Nghiên cứu phương pháp cải tiến trong tính toán biến dạng của khối đất yếu được gia cố trụ đất xi măng

NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP CẢI TIẾN<br /> TRONG TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG CỦA KHỐI ĐẤT YẾU<br /> ĐƯỢC GIA CỐ TRỤ ĐẤT XI MĂNG<br /> <br /> LÊ BÁ VINH*<br /> VÕ PHÁN**<br /> NGUYỄN TẤN BẢO LONG***<br /> <br /> <br /> Study on the modified method to calculate settlement of the soft soil<br /> improved by soil cement columns<br /> Abstract: Settlement S1 of the soft soil block improved by soil-cement<br /> columns is usually calculated by the basic theory of elasticity through<br /> Hooke’ law. This calculation is very simple, because it ignores the<br /> surrounding friction of the reinforcement block, the stress reduction<br /> with depth, and modulus of deformation of improved block is calculated<br /> without the interaction between columns and soft soil. This paper<br /> proposes a method which takes into account the above-mentioned<br /> factors to determine the settlement of the soft soil block improved by<br /> soil-cement columns.<br /> <br /> 1. GIỚI THIỆU * gia cố chỉ đƣợc tính trung bình, không xét đến<br /> Ngày nay công nghệ đất trộn xi măng đã rất tƣơng tác giữa trụ và đất. Rõ ràng tính nhƣ thế<br /> phổ biến và đem lại hiệu quả cao trong việc sẽ chƣa đúng với thực tế, vì trong thực tế phản<br /> xử lí nền đất yếu. Tuy nhiên các cơ sở lý ứng thủy hóa xi măng sẽ làm mất nƣớc trong<br /> thuyết để tính toán biến dạng của nền đất yếu nền, đồng nghĩa với việc ma sát giữa trụ và<br /> gia cố trụ đất xi măng vẫn chƣa nhiều, đặc đất tăng đáng kể. Ngoài ra, ảnh hƣởng của tải<br /> biệt là ở Việt Nam. Do đó việc nghiên cứu về trọng ngoài sẽ giảm dần theo độ sâu. Vì vậy<br /> cơ sở lý thuyết để tính toán biến dạng là rất để có đƣợc độ lún chính xác khi tính lún cho<br /> cần thiết. Hiện nay, khi tính độ lún S1 của bản nền đất yếu gia cố trụ đất xi măng, cần có<br /> thân khối đất yếu đƣợc gia cố trụ đất xi măng, phƣơng pháp phù hợp để tính biến dạng của<br /> hầu hết các phƣơng pháp đều tính theo lý bản thân khối gia cố. Trong bài báo này, tác<br /> thuyết đàn hồi thông qua định luật Hooke, giả đề xuất công thức hiệu chỉnh để tính biến<br /> ε=σ/E . Khi đó độ lún S1 đƣợc tính đơn giản, dạng của bản thân khối gia cố, sau đó sử dụng<br /> không xét đến ảnh hƣởng của ma sát xung số liệu quan trắc thực tế và phƣơng pháp phần<br /> quanh khối gia cố, không xét đến sự giảm ứng tử hữu hạn để kiểm chứng lại công thức giải<br /> suất theo độ sâu và mô đun biến dạng của khối tích đã đề xuất.<br /> 2. BIẾN DẠNG CỦA KHỐI ĐẤT YẾU<br /> *<br /> Trường Đại học Bách khoa Tp. HCM, ĐƢỢC GIA CỐ BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG<br /> 268 Lý Thường Kiệt, Q.10, Tp. HCM,<br /> **<br /> Độ lún của nền đất yếu gia cố trụ đất xi măng<br /> Trường Đại học Bách khoa Tp. HCM,<br /> 268 Lý Thường Kiệt, Q.10, Tp. HCM, đƣợc tính bằng tổng độ lún S1 của bản thân khối<br /> ***<br /> Trường Đại Học Tiền Giang gia cố và độ lún S2 của nền đất bên dƣới khối<br /> ĐT: 0913641432 gia cố nhƣ trong hình 1.<br /> Email: nguyentanbaolong@yahoo.com<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 51<br />  3. PHƢƠNG PHÁP CẢI TIẾN ĐỀ TÍNH<br /> TOÁN BIẾN DẠNG CỦA KHỐI ĐẤT YẾU<br /> ĐƢỢC GIA CỐ BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG<br /> Theo Alen [4], phƣơng trình phân bố ứng<br /> suất trong khối gia cố (do Alen cải tiến từ công<br /> thức của Boussinesq):<br /> I ( B, x, z ) <br /> 1 B  2x B  2x B  2x B  2x <br />  2 z. 2  arctg( )  2 z. 2  arctg( ) ((2)<br />   4 z  ( B  2 x) 2 2z 4 z  ( B  2 x) 2 2z <br /> <br /> <br /> Ứng suất theo độ sâu trong khối gia cố do tải<br /> trọng ngoài q tạo ra:<br />  (q, B, x, z )  q.I ( B, x, z ) (3)<br /> Ma sát đơn vị xung quanh khối gia cố đƣợc<br /> Hình 1. Các độ lún thành phần của nền gia cố<br /> tính nhƣ sau:<br /> Theo các phƣơng pháp tính hiện nay, độ lún f s  1  sin   v' tg  c (4)<br /> S1 của bản thân khối gia cố đƣợc tính đơn giản<br /> Trong đó:<br /> nhƣ sau:<br /> c, φ lần lƣợt là lực dính và góc ma sát trong<br /> qH qH<br /> S1   của đất yếu xung quanh trụ.<br /> Etb aEC  1  a ES (1)<br /> Mô đun biến dạng của khối gia cố (do<br /> H.Ochiai & M.D.Boton đề xuất năm 1994)<br /> Trong đó:<br /> đƣợc tính nhƣ sau:<br /> S1 – độ lún của bản thân khối gia cố;<br /> q – tải trọng phân bố trên khối gia cố; (b  1)a  1<br /> Eblock <br /> H – chiều dày khối gia cố; ab 1  a (5)<br /> <br /> a – tỷ diện tích thay thế; Ec Es<br /> Ec – mô đun đàn hồi vật liệu trụ; 1 m<br /> Es – mô đun biến dạng của đất xung quanh trụ. E <br /> b   c <br />  Es  (6)<br /> Theo cách tính này thì độ lún S1 của bản thân<br /> khối gia cố đƣợc tính dựa trên định luật Hooke:<br />  Trong đó:<br />   , trong đó bỏ qua ma sát thành của khối gia<br /> E Eblock – mô đun biến dạng của khối gia cố;<br /> cố, và ứng suất do tải trọng ngoài không thay a – tỷ diên tích thay thế;<br /> đổi theo chiều sâu, trong khi theo thực tế thì ma b – hệ số tập trung ứng suất;<br /> sát thành của khối gia cố vẫn tồn tại dù khá nhỏ m = 1- Si phụ thuộc hệ số poison của đất;<br /> và ứng suất do tải trọng ngoài sẽ giảm dần theo Si đƣợc xác định dựa theo hình dạng của đất<br /> chiều sâu. trộn xi măng (hình 2,3,4,5):<br /> Trong bài báo này, một phƣơng pháp tính<br /> đƣợc đề xuất với sự hiệu chỉnh công thức tính<br /> lún ở trên bằng cách xét thêm: ma sát xung Si  1<br /> quanh khối gia cố, sự giảm dần ảnh hƣởng của<br /> tải trọng ngoài và sử dụng module biến dạng<br /> trung bình của khối gia cố phù hợp hơn. Hình 2. Đất- xi măng là những lớp ngang<br /> <br /> <br /> 52 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015<br />  Biến dạng tƣơng đối của lớp phân tố đƣợc<br /> Si  0 tính nhƣ sau:<br /> q.I ( B, x, z).B.L  f s .2( B  L).dz<br />  (7)<br /> B.L.Eblock<br /> Hình 3. Đất- xi măng là những lớp đứng<br /> <br />  dS   .dz<br /> (8)<br /> 7  5 s<br /> Si <br /> 15(1  s ) H H<br />  q.I ( B, x, z ).B.L  f s .2( B  L)dz <br />  S   dS    dz<br /> 0 <br /> 0<br /> B.L.Eblock<br /> <br /> Hình 4. Đất- xi măng là những khối cầu<br /> (9)<br /> Xét những điểm nằm trên trục qua tâm diên<br /> chịu tải, khi đó x = 0:<br /> 5  4 s<br /> Si <br /> 8(1  s )<br /> H<br />  q.I ( B,0, z ).B.L  f s .2( B  L)dz <br />  S   dz<br /> 0   (10)<br /> B.L.Eblock<br /> Hình 5. Đất- xi măng là những khối trụ<br /> <br /> 1  2( B  L) <br /> H H<br /> Xét khối đất yếu có chiều rộng B, chiều S    q.I ( B, z )dz   f s dz <br /> dài L, chiều cao H đƣợc gia cố bằng các khối Eblock  0 0<br /> B.L  (11)<br /> đất xi măng hình trụ: H<br /> 2( B  L)<br /> H<br /> <br /> Đặt: S1   q.I ( B, z )dz S 2  B.L  f s dz<br /> 0H 0<br /> 2q  2 zB B <br /> H<br /> (12)<br />  S1    2 dz   arctg dz <br />   0 4z  B2 0   <br /> 2 z<br /> 2 zB B<br /> I 2   arctg dz<br /> Đặt: I1  D 4 z 2  B 2 dz D  2z <br /> <br />  I1 <br /> B<br /> 4<br />   H<br /> ln 4 z 2  B 2 0 ( 13)<br /> H<br />  <br /> Hình 6. Sơ đồ tính lún cho khối gia cố<br /> B B<br /> <br />  I 2   z.arctg   ln 4 z 2  B 2 <br />   2z  8 0<br /> (14)<br /> Chia khối gia cố thành nhiều lớp phân tố có 2q  B B <br /> H<br /> <br />  S1  z.arctg   ln( 4 z 2  B 2 )<br /> chiều dày dz. Xét lực đứng tác dụng lên 1 lớp    2z  8 0<br /> phân tố đất : (15)<br /> Ta có:<br /> Si  1<br /> 2( B  L)<br /> H<br /> <br /> <br /> B.L 0<br /> S2  f s dz<br /> <br /> 2( B  L)  1<br /> H<br /> <br />  S2  1  sin  tg. .z 2  cz <br /> B.L  2 0<br /> (16)<br /> <br /> 2( B  L)<br /> H<br /> <br /> <br /> B.L 0<br /> S2  f s dz<br /> Hình 7. Lớp phân tố đất gia cố có chiều dày dz<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 53<br />  Từ các phƣơng trình (15) và (16) Kiểm chứng bằng phƣơng pháp phần tử<br /> hữu hạn<br /> H<br /> 2q  (B  L)cz  Mô hình gồm 30 trụ đất xi măng, trên đầu và<br /> z.arctg   ln4z 2  B2   m1z 2 <br /> B B<br /> S   m2 <br /> Eblock   2z  8 BLq 0 (17) dƣới mũi cột là 2 tấm cứng bằng bê tông dày<br /> Với: 10cm, tải phân bố tác dụng lên tấm cứng là q=<br /> BL  (18) 7.5KN/m2 (hình 9).<br /> m1  1  sin  tg.  1<br /> BL 2q<br /> B<br /> m2   ln B 2 (19)<br /> 8<br /> Từ các phƣơng trình (17), (18), (19), ta có<br /> thể tính đƣợc độ lún S1 của bản thân khối gia cố.<br /> 4. KIỂM CHỨNG PHƢƠNG PHÁP ĐỀ<br /> XUẤT BẰNG CÁC MÔ HÌNH<br /> 4.1. Kiểm chứng bằng mô hình thí nghiệm<br /> của M.D.Bolton (đại học Cambridge) Hình 9. Mô hình tính toán trong Plaxis 3DF<br /> Theo đó M.D.Bolton đã tạo 8 trụ đất xi măng<br /> đƣờng kính 30mm, dài 200mm trong hộp vách Bảng 2. Thông số vật liệu trong Plaxis<br /> kính. Xi măng Portland đƣợc trộn với hàm<br /> lƣợng 15kg/m3 vào trong sét Kaolin. Tải trọng Vật<br /> Mô hình Các thông số<br /> thẳng đứng đƣợc gia tăng từ 0.96 đến 25kPa liệu<br /> thông qua tấm cứng đặt trên đầu trụ (hình 8) và E=4(Mpa), c=10 (kPa),<br /> các thông số đất nhƣ trong bảng 1. Đất Mohr- φ=25, ν=0.3, H=3m,<br /> đắp Coulomb γ=18(kN/m3),<br /> kv=kh=10-9 (m/sec)<br /> E=1.5(Mpa), c=10(kPa),<br /> Đất Mohr- φ=0, γ=16(kN/m3),<br /> yếu Coulomb ν=0.495, H=15m,<br /> kv=kh=10-9(m/sec)<br /> E=50(Mpa), c=80(kPa),<br /> Trụ<br /> Mohr- φ=35,γ=17(kN/m3),<br /> đất-xi<br /> Coulomb ν=0.495,H=10m,<br /> măng<br /> kv=kh=10-10 (m/sec)<br /> <br /> Hình 8. Mô hình thí nghiệm của Bolton Bảng 3. Tổng hợp số liệu tính toán S1<br /> <br /> Bảng 1. Thông số vật liệu của Bolton q (kN/m2) 7.5<br /> H (m) 10<br /> Loại E c Φ Ec (kPa) 5e4<br /> ν a(%)<br /> vật liệu (kPa) (kPa) (º) Es (kPa) 1.5e3<br /> Đất xi a (%) 6.5 8.6 10.87 16.97<br /> 17262 0.4 29.96 35 22<br /> măng B (m) 10<br /> Sét L (m) 12<br /> 4171 0.49 2.66 0<br /> Kaolin c(kN/m2) 10<br /> <br /> <br /> 54 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015<br />  5. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN<br /> Biểu đồ so sánh kết quả thu đƣợc từ cách<br /> tính theo các phƣơng pháp khác, theo công<br /> thức đề xuất với kết quả từ mô hình thí<br /> nghiệm của Bolton đƣợc thể hiện trong hình<br /> 10. Biểu đồ so sánh kết quả thu đƣợc từ cách<br /> tính theo các phƣơng pháp khác, theo công<br /> thức đề xuất với kết quả từ Plaxis cho các<br /> trƣờng hợp nền đất gia cố có 30 trụ, 40 trụ,<br /> 50 trụ, 60 trụ đƣợc thể hiện trong các hình<br /> 11, 12, 13, 14. Hình 12. So sánh kết quả tính lún theo<br /> các phương pháp với kết quả từ Plaxis cho<br /> trường hợp 40 trụ<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 10. So sánh kết quả tính lún theo các<br /> phương pháp với kết quả từ thí nghiệm<br /> Hình 13. So sánh kết quả tính lún theo<br /> các phương pháp với kết quả từ Plaxis cho<br /> trường hợp 50 trụ<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 11. So sánh kết quả tính lún theo Hình 14. So sánh kết quả tính lún theo các<br /> các phương pháp với kết quả từ Plaxis phương pháp với kết quả từ Plaxis cho<br /> cho trường hợp 30 trụ trường hợp 60 trụ<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 55<br />  * Nhận xét: Thụy Điển đã phân tích biến dạng theo độ sâu<br /> Qua các biểu đồ trong hình 10, 11, 12, 13, của trụ đất xi măng. Theo đó 30 trụ đất-vôi-xi<br /> 14 ta thấy kết quả tính toán độ lún S 1 thu đƣợc măng đƣờng kính 0.6m đƣợc đặt ở độ sâu 6m<br /> từ công thức đề xuất nhỏ hơn kết quả thu đƣợc nhằm phục vụ cho các thí nghiệm khác nhau.<br /> từ các phƣơng pháp khác và gần sát với kết quả<br /> thu đƣợc từ mô hình thí nghiệm, hay xấp xỉ<br /> với kết quả thu đƣợc từ Plaxis. Cụ thể trong<br /> hình 10 kết quả thu đƣợc từ công thức đề xuất<br /> lớn hơn kết quả thu đƣợc từ mô hình thí<br /> nghiệm của Bolton 29%, và nhỏ hơn kết quả<br /> thu đƣợc từ các phƣơng pháp khác 38%. Trong<br /> các hình 11, 12, 13, 14 kết quả thu đƣợc từ<br /> công thức đề xuất nhỏ hơn kết quả thu đƣợc từ<br /> các phƣơng pháp khác khoảng (27 ÷31)% và<br /> nhỏ hơn kết quả thu đƣợc từ Plaxis khoảng<br /> (7÷10)%. Qua đó cho thấy phƣơng pháp đề<br /> xuất cho kết quả xấp xỉ với kết quả từ Plaxis,<br /> thể hiện đƣợc những ứng xử thực tế của khối<br /> đất yếu gia cố trụ đất xi măng.<br /> 6. PHÂN TÍCH CÁCH XÁC ĐỊNH MÔ<br /> ĐUN ĐÀN HỒI CỦA VẬT LIỆU TRỤ ĐẤT<br /> XI MĂNG<br /> Theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9403:2012<br /> [1], khi tính toán độ lún S1 của khối gia cố, thì<br /> thông số Ec là mô đun đàn hồi của vật liệu trụ.<br /> Theo nhƣ một số đề xuất giá trị mô đun đàn hồi<br /> này có thể đƣợc lấy từ thí nghiệm nén một trục<br /> có nở hông vì đây là thí nghiệm đơn giản và rất Hình 16. Kết quả thu được từ thí nghiệm<br /> phổ biến. Tuy nhiên với cách xác định nhƣ vậy hiện trường<br /> thì thật sự là chƣa phù hợp vì thực tế ngoài hiện<br /> trƣờng xung quanh các trụ đất xi măng còn có<br /> áp lực ngang của đất nền, còn trong thí nghiệm<br /> nén một trục có nở hông thì không có áp lực<br /> xung quanh mẫu thí nghiệm. Do vậy, đây là một<br /> trong những nguyên nhân gây ra sự khác biệt<br /> giữa giá trị mô đun đàn hồi của vật liệu trụ đất<br /> xi măng thực tế tại hiện trƣờng và giá trị mô đun<br /> đàn hồi của vật liệu trụ đất xi măng thu đƣợc từ<br /> thí nghiệm nén một trục có nở hông. Nhiều kết<br /> quả thí nghiệm hiện trƣờng đã cho thấy sự khác<br /> biệt này là đáng kể.<br />  Theo thí nghiệm hiện trƣờng của Baker<br /> [7] tại công trƣờng Loftaan miền nam Goteborg, Hình 15. Thí nghiệm hiện trường của Baker<br /> <br /> <br /> 56 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015<br />  Hình 19. Kết quả thu được từ mô phỏng<br /> số của M.D.Bolton<br /> <br />  Theo thí nghiệm hiện trƣờng tại quận Liên<br /> Chiểu thành phố Đà Nẵng [2] với trụ đất xi<br /> măng chiều dài 7,5 m, hàm lƣợng xi măng<br /> 360kg/m3 đƣợc nén tĩnh sử dụng thiết bị đo biến<br /> Hình 17. Kết quả thu được từ mô phỏng số. dạng dọc trục là strain gage Geokon 9411,<br /> <br /> <br /> Thí nghiệm cho kết quả mô đun đàn hồi của<br /> vật liệu trụ thực tế ở hiện trƣờng là Ec = 220<br /> MPa, trong khi kết quả thí nghiệm nén đơn có<br /> Ec = 60MPa.<br />  Theo mô hình thí nghiệm trong phòng của<br /> M.D.Bolton có mô đun đàn hồi của vật liệu trụ<br /> thực tế ở hiện trƣờng là Ec = 65,3 MPa, trong<br /> khi kết quả thí nghiệm nén đơn cho kết quả Ec =<br /> 17,26MPa.<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Hình 18. Kết quả thu được từ thí nghiệm trong Hình 20. Mô hình thí nghiệm hiện trường<br /> phòng của M.D.Bolton của GS.TS Nguyễn Trường Tiến<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 57<br />  Thí nghiệm cho kết quả mô đun đàn hồi của nghiệm nén một trục có nở hông thì thật sự là<br /> vật liệu trụ thực tế ở hiện trƣờng là Ec = 2130 chƣa phù hợp vì thực tế ngoài hiện trƣờng xung<br /> MPa, trong khi kết quả thí nghiệm nén đơn có quanh các trụ đất xi măng còn có áp lực ngang<br /> Ec = 1000Mpa. của đất nền, còn trong thí nghiệm nén một trục<br /> Từ những số liệu thí nghiệm hiện trƣờng nêu có nở hông thì không có áp lực xung quanh mẫu<br /> trên cho thấy có sự chênh lệch đáng kể, từ thí nghiệm. Do vậy, đây là một trong những<br /> (2,1÷3,7) lần, giữa mô đun đàn hồi của vật liệu trụ nguyên nhân gây ra sự khác biệt giữa giá trị mô<br /> thực tế ở hiện trƣờng và mô đun đàn hồi của vật đun đàn hồi của vật liệu trụ đất xi măng thực tế<br /> liệu trụ thu đƣợc từ kết quả thí nghiệm nén đơn. tại hiện trƣờng và giá trị mô đun đàn hồi của vật<br /> 7. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ liệu trụ đất xi măng thu đƣợc từ thí nghiệm nén<br /> Trong việc tính toán ứng suất, biến dạng của một trục có nở hông. Từ những số liệu thí<br /> nền đất yếu đƣợc gia cố bằng các trụ đất xi nghiệm hiện trƣờng nêu trên cho thấy có sự<br /> măng theo một số phƣơng pháp hiện nay, cụ thể chênh lệch đáng kể, từ (2,1÷3,7) lần, giữa mô<br /> là tính toán độ lún độ lún S1 của bản thân khối đun đàn hồi của vật liệu trụ thực tế ở hiện<br /> gia cố đƣợc tính dựa trên định luật Hooke    trƣờng và mô đun đàn hồi của vật liệu trụ thu<br /> E<br /> đƣợc từ kết quả thí nghiệm nén đơn.<br /> bỏ qua ma sát thành của khối gia cố, và ảnh<br /> hƣởng của tải trọng ngoài xem nhƣ không giảm<br /> TÀI LIỆU THAM KHẢO<br /> theo chiều sâu, trong khi theo thực tế thì ma sát<br /> thành của khối gia cố vẫn tồn tại dù khá nhỏ và<br /> ứng suất do tải trọng ngoài gây ra sẽ giảm dần [1] Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9403-2012,<br /> theo chiều sâu. Khi tính toán nhƣ thế sẽ cho kết Gia cố đất nền yếu – Phƣơng pháp trụ đất xi măng.<br /> quả khá an toàn, với kết quả độ lún của khối gia [2]Đỗ Hữu Đạo, Phan Cao Thọ, Nguyễn<br /> cố lớn hơn từ 25% đến 35% kết quả thực tế tùy Trƣờng Tiến. “Xác định hệ số sức chịu tải của<br /> theo độ lớn của tỷ diện tích thay thế. Thật vậy cọc đất xi măng thông qua mô hình thí nghiệm<br /> khi số lƣợng trụ càng nhiều thì ma sát xung Full scale với thiết bị đo biến dạng dọc trục”,<br /> quanh khối gia cố càng lớn và phản ứng thủy Tạp chí Địa Kỹ thuật số 3-2014, năm 2014.<br /> hóa xi măng càng nhiều làm cho nền tăng khả [3] Alamgir.“Stress–Strain distribution in<br /> năng chịu lực nên độ sai lệch giữa các phƣơng embankment reinforced by columnar<br /> pháp càng lớn. Cho nên, tính toán theo cách này inclusion” (1996).<br /> sẽ không kinh tế, đặc biệt đối với các công trình [4] Alen, C. “Lime/Cement Column<br /> đƣờng, khối lƣợng thi công rất lớn. Stabilized Soil – A New Model for Settlement<br /> - Với phƣơng pháp cải tiến đƣợc đề xuất trong Calculation” (2010).<br /> bài báo này, đã có xét đến ma sát của đất xung [5] Hakan Bredenberg, Goran Holm, Bengt<br /> quanh khối gia cố và sự giảm của ứng suất do tải B.Broms. “ Dry Mix Methods for Deep Soil<br /> ngoài gây ra trong vùng đất đƣợc gia cố. Các kết quả Stabilization”.<br /> phân tích thu đƣợc từ phƣơng pháp cải tiến bƣớc [6]John P.Carter. “ Deformation Analysis In<br /> đầu cho thấy sự phù hợp với biến dạng thực tế của Soft Ground Improvement” (2011).<br /> nền đất đƣợc gia cố bằng các trụ xi măng đất. [7] Sadek Baker. “Deformation Behaviour of<br /> - Khi tính toán độ lún S1 của khối gia cố, nếu Lime/Cement Column Stabilized Clay” (2000).<br /> lấy giá trị mô đun đàn hồi của vật liệu trụ từ thí<br /> <br /> <br /> Người phản biện: TS. NGUYỄN ANH DŨNG<br /> <br /> <br /> 58 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015<br />