làm giếng là cát hạt trung không lẫn bụi , có hệ số thấm K lớn hơn 1.4.10-4m/s. - Thành phần hạt của cát làm giếng cát phải thoả mãn điều kiện sau : 4.D85>d15>4.D15 Trong đó : D85,D15 :Đường kính của các hạt tương ứng với khối lượng lọt qua sàng là 15% của cát làm cọc . II.2.4.tính toán đắp giai đoạn 1. II.2.4.1Chuẩn bị : Ta tiến hành đắp giai đoạn 1 : - Nền đường cao 2m -Bệ phản áp cao 1.5m. Chọn cấu tạo và bố trí giếng cát có : -Đường kính F400 . -Bố trí theo sơ đồ tam giác -Khoảng cách giữa các tâm giếng cát Sd=4.0(m) II.2.4.2. Xác định đường kính tác dụng của giếng cát : Khi bố trí theo cạnh tam giác đều có cạnh Sd thì bán kính tác dụng của giếng cát (De) là: De=a Sd=1.05x4=4.2(m). n= =10.50 II.2.4.3.Thời gian chờ đợi và cố kết tương ứng : -Nhân tố thời gian theo phương thẳng đứng Tv xác định theo công thức sau : Tv= Trong đó : Cv:Hệ số cố kết theo phương đứng Cv=8.345x10-3. H: Chiều dày lớp đất yếu có sử dụng giếng cát (ở đây lấy bằng chiều dày lớp đất yếu kể cả đệm cát vì coi như nó cũng dẫn nước ra ngoài . h=6.4 m. T: Thời gian đạt tới độ cố kết nhất định. = 2.04x10-3xt. - Nhân tố cố kết theo phương ngang Th : Th= Trong đó : Ch:Hệ số cố kết theo phương ngang Ch=6.49x10-3cm2/s=5.61x10-2m2/ng. De=4.2(m) :Đường kính tác dụng của giếng cát . = 3.18x10-3.t Độ cố kết : + Theo phương thẳng đứng Uv: từ tính ra Tv-tra toán đồ Tezaghi(với giả thiết nền đất chỉ cố kết theo 1 chiều ) ị Uv. + Theo phương ngang Uh: từ t tính ra Th-tra toán đồ Tezaghi ị Uh. + Độ cố kết chung tính theo công thức : U= 1-(1-Uh)(1-Uv). + Dựa trên kết quả tính được ta chọn khoảng thời gian chờ đợi là 75 ngày (2.5 tháng) khi đó nền đất đã đạt độ cố kết U=71% . Độ lún đạt được tại thời điểm đó Sel= Trong đó : H=640 (cm); Cc=0.395 ; eo=2.94 ị svo’=(450/2)(1.49-1)10-3=0.11025kg/cm2 Dq =I.g.Hđ:Hệ số tra theo toán đồ Ostenberg với : z=3.20m ị =1.40 ị =3.28. Vậy ta suy ra I= 0.5x2 =1.00 ị Dq = 0.71x1.00x2.0 x200x10-3=0.355kg/cm2. Vậy ta có : S1=0.8xSel=0.8x650x -Sau một khoảng thời gian chờ đợi do khả năng cố kết của nền đất , các chỉ tiêu cơ lý của nền đất tăng lên như sau .Lực dính Cu tăng: Theo kết quả thí nghiệm : ứng với tải trọng tác dụng gdh1 thì góc nội ma sát của nền đất đạt được khi khi đạt độ cố kết 100% là jcu=20o Vậy = 0.052 kg/cm2 Khi đó lực dính của nền đất có trị số mới là : Cul=Cu0+DCu= 0.10+0.052 = 0.152 kg/cm2 II.2.5. giai đoạn II. II.2.5.1. Chiều cao đất dắp giai đoạn II . - Sau một khoảng thời gian chờ đợi là 75 ngày với tải trọng nền đắp tác dụng và độ cố kết đạt tới 71% nền đất đạt tới trị số lực dính mới như đã tính toán ở trên và trị số góc nội ma sát mới, Như vậy có thể đắp thên lớp thứ hai với nền đất ổn định hơn. -Trị số góc nội ma sát lúc này được tra biểu đồ C,j = f(W) theo thí nghiệm ứng với U=90% và C=0.152kg/cm2 được kết quả là j = 200. -Chiều cao đắp đạt được ở giai đoạn ở giai II tính như sau : h=== 380(cm). -Lấy chiều cao đắp đợt II là 3.80m .Do đó đợt II phải đắp thêm là: h2=h-h1=3.80-2.00=1.80 (m). II.2.5.2.Thời gian chờ đợi và độ cố kết tương ứng : - Cũng như giai đoạn I, sau khi đắp đất giai đoạn II ta cần một khoảng thời gian chờ đợi cho cường độ đất nền tăng lên . - Sau khi đắp tiếp lớp thứ II tiếp tục chờ 2 tháng . - Tại thời điểm đó mỗi lớp đắp gây ra cho nền đất một độ cố kết như sau . Lớp thứ nhất : t=4.5 tháng U=90%. Lớp thứ hai : t=2.0 tháng U=67%. -Đối với chiều cao đắp là 3.30m thì hệ số I trong công thức tính Dq thay đổi như sau: z=3.20 (m) =1.52 =3.16 ị Tra toán đồ ta có I=0.49x2=0.98 ị Dq = 0.98x 2.0x10-3x(0.9x200+0.67x130)=0.512 Vậy ta có S3=0.8x640x=45.51 cm -Sau một khoảng thời gian chờ đợi do khả năng cố kết của nền đất , các chỉ tiêu cơ lý của nền đất tăng lên như sau . Lực dính Cu tăng : Theo kết quả thí nghiệm ứng với tải trọng tác dụng gđ.h1 thì góc nội ma sát nền đất đạt được khi độ cố kết 100% là -jcu=230.Vậy: = 0.0936 kg/cm2 Khi đó lực dính của nền đất có trị số mới là : Cul=Cu0+DCu=0.10+0.0936=0.1936 kg/cm2. II.2.6. giai đoạn III: II.2.6.1. Chiều cao đất dắp giai đoạn III . -Sau một thời gian chờ đợi là 135 ngày với tải trọng nền đắp tác dụng và độ cố kết đạt tới 90% nền đất đạt tới trị số lực dính mới như đã tính toán ở trên và trị số góc nội ma sát mới . Như vậy có thể đắp thêm lớp thứ ba với nền ổn định hơn . - TRị số góc nội ma sát lúc này tra biểu đồ C,j =f(W) theo thí nghiệm ứng với U=90% và C=0.1936 kg/cm2 được kết quả là j=230. - Chiều cao đắp đạt được ở giai đoạn II tính như sau : h= =484 (cm) -Lấy chiều cao đắp đợt III là 4.30m .Do đó đợt III phải đắp thêm là: h2=h-h1=4.84-3.80=1.04 (m). II.2.6.2.Thời gian chờ đợi và độ cố kết tương ứng : - Cũng như giai đoạn II, sau khi đắp đất giai đoạn III ta cần một khoảng thời gian chờ đợi cho cường độ đất nền tăng lên . - Sau khi đắp tiếp lớp thứ III tiếp tục chờ 2 tháng . - Tại thời điểm đó mỗi lớp đắp gây ra cho nền đất một độ cố kết như sau . Lớp thứ nhất : t=6.5 tháng U=98%. Lớp thứ hai : t=4.0 tháng U=89%. Lớp thứ ba : t=2.0 tháng U=67%. -Đối với chiều cao đắp là 4.30 m thì hệ số I trong công thức tính Dq thay đổi như sau: z=3.20 (m) =1.98 =1.85 ị Tra toán đồ ta có I=0.485x2=0.97 ị Dq = 0.97 x 2.0x10-3x(0.98x200+0.89x130+0.67x100)=0.934 Vậy ta có S3=0.8x640x=48.14 cm Sau một khoảng thời gian chờ đợi do khả năng cố kết của nền đất , các chỉ tiêu cơ lý của nền đất tăng lên như sau . Lực dính Cu tăng : Theo kết quả thí nghiệm ứng với tải trọng tác dụng gđ.h1 thì góc nội ma sát nền đất đạt được khi độ cố kết 100% là -jcu=270.Vậy: = 0.46 kg/cm2 Khi đó lực dính của nền đất có trị số mới là : Cul=Cu0+DCu=0.10+0.146=0.246 kg/cm2. II.2.7.giai đoạn IV. II.2.7.1. Chiều cao đất đắp giai đoạn IV . - Sau một khoảng thời gian chờ đợi là 195 ngày với tải trọng nền đắp tác dụng và độ cố kết đạt tới 90% nền đất đạt tới trị số lực dính mới như đã tính toán ở trên và trị số góc nội ma sát mới, Như vậy có thể đắp thên lớp thứ hai với nền đất ổn định hơn. -Trị số góc nội ma sát lúc này được tra biểu đồ C,j = f(W) theo thí nghiệm ứng với U=90% và C=0.246kg/cm2 được kết quả là j = 270. -Chiều cao đắp đạt được ở giai đoạn ở giai II tính như sau : h=== 616(cm). -Do nền đắp cao 5.07m (kể cả chiều cao phong lún) do đó đợt 4 chỉ cần đắp thêm 616-484=132 cm là đủ.Lấy chiều cao đắp đợt 4 là 80(cm). II.2.7.2.Thời gian chờ đợi và độ cố kết tương ứng : - Cũng như giai đoạn III, sau khi đắp đất giai đoạn III ta cần một khoảng thời gian chờ đợi cho cường độ đất nền tăng lên . - Sau khi đắp tiếp lớp thứ IV tiếp tục chờ 1 tháng . - Tại thời điểm đó mỗi lớp đắp gây ra cho nền đất một độ cố kết như sau . Lớp thứ nhất : t=7.5 tháng U=99%. Lớp thứ hai : t=5.0 tháng U=93%. Lớp thứ ba : t=3.0 tháng U=81%. Lớp thứ bốn : t=1.0 tháng U=44%. -Đối với chiều cao đắp là 5.07m thì hệ số I trong công thức tính Dq thay đổi như sau: z=3.20 (m) =2.35 =1.85 ị Tra toán đồ ta có I=0.5x2=1.00 ị Dq = 1.00x 2.0x10-3x(0.99x200+0.93x130+0.81x100+0.44x80)=0.864 Vậy ta có S3=0.8x640x=51.51 cm Độ lún đạt được sau khi đắp lớp thứ 4 và chờ 1 tháng là: Độ lún đạt được 96% thoả mãn yêu cầu để thi công mặt đường . Biểu đồ chế độ lún và đắp xem xhi tiết phụ lục . viii-Trình tự thi công Thi công tầng đệm cát . Xác định phạm vi tầng đệm cát .Dời các cọc trong phạm vi thi công tầng đệm cát . Đào bớt lớp đất lầy theo tính toán là 1m trên toàn bộ phạm vi nền đắp và chiều rộng bệ phản áp (45.5 m) . Đắp tầng đệm cát có chiều dày 1,0 m lên toàn bộ phạm vi đào lầy. Đầm lèn tầng đệm cát đảm độ phẳng và độ chặt K>95% 2.Thi công giếng cát: - Định vị các vị trí giếng cát bằng máy đo đạc và thước gỗ hình tam giác theo chiều ngang và hàng dọc đúng theo sơ đồ bố trí tam giác đều cạnh là 4m . Dùng cọc gỗ đường kính d=20cm để định vị các vị trí giếng cát . - Đưa máy vào hiện trường , chú ý tạo mặt bằng cho máy di chuyển và tránh cho máy phải di chuyển nhiều lần. - Cắm ống vách vào đúng vị trí và kiểm tra cho ống vách thẳng đứng .Cho búa rung hoạt động để đưa ống vách tới chiều sâu thiết kế . - Kiểm tra khối lượng cát trong ống vách cho đúng với khối lượng cát của một giếng cát với kích thứơc trong thiết kế . - Trong quá trình ống vách cắm xuống , bốn lá thép ở đầu ống bị ép chặt để giữ cát. - Đưa khí nén vào trong ống vách , vẫn cho búa rung hoạt động , Khi ống vách kéo lên 4 lá thép sẽ mở ra , cát sẽ nằm lại trong hố khoan. -Để ống vách kéo lên , đưa xuống nhiều lần cho cát dồn xuống đều và chặt tới chiều sâu thiết kế . - Tiếp tục tính toán đổ thêm lượng cát vào ống vách để thi công giếng cát tiếp theo. - Quá trình thi công lặp lại nhiều lần cho tới giếng cát cuối cùng . - Khối lượng đưa vào ống vách tính toán như sau . Khối lượng cát yêu cầu cho một mét dài giếng cát: Vs=1.2x(m) Trong đó : ds: Đường kính cọc cát . 1.2: Hệ số lèn trong ống. Khối lượng cát chứa trong 1m dài ống vách : Vc=(m) Dc: đường kính trong của ống vách . Vậy chiều dài cát chong ống thép cho mỗi mét dài giếng cát là: L=(m) 3. Đắp bệ phản áp cùng với phần nền đường : Chiều dày 1.5(m). 4.Đắp tiếp tục phần nền Chiều dày 0.5(m) 5. Chờ 2.5 tháng . 6. Đắp tiếp đợt II: Chiều dày 1.8(m) 7. Chờ 2 tháng . 8. Đắp tiếp đợt III: Chiều dày 1.04(m). 9. Chờ 2.0 tháng . 10. Đắp tiếp đợt IV: Chiều dày 0.8 (m). (Tính cả chiều cao phòng lún ) 11.Chờ 1.0 tháng. Tổng thời gian thi công nền đường trên nền đất yếu : + Thời gian thi công cọc cát và đắp các lớp là 1.5 tháng . + Tổng thời gian chờ đợi để thi công nền đường là : 2.5+2.0+2.0+1.0=7.5(tháng) + Tổng thời gian thi công xử lý nền đường trên đất yếu: 7.5+1.5=9(tháng) Kết luận : Như vậy khi dùng biện pháp đắp dần từng lớp kết hợp làm bệ phản áp và giếng cát thời gian thi công tổng cộng là 9 tháng , nhanh hơn rất nhiều khi không có giếng cát . So với thời gian thi công yêu cầu là khoảng 8 tháng thì phương pháp này rất thích hợp .Tuy nhiên về mặt giá thành ta cần phải tính toán thêm theo biện pháp tăng nhanh cố kết bằng bấc thấm để so sánh rồi mới quyết định . II.3. Biện pháp đắp dần từng lớp kết hợp làm bệ phản áp và bấc thấm (pvd)gia tăng tốc độ cố kết. II.3.1.giới thiệu chung: Sử dụng bấc thấm tăng nhanh qúa trình cố kết để xử lý nền đất yếu là một công nghệ mới được ứng dụng ở Việt Nam trong vài năm gần đây . Công nghệ này ngày càng tỏ ra có nhiều ưu điểm và được áp dụng nhiều trong các công trình quan trọng trong thời gian gần đây. Các đặc điểm nổi bật của bấc thấm (PVD). + Được chế tạo hàng loạt trong nhà máy với chất lượng đồng đều . + Công nghệ thi công cơ giới hoá đồng bộ , thời gian thi công ngắn dẫn tới giá thành thi công hạ. + Trong quá trình lún bấc thấm không bị cắt do trượt . + Quá trình công thuận lợi , ít xảy ra sự cố hơn thi công giếng cát . II.3.2.lựa chọn bấc thấm : + Chọn loại bấc thấm COLBONDDRAIN CX-1000 để xử lý nền đất yếu và so sánh với biện pháp dùng giếng cát . + Các chỉ tiêu kỹ thuật của loại bấc thấm này được giới thiệu trong bảng sau. II.3.3.lý thuyết tính toán: + Tham khảo tài liệu . II.3.4.Tính toán cụ thể : + Để so sánh được 2 phương pháp tăng nhanh quá trình cố kết bằng giếng cát và bằng bấc thấm , ta tính toán thời hạn thi công theo thời hạn thi công giếng cát đã tính toán ở trên . + Cụ thể ở phần giếng cát , sau khi đắp xong lớp thứ nhất với chiều cao đắp là 2m và chờ đợi 2.5 tháng thì độ cố kết đạt 72%.Dùng số liệu này áp dụng cho các toán đồ bố trí theo dạng tam giác đều ta sẽ xác định được khoảng cách giữa các bấc thấm (Sd) . Từ khoảng cách đã xác định được có thể tính toán tiếp theo cho các giai đoạn đắp sau . II.3.4.1.Xác định khoảng cách giữa các bấc thấm : + Như đã nói ở trên ta có bài toán cụ thể là với sơ đồ bố trí bấc thấm hình tam giác đều , sau 4.5 tháng độ cố kết nền đất yếu đạt 90% thì khoảng cách bố trí giữa các bấc thấm bằng bao nhiêu. a, Trường hợp xét tới tách dụng xáo động nền đất và ma sát thành giếng : Các bước sử dụng toán đồ và kết quả như sau: Bước I : Toán đồ 1 – Xác định Ch*t(m2). + Từ trục hoành (TIME,MONTH) xác định vị trí t=2.5 tháng . Từ điểm đó kẻ đường thẳng đứng . + Xác định vị trí đường Ch=6.55x10-3m2/s là đường xiên trên toán đồ. + Đường thẳng đứng tại vị trí t= 4,5 tháng cắt đường xiên tại một điểm . + Từ điểm vừa xác định kẻ đường vuông góc với trục tung Ch*t tại 1 điểm có giá trị là :Ch*t=4.37(m2). Bước II:Từ toán đồ 4 xác định l. + Từ trục tung Ch*t (m2) xác định điểm có giá trị bằng 4.37 (m2) . Từ điểm đó kẻ đường vuông góc với trục tung . + Xác định đường xiên với giá trị độ cố kết U=71%. + Đường vuông góc trục tung cắt đường xiên U=71% tại 1 điểm .Từ điểm này kẻ đường vuông góc với trục hoành l tại điểm có giá trị : l =28 . Bước III: Từ toán đồ 3 để xác định Fs: +Từ trục hoành xác định điểm bằng 5 (số liệu thí nghiệm của mẫu ).Từ điểm đó kẻ đường vuông góc với trục hoành cắt điểm xiên =4 + Từ điểm vừa xác định kẻ đường vuông góc với trục tung (DISTURBANCE FACTOR,Fs) và cắt trục tung tại điểm có Fs=5.5 Bước IV: Toán đồ 2 xác định Fr : + Từ trục hoành xác định điểm có giá trị bằng 4,5 m và kẻ vuông góc với trục hoành. + Đường vuông góc này cắt đường cong =0.0001 + Từ điểm cắt kẻ đường nằm ngang cắt trục ( WELL REISTANCE,Fr ) tại điểm Fr=0.009 Bước V : Toán đồ % - Xác định khoảng cách bố trí bấc thấm . +Theo các bước tính toán ở trên ta có . Fsr=Fs+Fr =5.5+0.009=5.509 + Trên trục hoành l xác định điểm l=28 .Từ điểm này kẻ đường thẳng vuông góc với trục hoành .Đường cắt đường cong Fsr =5.509 tại 1 điểm + Từ điểm này kẻ đường vuông góc với trục tung (TRIANGLAR SPACING,m) tại điểm có gí trị ằ1.7m Như vậy khi xét đến tác động của xáo động và ma sát thành giếng thì khoảng cách bố trí PVD theo sơ đồ tam giác là Sd=1.5 (m) b,Trường hợp không xét tới tác dụng của xáo động và ma sát thành giếng : Trong trường hợp này : Fsr=Fs+Fr=0 +Như vậy ta chỉ áp dụng các bước 1,2 và 5 với các toán đồ 1,4 và 5. +Với toán đồ 5: Lấy trên trục hoành giá trị l=22 .Kẻ đường thẳng vuông góc với trục hoành và lúc này đường thẳng đó giao với đường Fsr có giá trị bằng 0. +Từ điểm cắt dóng sang trục tung được khoảng cách bố trí PVD là 2.3 (m) c,Kết luận: +Theo kết quả tính toán trên đây ta nhận thấy rằng sự phá hoại của đất xung quanh thiết bị thi công đã làm thay đổi lớn cấu trúc của đất dẫn tới hệ số thấm ngang trong vùng phá hoại nhỏ hơn hệ sồ thấm ngang trong đất tự nhiên .Yếu tố này thể hiện qua hệ số tác dụng của xáo động Fs. Khi kể đến ảnh hưởng của xáo động và ma sát thành giếnh (tác động nhỏ ) ,các PVD phải bố trí dà hơn 1.5 (m) còn khi không kể đến xáo động và ma sát thành giếng các PVD bố trí thưa hơn 2.4(m). II.3.4.2.Các giai đoạn đắp: (Các thông số được giới thiệu ở phần lý thuyết tính toán ). Qua bước tính toán trên đã xác định được khoảng cách các bấc thấm là 1.5(m).Với loại bấc thấm được chọn là COLBONDDRAIN CX-1000 , các thông số về kích thước như sau : Chiều rộng : a=100mm Chiều dày : b=5.3mm + Đường kính tương đương tính như sau : dw= =52.65 (mm) =0.05265(m) + Đường vùng phá hoại xung quanh thiết bị : ds=2dm Trong thực tế thường lấy =4 ị ds=4dw=4x0.05265=0.2106(m). + Vùng ảnh hưởng của bấc thấm với sơ đồ bố trí hình tam giác : De=a.Sd=1.05x1.7=1.875 (m). +Độ cố kết ngang tính như sau : Uh=1-exp Với : Th=t=1.61x10-2xt (Ch=5.66m2/ngày). + Có kể đến ảnh hưởng của các tác động khác : F=F(n)+Fs+Fr F(n=ln= 2.82. Fs= . Theo Hansbo : Ks=Kv .Theo kết quả thí nghiệm cho thấy =5ị=5 Đã có =4 . Vậy Fs= (5-1)ln4=5.5 -Fr= với =0.0001 ị Fr== 0.004. Kết quả F=2.82+5.5+0.004=8.324 - Vậy cố kết theo phương ngang cuối cùng được tính là : Uh1-exp=1-exp(-1.55x10-2xt -Độ cố kết theo phương đứng tính như đối với giếng cát, phụ thuộc vào nhân tố thời gian Tv: Tv=1.7x10-4xt -Cuối cùng là độ cố kết theo Carillo: U=1-(1-Uh)(1-Uv) a, Giai đoạn I - Theo cách phân tích tính toán từ trước giai đoạn I, đất nền cho phép đắp với chiều cao(bệ phản áp cao 1.5m): h1=2.00m - Sau thời gian đợi 2.5 tháng, độ cố kết chung đạt được là U=73%. - Độ lún đạt được tại thời điểm này là: S1=0.8Sel= +=ixgxhd=1.00x2.0x10-3x0.73x200=0.30 +Các giá trị khác vẫn như trước. Vậy ta có: S1=0.8xSel= + Sau khoảng thời gian chờ đợi do khả năng cố kết của đất nền, các chỉ tiêu cơ lý của đất nền tăng lên như sau. Lực dính (không thoát nước) Cu tăng. + Lúc này lực dính của nền đất đạt trị số mới là: Cul=Cuo+Cu=0.10+0.054=0.154 b, Giai đoạn II - Lớp thứ hai có thể đắp tới cao độ: -Chiều cao đắp thêm lớp thứ hai la h2=3.84-2.0=1.84(m). -Sau khi đắp thêm lớp thứ hai dày 1.84m tiếp tục chờ hai tháng. Tai thời điểm đó mỗi lớp gây ra cho nền đất một độ cố kết như nhau. + Lớp thứ nhất: t=4.5 tháng U1=90% + Lớp thứ hai: t=2.0 tháng U2=65% Như vậy ta có: Z=3.25m Tra toán đồ ta có I=0.48x2=0.96 ịDp=0.96x2.0x10-3x(0.90x200+0.65x130)=0.508 Vậy, S2=0.8xSe2= +Sau khoảng thời gian chờ đợi do khả năng cố kết của đất nền, các chỉ tiêu cơ lý của đất tăng lên như sau. Lực dính (không thoát nước) Cu tăng. + Lúc này lực dính của nền đất đạt trị số mới là: Cul=Cuo+Cu=0.10+0.106=0.206 b, Giai đoạn III - Lớp thứ ba có thể đắp tới cao độ: -Chiều cao đắp thêm lớp thứ ba là h3=5.15-3.84=1.31(m). -Sau khi đắp thêm lớp thứ ba dày 1.31m tiếp tục chờ hai tháng. Tai thời điểm đó mỗi lớp gây ra cho nền đất một độ cố kết như nhau. + Lớp thứ nhất: t=6.5 tháng U1=96% + Lớp thứ hai: t=4.0 tháng U2=87% + Lớp thứ ba: t=2.0 tháng U3=65% Như vậy ta có: Z=3.25m Tra toán đồ ta có I=0.48x2=0.96 ịDp=0.96x2.0x10-3x(0.96x200+0.87x184+0.65x131)=0.712 Vậy, S2=0.8xSe2= +Sau khoảng thời gian chờ đợi do khả năng cố kết của đất nền, các chỉ tiêu cơ lý của đất tăng lên như sau. Lực dính (không thoát nước) Cu tăng. + Lúc này lực dính của nền đất đạt trị số mới là: Cul=Cuo+Cu=0.10+0.171=0.271 b, Giai đoạn IV - Lớp thứ tư có thể đắp tới cao độ: -Chiều cao đắp thêm lớp thứ tư là h4=6.76-5.15=1.61(m). -Sau khi đắp thêm lớp thứ tư dày 0.8m tiếp tục chờ hai tháng. Tai thời điểm đó mỗi lớp gây ra cho nền đất một độ cố kết như nhau. + Lớp thứ nhất: t=7.5 tháng U1=98% + Lớp thứ hai: t=5.0 tháng U2=92% + Lớp thứ ba: t=3.0 tháng U3=79% + Lớp thứ tư: t=1.0 tháng U3=43% Như vậy ta có: Z=3.25m Tra toán đồ ta có I=0.49x2=0.98 ịDp=0.98x2.0x10-3x(0.98x200+0.92x184+0.79x131+0.43x161)=1.05 Vậy, S2=0.8xSe2= - Độ lún cuối cùng đạt được khi kết thúc thi công nền đường. - Như vậy nền đất đã đủ độ lún để thi công mặt đường III.Trình tự thi công. 1. Vét bùn sâu 1m. 2. Trải 1 lớp vải địa kỹ thuật xuống mặt bùn trong phạm vi lớp đệm cát .Khi nối vải phải khâu bằng máy chuyên dụng,2 mép vải phải đảm bảo chồng lên nhau khoảng 5 đến10cm . 3. Đắp 1 lớp đệm cát với chiều dày 0.9m trên toàn bộ bề rộng đáy nền đường kể cả bệ phản áp. 4. Thi công cắm bấc thấm : + Định vị các vị trí chuẩn bị cắm bấc thấm bằng máy đo đạc và thước gỗ hình tam giác theo hàng ngang và hàng dọc đúng theo sơ đồ bố trí tam giác đều cạnh 1.5m. Dùng cọc gỗ đường kính d=2 cm để định vị các vị trí. + Đưa máy vào hiện trường chú ý tạo mặt bằng cho máy di chuyển , tránh đè lên đàu bấc thấm đã thi công và tránh cho máy đi lại nhiều lần . + Lắp bấc thấm vào trục tâm và điều khiển máy đưa đầu trục tâm tới vị trí đặt bấc thấm . + Gắn đầu neo vào đầu bấc thấm với chiều dài bấc thấm được gấp đôi lại tối thiểu là 30cm và được ghim bằng ghim thép. + ấn trục tâm đã được lắp bấc thấm đến độ sâu thiết kế với tốc độ không đổi trong phạm vi 0.15 đến 60 m/s. + Sau khi đã cắm song bấc thấm kéo trục tâm lên ( lúc này đầu neo sẽ giữ bấc thấm lại trong đất ).Khi trục tâm được kéo lên hết, dùng kéo kắt đứt bốc thấm sao cho còn lại khoảng 20 cm đầu bấc thấm nhô lên trên phía đệm cát và quá trình được bắt đầu lại từ đầu đối với một vị trí cắm bấc thấm tiếp theo . +Đắp tiếp lớp cát dày 20 cm lấp đầu bấc thấm . +Trong quá trình thi công , khi hết 1 cuộn bấc thấm ta có thể nối bấc với cuộn tiếp theo .Khi nối cũng phải bảo đảm hai đầu bấc chồng lên nhau ít nhất 30cm và được ghim chặt bằng ghim thép . + Trường hợp ấn bấc thấm chưa tới chiều sâu thiết kế nhưng gặp trục trặc không ấn được thì dừng lại và đống bù bấc thấm khác trong vòng bán kính 30 cm xung quanh bấc thấm cũ . +Sau khi đóng bấc thấm xong cần phải dọn sạch các mảnh vụn bấc thấm và các chất thải khác rơi vãi trên mặt bằng . 5.Đắp bệ phản áp cao 1.5m. 6.Đắp tiếp phần nền cao 0.5m cho đủ cao đọ đắp lần I. 7. Chờ 2.5 tháng 8. Đắp đợt hai : Bề dày 1.30m 9. Chờ 2.0 tháng . 10. Đắp đợt 3 :Bề dày 1.00m 11. Chờ 2.0 tháng. 12. Đắp đợt 4: Bề dày 0.8m 13. Chờ 1.0 tháng 14. Bắt đầu thi công mặt đường . Tổng thời gian thi công nền đường trên nền đất yếu : +Thời gian thi công cọc cát và đắp các lớp là 1.5 tháng. + Tổng thời gian chờ đợi để thi công nền đường là : 2.5+2.0+2.0+1.0=7.5(tháng). +Tổng thời gian thi công xử lý nền đường trên đất yếu : 7.5+1.5=9 (tháng). Chương IV: So sánh kinh tế kỹ thuật giữa phương pháp xử lý Bằng giếng cát và bằng bấc thấm Tiến hành so sánh tương đối về các mặt khác nhau giữa hai giải pháp , các công việc giống nhau hoặc tương đối giống nhau sẽ bỏ qua không đưa vào so sánh . Giải pháp được chọn là giải pháp có giá thành xây dung nhỏ hơn hoặc có các ưu điểm kỹ thuật nổ trội và giá thành không quá chênh lệch với giải pháp kia . Mặt cắt dọc của đoạn nền đường đất yếu cần sử lý I.Giá thành vật liệu và thi công bấc thấm: +Bấc thấm bố trí theo sơ đồ tam giác , khoảng cách giữa các bấc thấm là1.7m + Chiều dài trung bình của bấc thấm : = 5.75 (m). +Tổng số bấc thấm sử dụng là : n=25x200/1.47=3402 (cái) + Tổng chiều dài bấc thấm cần sử dụng : L=5.75x3402=19558 (m). +Giá thành bấc thấm là 4000đ/m (kể cả vải địa kĩ thuật ) + Giá thành thi công là 6000đ/m. +Tổng gái thành bấc thấm trên đoạn xử lý là. 19558x(4000+6000)=195580000(đ) = 195.6(triệu). II.Giá thành vật liệu và thi công giếng cát: + Tổng số giếng cát sử dụng trên đoạn cần xử lý : n= 11x200/3.46=636(giếng) + Tổng chiều dài giếng cát cần xử lý : L= 636x5.75 =3656 (m) + Tổng giá thành xử lý 1m giếng cát là :40000đ/m. +Tổng giá thành giếng cát trên đoạn xử lý : 3656x40000=146240000(đ)=146.2(triệu ) Kết luận :Thi công bấc thấm có ưu điểm hơn về mặt thời gian thi công và đạt hiệu quả xử lý cao hơn . Tuy nhiên so sánh về giá thành giữa hai biện pháp trên thì tổng giá thành xây dựng giếng cát nhỏ hơn, độ chênh giá thành là: 195.6-146.2 = 49.4 (triệu) Do đó quyết định chọn biện pháp tăng nhanh cố kết bằng giếng cát để thi công. Tài liệu tham khảo [1]. Đặng Hữu , Đỗ Bá Chương ,Nguyễn Xuân Trục. Sổ tay thiết kế đường. NXB Khoa học kỹ thuật . Hà Nội -1976 [2]. Nguyễn Quang Chiêu, Đỗ Bá Chương, Dương Học HảI ,Nguyễn Xuân Trục .Giáo trình thiết kế đường ô tô . NXB Giao thông vận tải .Hà Nội –1997 [3] Phan Cao Thọ.Hướng dẫn thiết kế đường ô tô. NXB Giao thông vận tải. Hà Nội - 1996. [4]. CHXHCNVN. Đường ô tô - Tiêu chuẩn thiết kế.TCVN 4054:1998. Hà Nội –1998. [5]. Nguyễn Xuân Trục .Thiết kế đường ô tô công trình vượt sông tập ba. NXB Giáo dục . Hà Nội 1998 [6].TCVN-TCNGTVT .Quy trình thiết kế áo đường mềm . 22 TCN 211-93 NXB Giao thông vận tải .Hà Nội-1993 [7]. Dương Học HảI . Công trình mặt đường ô tô . NXB Xây dựng .Hà Nội –1996. [8]. Hiệp Hội đường bộ Mỹ .Quy trình AASHTO hướng dẫn thiết kế mặt đường . 1986 [9]. TCN-Bộ GTVT . Tính toán thuỷ văn . 22TCN 220-95 . NXB Giao thông vận tải .Hà Nội –1995. [10]. Nguyễn Xuân Trục , Dương Học HảI , Nguyễn Quang Chiêu .Thiết kế đường ô tô tập hai . NXB Giao thông vận tải .Hà Nội –1998 . [11]. TCVN-TCNGTVT .Quy trình thiết kế áo đường mềm . 22 TCN 202-90 [12]. Nguyễn Quang Chiêu ,Hà Huy Cương ,Dương Học HảI ,Nguyễn KhảI . Xây dựng nền đường ô tô .NXB Giáo dục . [13] Thành phố Hà Nội . Đơn giá xây dựng cơ bản 2000 . [14]. Nguyễn Hào Hoa .Hướng dẫn đồ án môn học và thiết kế tốt nghiệp. (Viết tay không xuất bản). Hà Nội tháng 11 năm 1995 . [15]. Đỗ Bá Chương . Kỹ thuật giao thông Tủ sách sau đại học . Hà Nội –1999. [16].Tiêu chuẩn khảo sát đường ôtô .22TCN 262-2000: Quy trình khảo sát thiết kế nền đường ôtô đắp trên đất yếu_Tiêu chuẩn thiết kế _Nhà xuất bản giao thông vận tải.