Ảnh hưởng của công tác khai đào đến hành vi và khả năng chịu tải của cọc

Kết quả thí nghiệm cho thấy khả năng chịu tải của loại cọc ma sát thấp cọc có giao diện không giãn nở sau khi khai đào bị giảm khoảng 16-20% đối với các tiêu chuẩn phá hủy khác nhau, đượ

Ảnh hưởng của công tác khai đào đến hành vi và khả năng chịu tải của cọc

Gang Zheng, Si Yuan Peng, Charles W.W.Ng và Yu Diao

Tóm tắt: Các thí nghiệm chất tải cọc thường được tiến hành trên mặt đất trước khi khai đào

hố móng Ảnh hưởng của hiện tượng giảm ứng suất do khai đào đến độ cứng và khả năng chịu tải của cọc thường không được để ý Bài báo này trình bày kết quả một số thí nghiệm mô hình ly tâm trong cát khô có và không có mô phỏng ảnh hưởng của công tác khai đào để tìm hiểu hành vi của cọc Một số thí nghiệm chất tải trong quá trình quay ly tâm lên 10 cọc đơn có gắn thiết bị quan trắc được tiến hành cả trên mặt đất lẫn ở độ sâu hố móng sau khi khai đào để nghiên cứu ảnh hưởng của giao diện cọc đơn -đất đến hành vi của cọc Kết quả thí nghiệm cho thấy khả năng chịu tải của loại cọc ma sát thấp (cọc có giao diện không giãn nở) sau khi khai đào bị giảm khoảng 16-20% đối với các tiêu chuẩn phá hủy khác nhau, được quy cho sự suy giảm sức kháng bên của cọc, tỷ lệ thuận với mức giảm ứng suất do khai đào Góc ma sát được huy động tại trạng thái tới hạn không đổi đối với cọc trong cả hai trường hợp giảm và không giảm ứng suất Ngược lại, đối với loại cọc ma sát cao (cọc có giao diện giãn nở), khả năng chịu tải của cọc khi ứng suất suy giảm lại tăng lên khoản g 22-44%, được quy cho sự tăng sức kháng bên của cọc do giao diện cọc-đất tăng lên khi ứng suất giảm do khai đào Cơ chế quyết định sức kháng của cọc ma sát cao khác với cọc ma sát thấp

Một số thuật ngữ chuyên dùng trong bài:

 In-flight load test: Thí nghiệm chất tải trong điều kiện quay ly tâm;

 Stress relief: Giảm tải, giảm ứng suất;

 Pile-soil interface: Giao diện cọc-đất;

 Centrifuge modelling: Mô hình ly tâm;

 Shaft resistance: sức kháng thành cọc, sức kháng bên;

Giới thiệu

Các thí nghiệm chất tải cọc thường được tiến hành trên mặt đất trước khi khai đào hố móng

Để dự báo hành vi của cọc trong điều kiện giảm ứng suất, trong các thí nghiệm chất tải cọc người ta thường sử dụng một ống bao tới độ sâu khai đào để triệt tiêu sức kháng bên (thí dụ xem Troughton and Platis 1989) Trong thí nghiệm chất tải cọc truyền thống này, ảnh hưởng của sự suy giảm ứng suất do khai đào đến hành vi của cọc không thể nhận biết được Hơn nữa, do cọc được đóng vào nền đất trước khi diễn ra khai đào nên d ịch chuyển hướng lên của đất do khai đào có thể gây ra trạng thái căng dãn trong thành cọc Vì thế việc dự báo hành vi thực của cọc bên dưới hố móng trong các thí nghiệm chất tải truyền thống vẫn đang là một thách thức cho các nhà địa kỹ thuật

Leung et al (2000) và Ong et al (2006) đã tiến hành một số thí nghiệm mô hình ly tâm để tìm hiểu ảnh hưởng của dịch chuyển của đất đến phản ứng theo chiều ngang của cọc do khai đào

hố móng ở cạnh đó Họ đo moment uốn và mức độ biến dạng ngang của cọc dưới tác độ ng của chuyển dịch theo chiều ngang của đất Trong một số dự án, các nhà nghiên cứu đã bày tỏ mối quan ngại của họ về ảnh hưởng của sự suy giảm ứng suất theo chiều thẳng đứng đến hành

vi của cọc bên dưới hố khai đào (thí dụ như Wright and Doe 1989) Trough ton and Platis (1989) đã thông báo rằng sức kháng mũi cọc bị giảm khoảng 20% khi ứng suất hữu hiệu theo chiều thẳng đứng giảm tương đương khoảng 50% Lee et al (2001) đã tiến hành một số mô phỏng bằng phương pháp phần tử hữu hạn để nghiên cứu lực dãn phát sinh trong cọc trong quá trình khai đào và đề xuất một tỷ lệ gia cường cốt thép khoảng 1 -2% Tuy nhiên vẫn còn

rất ít nghiên cứu so sánh độ cứng và khả năng chịu tải của cọc trong điều kiện có và không có ảnh hưởng của sự suy giảm ứng suất do khai đào Đó chính là lý do thúc đẩy các nghiên cứu được trình bày trong bài báo này

Đặc điểm của giao diện đất - cọc rất quan trọng đối với hành vi của cọc Các nghiên cứu trong phòng thí nghiệm (thí dụ như của Kishida and Uesugi 1987) cho thấy có hai kiểu phá hủy ở giao diện hạt - môi trường liên tục: (i) các hạt đất trượt dọc theo bề mặt của môi trường liên tục nếu giao diện “nhẵn”; và (ii) tạo nên một đới phá hủy theo kiểu cắt trong vật liệu dạng hạt nếu giao diện “nhám” Kishida and Uesugi (1987) đề xuất một độ nhám chuẩn hóa (Rn) bằng

tỷ số giữa độ nhám tuyệt đối và độ hạt trung bình của đất (D50) Fioravante (2002) đã chỉ ra rằng nếu Rn < 0.02 thì phá hủy của giao diện đất - kết cấu sẽ theo kiểu các hạt đất trượt dọc theo giao diện và không xảy ra thay đổi thể tích đất; còn nếu Rn > 0.1 thì phá hủy sẽ xảy ra trong khối đất và thể tích đất sẽ thay đổi trong phạm vi đới trượt cắt Trên cơ sở những công trình này ảnh hưởng của các giao diện cọc đơn – đất đến hành vi của cọc sẽ được nghiên cứu Bài báo này trình bày và thảo luận về các thí nghiệm mô hình ly tâm trên 10 cọc đơn có gắn thiết bị quan trắc trong cát Toyoura khô Các thí nghiệm chất tải cọc được tiến hành trên cả mặt đất trước khi khai đào lẫn ở độ sâu đáy móng sau khai đào Mục đích nhằm tìm hiểu ảnh hưởng của sự suy giảm ứng suất đến độ cứng, khả năng chịu tải của cọc cũng như sự phân bố dọc trục của tải Các cọc mô hình với hai loại giao diện khác nhau được sử dụng, được gọi là

“cọc ma sát thấp” và “cọc ma sát cao” Độ nhám thực đo và được chuẩn hóa Rn c ủa loại cọc

ma sát thấp là 0.013 nên sức kháng bên có thể được coi như là sức kháng trượt tại giao diện cọc – đất Loại cọc ma sát thấp dự định sẽ mô phỏng vật liệu không dãn nở, thí dụ như đất sét

cố kết bình thường Loại cọc ma sát cao dự định sẽ mô phỏn g vật liệu dãn nở, thí dụ như cát chặt Độ nhám thực đo Rn của loại cọc ma sát cao là 0.210, và sức kháng bên có lẽ liên quan chặt chẽ với hành vi của đất xung quanh cọc

Mô hình ly tâm

Thiết đặt chương trình thí nghiệm

Một loạt thí nghiệm mô hình ly tâm trên 10 cọc mô hình đã được tiến hành tại Phòng thí nghiệm Ly tâm Địa kỹ thuật của Trường Đại học Khoa học và Công nghệ Hồng Kông (Ng et

al 2001b, 2002) Tất cả các thí nghiệm đều được thực hiện với gia tốc 100g, sử dụng một container mô hình với kích thước trong là 1.25m x 0.93m x 0.85m (chiều dài x chiều rộng x chiều cao)

Hình 1a thể hiện sơ đồ container mô hình LN, với L có nghĩa là “cọc giao diện ma sát thấp”

và N là “không mô phỏng ảnh hưởng của quá trình khai đào” Thí nghiệm chất tải trên ba cọc

ma sát thấp được thực hiện trên mặt đất, giống như trong thí nghiệm chất tải truyền thống Các cọc được đặt ở các khoảng cách khác nhau tới một tường ngăn diaphragm hình tròn để nghiên cứu ảnh hưởng của tường ngăn diaphragm đến hành vi của cọc Một cọc được đặt ở trung tâm, cách tường ngăn diaphragm 160mm, nó được gọi là cọc LNM: chữ cái thứ nhất có nghĩa là: “giao diện ma sát thấp”; chữ cái thứ hai nghĩa là “không mô phỏng ảnh hưởng của quá trình khai đào”; chữ cái thứ ba thể hiện vị trí của cọc (ở chính giữa hố khai đào) Một cọc khác LNW có ý nghĩa tương tự, chỉ khác W nghĩa là vị trí của nó ở gần sát tường ngăn diaphragm, cách khoảng 30mm, tức là khoảng 1,8 lần đường kính cọc D Khoảng cách giữa hai cọc là 130mm, tức là lớn hơn khoảng 8D Cọc thứ ba LNF với F thể hiện vị trí cọc ở rất

xa, bên ngoài bức tường ngăn diaphragm hình trụ, để tham chiếu

Mỗi một cọc mô hình có đường kính ngoài là 16mm và chiều dài 500mm Một cái ống dài 200mm được dùng để loại bỏ sức kháng thành hố ở phần trên của mỗi cọc Đó là một ống nhôm với đường kính trong là 16,8mm và chiều dầy 1mm Trong quá trình chuẩn bị đã chú ý

để không rơi các hạt cát vào trong ống, vì thế mà nó loại bỏ được sức kháng thành hố Chiều dài hiệu quả của cọc là 300mm

Hình 1b thể hiện sơ đồ container LHE (dùng cả hai loại cọc ma sát thấp và ma sát cao và có

mô phỏng ảnh hưởng của quá trình khai đào) Một hố móng được mô phỏng ở gia tốc 100g bằng cách tháo khô chất lỏng nặng là dung dịch chloride kẽm Tỷ trọng của dung dịch đó là 1,53kg/m3, tức là bằng tỷ trọng mục tiêu của cát Toyoura trong thí nghiệm ly tâm Độ sâu khai đào là 200mm Hai cọc LEM và HEW1 được định vị bên dưới hố móng và ở các khoảng cách khác nhau tới tường ngăn diaphragm Thí nghiệm chất tải cọc được tiến hành trên các cọc này sau khi khai đào Một cọc thứ ba HNF, nằm bên ngoài tường ngăn diaphragm để đối sánh Các cọc HEW1 và HNF có giao diện ma sát cao để nghiên cứu ảnh hưởng của giao diện đến hành vi của cọc Vị trí của ba cọc này tương tự như trong sơ đồ container LN

Hình 1c thể hiện sơ đồ container HN (cọc ma sát cao và không mô phỏng ảnh hưởng của quá trình khai đào), trong đó hành vi của cọc ma sát cao tiếp tục được nghiên cứu Khoảng cách tương đối giữa hai cọc HNM và HNW đến tường ngăn diaphragm cũng đúng như trong sơ đồ LN

Hình 1d thể hiện sơ đồ container HE (cọc ma sát cao và có mô phỏng ảnh hưởng của quá trình khai đào) Hai cọc ma sát cao HEM và HEW2 được định vị bên dưới hố khai đào Thí nghiệm chất tải trên hai cọc này được tiến hành sau khi khai đào Chương trình thí nghiệm được tóm tắt ở Bảng 1

Tính chất đất và công tác chuẩn bị mô hình

Cát Toyoura khô được sử dụng trong tất cả các thí nghiệm Đó là một loại cát hạt mịn đồng nhất với các hạt cát từ khá tròn đến khá sắc cạnh Cỡ hạt trung bình D50 là 0,17mm, hệ số lỗ rỗng cực đại là 0,977 và cực tiểu là 0,597, khối lượng riêng 2,65 và góc ma sát ở trạng thái tới hạn’cvlà 31o(Ishihara 1993)

Phương thức lắng dưới tác động của dòng chảy được sử dụng để chuẩn bị tất cả các mô hình

ly tâm Cát được đổ xuống từ một cái phễu nằm phía trên cách bề mặt cát khoảng 500mm Các thí nghiệm hiệu chỉnh cho thấy có thể chuẩn bị các mẫu khá đồng nhất bằng phương pháp này Sau khi cát đạt đến mức mũi cọc (250mm tính từ đáy, như thấy ở Hình 1), các cọc mô hình được đặt vào và được tạm giữ ở vị trí thiết kế của chúng Sau đó cát tiếp tục được lắng đọng theo phương thức trên Quy trình này cũng được áp dụng đối với tường ngăn diaphragm

mô hình

Hình 2 cho thấy một thiết đặt mô hình điển hình (container HE) Một cái bao bằng cao su đựng chất lỏng nặng được làm từ một tấm màng nhựa latex để mô phỏng khối đất bị giữ lại bên trong mô hình tường ngăn diaphragm Sau khi cát được đổ xuống và lắng đọng, tổng lượng cát sử dụng và chiều cao của lớp cát trong mỗi container được đo, xác định thể tích cát trong mỗi mô hình để tính ra tỷ trọng của cát Tỷ trọng cát đo được trong tất cả các thí nghiệm thay đổi trong khoảng 1,51 đến 1,53kg/m3, với sai số trong khoảng ±1,0% Tỷ trọng tương đối trung bình của cát trong mỗi container khoảng 65%

Cọc mô hình và thiết đặt quan trắc

Mỗi cọc mô hình được làm từ ống nhôm với hệ số đàn hồi Young khoảng 70Gpa Ống có đường kính trong 4mm và đường kính ngoài 10mm Các cảm biến bán dẫn được gắn lên ống

để đo tải trọng dọc trục tỳ lên thành cọc Hình 1 cho thấy các cảm biến được gắn ở 8 mức, mỗi mức cách nhau khoảng 40mm Một bộ mạch cầu Wheatstone được thiết đặt cho mỗi mức cảm biến để giảm thiểu ảnh hưởng của nhiệt độ Sau khi gắn, các cảm biến được phủ ngoài một lớp nhựa epoxy để bảo vệ Hình 3a thể hiện một mô hình cọc giao diện ma sát thấp Độ dày của lớp nhựa epoxy khoảng 2,5mm Sau đó một ống nhôm khác với được kính ngoài 16mm và chiều dày 0,5mm được cắt đôi và đặt ở bên ngoài lớp nhựa epoxy Sự gắn kết chặt giữa lớp nhựa epoxy và ống nhôm đạt được do độ dính cao của nhựa epoxy Hình 3b cho thấy các mô hình cọc ma sát cao Giao diện được hình thành bằng cách dính các hạt cát Toyoura lên cả thành lẫn mũi các cọc Đường kính ngoài cuối cùng của mỗi cọc khoảng 16mm

Độ nhám của các cọc ma sát thấp được đo bằng một thiết bị đo mặt cắt bề mặt (Alpha-Step 200) Kishida và Uesugi (1987) cho rằng độ nhám tuyệt đối (Rmax) có thể được tính bằng khoảng cách cực đại từ đỉnh đến đáy của bề mặt trên một khoảng độ dài gần bằng khoảng D50 của cát, tức là khoảng 0,17mm Theo định nghĩa đó Rmax đo được đối với cọc ma sát thấp vào khoảng 3µm Độ nhám chuẩn hóa Rn (Kishida và Uesugi 1987) đối với cọc ma sát thấp và ma sát cao tương ứng đạt khoảng 0,013 và 0,210

Tường ngăn diaphragm hình trụ được làm từ thép với đường kính trong 320mm và chiều dày 4mm Thí nghiệm chất tải lên mỗi cọc được tiến hành bằng một kích thủy lực, với thiết bị cảm biến đo tải (loadcell) được lắp trên piston Độ lún của cọc được đo bằng cảm biến vi sai tuyến tính

Quy trình thí nghiệm

Sau khi chuẩn bị mô hình và kiểm tra lần cuối, máy ly tâm được quay tới gia tốc 100g Đối với các thí nghiệm không mô phỏng tác động của quá trình khai đào trong các container LN

và HN, thí nghiệm chất tải trong khi quay ly tâm được tiến hành trước tiên trên cọc trung tâm Tải được chất từng đợt lên cọc ở gia tốc 100g bằng một kích thủy lực được gá cùng với hệ thống kiểm soát tải trong khi quay Mỗi đợt chất tải khoảng 100 N và 200 N (tương đương với khoảng 1-2 triệu N trong thử tải nguyên mẫu) tương ứng cho các loại cọc ma sát thấp và ma sát cao Mỗi đợt chất tải được giữ nguyên cho tới khi cọc không lún nữa Khi độ lún của cọc lớn hơn 10%D, cọc được dỡ tải cũng từng đợt 200N vẫn đang trong quá trình quay cho tới khi

dỡ tải hoàn toàn Sau khi hoàn thành thí nghiệm chất tải đầu tiên, máy quay ly tâm được tạm dừng Kích thủy lực và hệ thống kiểm soát được chuyển đến chiếc cọc thứ hai Máy quay ly tâm lại được khởi động để thực hiện thí nghiệm chất tải thứ hai trong khi quay ly tâm trên chiếc cọc thứ hai Các đợt chất tải đối với cả hai thí nghiệm chất tải cọc là như nhau

Đối với các thí nghiệm có mô phỏng các giai đoạn khai đào (các containers LHE và HE), quá trình khai đào trong khi quay được mô phỏng trước hết bằng cách thoát khô chất lỏng nặng ở gia tốc100g Sau đó thí nghiệm chất tải được thực hiện trên chiếc cọc trung tâm bằng các đợt chất tải cũng ở gia tốc 100g Phương thức và quy trình chất tải-dỡ tải đối với thí nghiệm thứ nhất và thứ hai cũng tương tự như trong các thí nghiệm không mô phỏng quá trình khai đào

Kết quả thí nghiệm đối với cọc ma sát thấp

Trong mỗi thí nghiệm, tải trọng tác động lên mỗi đầu cọc, độ lún của cọc, và sự phân bố của tải trọng dọc trục ở mỗi giai đoạn chất tải đều được ghi nhận Tất cả kết quả thí nghiệm dưới đây đều được quy đổi sang quy mô nguyên mẫu nếu như không có giải thích khác đi

Quan hệ tải trọng-độ lún của các cọc ma sát thấp

Hình 4 thể hiện quan hệ tải trọng-độ lún của 4 loại cọc ma sát thấp Độ lún đo được ở mỗi cọc được chuẩn hóa bằng đường kính cọc (D) Khi độ lún cọc nhỏ hơn 1,5%D, quan hệ tải

trọng-độ lún quan sát được ở mỗi cọc có thể coi là tuyến tính Góc dốc đo được trên 4 đường cong (tức là độ cứng của cọc) tương ứng là 308, 389, 318 và 311 kN/mm đối với các cọc LNM, LNW, NLF và LEM Khi độ lún của cọc lớn hơn 1,5%D, các cọc bắt đầu thể hiện độ cứng khác nhau Trong số 3 cọc được chất tải trên mặt đất (LNM, LNW và LNF) cọc trung tâm LNM có độ cứng thấp hơn đôi chút, trong khi đó hành vi của cọc gần tường LNW và ở xa (cọc đối sánh) rất giống nhau Nhìn chung khác biệt giữa 3 loại cọc là khá nhỏ Điều này cho thấy ảnh hưởng của tường ngăn diaphragm ở khoảng cách lớn hơn 1,8D là không lớn Ngược lại, đối với cọc bị giảm ứng suất (LEM) thể hiện sự suy giảm đáng kể độ cứng khi bị lún tới 1,5%D Khi độ lún vượt quá 1,5%D, cọc LEM chịu tải kém hơn nhiều so với 3 loại cọc kia

Rõ ràng là độ cứng của cọc LEM đa bị suy giảm khi độ lún lớn hơn 1,5%D

Để so sánh khả năng chịu tải của cọc, tiêu chí phá hủy do Ng và nnk (2001a) đề xuất được áp dụng Đây là một phương pháp bán kinh nghiệm để luận giải tải trọng phá hủy hơi thiên về an toàn Đối với cọc đóng trong đất, tiêu chí phá hủy như sau:

Trong đóM là chuyển dịch đầu cọc lớn nhất để xác định tải trọng tới hạn P là tải trọng thí nghiệm, L là chiều dài cọc, A là diện tích mặt cắt hố cọc và E là mô đun đàn hồi của thành hố cọc

Như có thể thấy ở Hình 4, khả năng chịu tải của hai loại cọc ở phần trung tâm của hố đào LNM và LEM tương ứng là 14,7 và 11,6 MN Khả năng chịu tải của cọc LEM chỉ bằng khoảng 80% cọc LNM Để so sánh, tiêu chí phá hủy dựa trên độ lún 10%D cũng được thể hiện trên hình vẽ Theo đó khả năng chịu tải của cọc LNM khoảng 20,6 MN, của cọc LEM khoảng 17,4 MN, tức là khoảng 84% của cọc LNM Rõ ràng là khả năng chịu tải của cọc ma sát thấp bị suy giảm khi ứng suất giảm xuống

Phản ứng của mỗi cọc trong quá trình dỡ tải cũng được thể hiện trên Hình 4 Độ cứng khi dỡ tải của các cọc LNM, LNW và LNF là giống nhau Độ cứng dỡ tải của cọc LEM khác biệt so với các loại cọc khác khoảng 40% Tương ứng với đó, độ lún tàn dư của cọc LEM cũng lớn hơn Điều này cho thấy rằng chảy dẻo ở mũi cọc LEM lớn hơn so với cả ba loại cọc kia Dưới tác động của một tải trọng tổng, mũi cọc LEM có thể chịu tải lớn hơn và điều này cần được kiểm tra bằng cách đo phân bố tải trọng dọc trục ở mỗi cọc

Phân bố tải trọng dọc trục ở cọc ma sát thấp

Hình 5a thể hiện phân bố tải trọng dọc trục trong mỗi cọc ma sát thấp khi gia tốc trọng trường đạt 100g Ma sát âm thành cọc quan sát thấy ở phần trên của mỗi cọc Mặt phẳng trung hòa (tương ứng với tải trọng dọc trục cực đại) nằm ở độ sâu 45m Trên độ sâu đó, độ lún của đất lớn hơn độ lún của cọc khi gia tốc trọng trường tăng dần từ 1g đến 100g Tải trọng dọc trục cực đại thay đổi trong khoảng 4,8 đến 5,9 MN, cho thấy các điều kiện thí nghiệm là khả lặp

Hình 5b thể hiện sự phân bố tải trọng dọc trục cọc LNM ở các giai đoạn chất tải khác nhau.

Vì nghiên cứu này chú trọng vào diễn biến hành vi của cọc do các tác động khai đào và chất tải nên số đo lực dọc trục thể hiện trên hình vẽ này được đưa trở lại về 0 tại gia tốc 100g Nhìn chung, khi tải trọng được chất từng đợt lên đầu cọc, sức kháng thành cọc dần dần được huy động dọc theo toàn bộ chiều dài cọc Sức kháng mũi cọc, tuy nhiên, lại chưa được huy động khi tải trọng chất lên cọc còn nhỏ Khi tải trọng tăng dần từ 0 đến 8,0 MN, chỉ có góc dốc của mỗi đường cong là thay đổi, chứng tỏ rằng tải trọng chất lên được chịu hoàn toàn bởi sức kháng thành cọc Khi tải trọng được tăng từ 8,0 đến 11,1 MN, sức kháng mũi cọc bắt đầu chịu một phần tải trọng Khi tải trọng tăng từ 11,1 đến 14,3 MN, góc dốc của đường cong dọc theo toàn bộ thành cọc gần như nhau, chứng tỏ rằng sức kháng thành cọc đã được huy động hoàn toàn và sức kháng mũi cọc chịu toàn bộ phần tải trọng chất thêm

Hình 5c cho thấy phân bố tải trọng dọc trục cọc LEM Các số đo lực dọc trục cũng được đưa

về 0 tại gia tốc trọng trường 100g Đến cuối quá trình khai đào, ma sát dương thành cọc đã xuất hiện ở phần trên của thành cọc, như góc dốc đường cong phân bố tải trọng dọc trục đã cho thấy Điều đó là do đất bị bùng lên trong điều kiện giảm ứng suất Sức căng cực đại đạt được ở độ sâu 45m, tương ứng với 83% chiều dài thành cọc tính từ đầu cọc Khi tải trọng tăng dần từ 0 đến 5,0 MN, chỉ có sức kháng thành cọc dọc theo phần dưới cọc (sâu khoảng 40-50m) là tiếp tục được huy động Sức kháng thành cọc được huy động hoàn toàn dưới tải trọng 5,0 MN

Cần đối sánh hai loại cọc dưới cùng một tải trọng: cọc LNM dưới tải trọng 11,1 MN và cọc LEM dưới tải trọng 11,2 MN Sức kháng thành cọc được huy động hoàn toàn trong cả hai trường hợp Cọc LNM có sức kháng thành cọc tới hạn lớn hơn nhiều so với cọc LEM, như góc dốc của các đường cong cho thấy Tương ứng, sức kháng mũi cọc LNM chỉ khoảng 0,3

MN, tức là 3% tổng tải trọng chất lên đầu cọc Ngược lại, sức kháng mũi cọc LEM là 6,1 MN, tức là 55% tổng tải trọng Rõ ràng là hai loại cọc này có các tỷ phần sức kháng thành và mũi cọc khác nhau dưới tác động của một tải trọng nhất định Cọc LNM có hành vi của một cọc nổi điển hình: sức kháng thành cọc được huy động ngay từ đầu khi tải trọng chất lên còn nhỏ, còn sức kháng mũi cọc chỉ được huy động khi tải trọng lớn hơn Sức kháng mũi cọc chịu tải sau khi sức kháng thành cọc đã được huy động hoàn toàn Cọc LEM, do ảnh hưởng của quá trình khai đào, có hành vi giống như một cọc chịu tải ở mũi Dưới cùng một tải trọng ở trạng thái tới hạn, sức kháng mũi cọc LEM lớn hơn rất nhiều so với cọc LNM Những kết quả này phù hợp với các đường cong quan hệ tải trọng-độ lún được thể hiện ở Hình 4

Phân tích ngược sức kháng thành cọc ma sát thấp

Để so sánh phân bố tải trọng dọc trục đo được với các tính toán lý thuyết đối với cọc ma sát thấp, sức kháng thành cọc đơn vị tới hạn có thể ước tính bằng:

Trong đó K0 là hệ số áp lực đất theo chiều ngang, ’v là ứng suất hữu hiệu theo chiều thẳng đứng,là góc ma sát ở tại giao diện, và ’h0là ứng suất hữu hiệu theo chiều ngang ban đầu ở thành cọc (=K0’v)

Hệ số áp lực đất theo chiều ngang ở trạng thái nghỉ khi chưa bị khai đào (K0NC) có thể ước tính bằng phương trình thực nghiệm do Jaky (1948) đề xuất: = 1 − sin Đối với các thí nghiệm có mô phỏng ảnh hưởng của quá trình khai đào, hệ số áp lực đất theo chiều ngang OC

=

Hệ số quá cố kết được định nghĩa như là tỷ số giữa ứng suất hữu hiệu thẳng đứng trước khi khai đào trên chính nó sau khi khai đào Cần lưu ý rằng phương trình tính K0OCkhả dụng cho đến giới hạn = (1 + sin )/(1 − sin ) Góc ma sát ở trạng thái tới hạn = 31 của cát Toyoura (Ishihara 1993) được sử dụng để tính cả hai hệ số K0NC và

K0OC Đối với góc ma sát tại giao diện, giá trị = 18 được tính ngược từ các giá trị đo của cọc LNM Giá trị đó cũng được sử dụng để dự báo sức kháng thành cọc của cọc LEM Sự phân bố tải trọng dọc trục mỗi cọc được tính bằng cách tích phân sức kháng thành cọc đơn vị trên chiều sâu cọc, sử dụng đúng tải trọng đã đo được trong các thí nghiệm ly tâm

Phân bố tải trọng dọc trục tính toán cho cọc LNM và LEM được thể hiện tương ứng trên các Hình 5b và 5c Do sức kháng thành cọc được huy động một phần ở gần mũi cọc, việc tính toán sức kháng thành cọc ở phần dưới mỗi mũi cọc là hơi thiên cao Ngoài phần đó ra thì việc tính toán khá phù hợp với tải trọng dọc trục thực đo Có thể kết luận rằng sức kháng dọc trục của cọc ma sát thấp tỷ lệ thuận với ứng suất pháp tác động lên thành cọc và cơ chế được thể hiện qua phương trình [2] Sự suy giảm sức kháng thành cọc do giảm ứng suất khiến cho khả năng chịu tải của cọc chịu tác động của quá trình khai đào cũng giảm xuống Như chờ đợi, góc ma sát được huy động ở giao diện cọc-đất là như nhau trong cả hai trường hợp

Sức kháng thành cọc đơn vị của cọc ma sát thấp

Sức kháng thành cọc tổng của mỗi cọc được tính toán bằng cách lấy tải trọng tác dụng lên đầu cọc trừ đi sức kháng mũi cọc thực đo Hình 6 thể hiện sự huy động của sức kháng thành cọc đơn vị trung bình (sức kháng thành cọc tổng chia cho diện tích thành cọc) đối với mỗi cọc Khi độ lún nhỏ hơn 1,5%D, sức kháng thành cọc của tất cả các cọc tăng tỷ lệ thuận gần như tuyến tính Khi độ lún lớn hơn 1,5%D, ba chiếc cọc được chất tải trên mặt đất (LNM, LNW

và LNF) có sức khoáng thành cọc tương đương nhau và đều có hành vi “hóa cứng do biến dạng” (strain-hardening) Mặt khác, cọc chịu tác động giảm ứng suất (LEM) thể hiện sức kháng thành cọc cực đại tương ứng với độ lún khoảng 1,5%D, sau đó thể hiện hành vi “hóa mềm do biến dạng” (strain-softening) Cần lưu ý rằng độ lún 1,5%D tương ứng với sự suy giảm độ cứng của cọc LEM, như được thể hiện trên Hình 4 Sức kháng thành cọc thấp hơn ở cọc LEM khiến độ cứng của cọc này cũng thấp hơn

Ở trạng thái tới hạn, sức kháng thành cọc trung bình của các cọc LNM, LNW và LNF là 93 kPa Sức kháng thành cọc của cọc LEM là 38 kPa, tức là chỉ bằng 40,8% giá trị trung bình của ba cọc kia Sự suy giảm sức kháng thành cọc đơn vị của cọc LEM có thể quy cho sự suy giảm ứng suất hữu hiệu sau khi khai đào Độ sâu ôm cọc hữu hiệu của các cọc LNM, LNW và LNF là từ 20 đến 50m, và ứng suất hữu hiệu theo chiều thẳng đứng có thể được tính bằng cách sử dụng giá trị độ sâu trung bình là 35m Độ sâu ôm cọc hữu hiệu của cọc LEM sau khai đào là 15m Giả sử tỷ trọng đất là như nhau trong cả hai trường hợp, ứng suất do lớp phủ gây nên trung bình đối với cọc LEM chỉ là 15/35 = 42,9% giá trị ứng suất ở các cọc LNM, LNW

và LNF Giá trị này rất gần với tỷ số giữa sức kháng thành cọc của cọc LEM so với các cọc kia, tức là 40,8% Sức kháng thành cọc tới hạn của cọc ma sát thấp giảm tỷ lệ thuận với giá trị ứng suất suy giảm do khai đào Điều này phù hợp với sự phân bố tải trọng dọc trục ở mỗi cọc như đã được chỉ ra ở Hình 5

Vị trí tương đối của mỗi cọc so với tường ngăn diaphragm không có tác động đáng kể đối với hành vi của cọc Hình 6 cho thấy kết quả của cả ba cọc ma sát thấp được thử tải trên mặt đất (LNM, LNW và LNF) đều tương tự nhau Có thể có hai lý do: (i) Độ cứng của bức tường ngăn hình trụ rất cao Ước tính đơn giản cho thấy biến dạng hướng tâm của tường do khai đào chỉ là khoảng 0,5 mm đối với quy mô nguyên mẫu Do đó, biến đổi của ứng suất hữu hiệu của

đất theo chiều ngang ở phía khai đào có thể coi như là không đáng kể; (ii) Khi cọc được chất tải, phá hủy trượt cắt chỉ xảy ra cục bộ ở giao diện cọc-đất Sự có mặt của tường ngăn diaphragm không góp phần đáng kể vào sức kháng thành cọc

Cọc ma sát cao

Quan hệ tải trọng-độ lún của cọc ma sát cao

Hình 7 thể hiện quan hệ tải trọng-độ lún của các cọc ma sát cao Khi chất tải từng đợt, mỗi cọc có sự thay đổi độ cứng dần dần Cả ba cọc khi chịu tác động của quá trình giảm ứng suất (HEM, HEW1 và HEW2) đều có độ cứng hơi cao hon so với các cọc thí nghiệm trên mặt đất (HNM, HNW và HNF) Điều này khác so với hành vi của các cọc ma sát thấp (Hình 4)

Để so sánh khả năng chịu tải tới hạn của cọc, tiêu chí phá hủy do Ng et al (2001a) đề xuất lại được áp dụng Khả năng chịu tải của các cọc HNM, HNW và HNF tương ứng là 17,0, 15,1 và 19,6 MN, trung bình là 17,2 MN Khả năng chịu tải của các cọc HEM, HEW1 và HEW2 tương ứng là 27,7, 20,1 và 26,4 MN, trung bình là 24,7 MN, tức là 44% cao hơn so với các cọc HNM, HNW và HNF Để so sánh, tiêu chí phá hủy dựa trên độ lún của cọc bằng 10%D cũng được thể hiện trên Hình 7 Nếu sử dụng tiêu chí phá hủy này khả năng chịu tải trung bình của các cọc HEM, HEW1 và HEW2 là khoảng 22% lớn hơn so với các cọc HNM, HNW

và HNF Cơ chế của cọc ma sát cao chịu tác động giảm ứng suất khác biệt so với cọc ma sát thấp Nguyên nhân sẽ được chỉ ra dưới đây thông qua việc xem xét sức kháng tương ứng ở thành và mũi cọc đối với từng cọc

Giai đoạn dỡ tải đối với mỗi cọc cũng được thể hiện trên Hình 7 Góc dốc của tất cả các đường cong dỡ tải thay đổi trong khoảng ±15%, chứng tỏ rằng độ cứng dỡ tải của tất cả các cọc là khá gần nhau Điều này có thể ngụ ý rằng quy mô chảy dẻo ở mũi mỗi cọc là như nhau

Phân bố tải trọng dọc trục các cọc ma sát cao

Hình 8a thể hiện tải trọng dọc trục thực đo trên mỗi cọc ma sát cao ở gia tốc 100g Ma sát âm thành cọc được ghi nhận ở phần trên của mỗi thành cọc Mặt phẳng trung hòa (tương ứng với tải trọng dọc trục cực đại) ở mỗi cọc nằm ở độ sâu 41-45m Hình 8b thể hiện phân bố tải trọng dọc trục cọc HNM tại các giai đoạn chất tải khác nhau Các số đo lực dọc trục được đưa trở về

0 tại gia tốc 100g, để nhấn mạnh phản ứng của cọc do tác động của các quá trình khai đào và chất tải Ở tải trọng 0 đến 3,0 MN, thành cọc chịu toàn bộ tải trọng chất lên cọc Khi tải trọng tăng lên từ 3,0 đến 42,1 MN, sức kháng thành cọc dần dần được huy động suốt dọc chiều dài cọc, đồng thời sức kháng mũi cọc cũng tăng dần Ở giai đoạn cuối cùng, khi tải trọng tăng từ 42,1 đến 51,7 MN, sức kháng thành cọc được huy động hoàn toàn và sức kháng mũi cọc chịu hoàn toàn phần tải trọng tăng thêm

Hình 8c thể hiện phân bố tải trọng dọc trục cọc HEM ở cuối công đoạn khai đào và các giai đoạn chất tải tiếp theo Lực căng phát triển dọc theo thành cọc sau khi khai đào do sự dịch chuyển hướng lên của đất khi giảm ứng suất Kết quả của tất cả ba cọc chịu tác động khai đào (HEM, HEW1 và HEW2) cho thấy lực căng cực đại tồn tại ở độ sâu 41m, tương ứng với 70% chiều dài thành cọc tính từ đầu cọc Kết quả này khá gần gũi với kết quả mô hình hóa FEM do Lee et al (2001) thực hiện; những tác giả này cũng thông báo rằng lực căng cực đại nằm ở độ sâu khoảng 70% chiều dài thành cọc tính từ đầu cọc Trên mức này, sức kháng thành cọc dương được huy động và cọc bị kéo lên trên bởi phần đất ở trên mức này Đồng thời, lực đẩy lên được trung hòa bởi sức kháng âm thành cọc của đất ở dưới mức này Sau khai đào, khi tải

được chất từng đợt lên đầu cọc, sức kháng dương thành cọc dần dần được huy động suốt dọc chiều dài cọc Ở giai đoạn chất tải cuối cùng, khi tải trọng tăng từ 41,2 đến 51,6 MN, sức kháng thành cọc cũng chịu một phần của các đợt chất tải

Phân bốtải trọng dọc trục dọc theo tất cả các cọc ma sát thấp tiếp tục được nghiên cứu Hình 9a thể hiện tải trọng dọc trục thực đo dọc theo ba cọc thí nghiệm trên mặt đất (HNM, HNW

và HNF) Kết quả khá phù hợp nhau Rõ ràng là vị trí tương đối của mỗi cọc với tường ngăn diaphragm không có ảnh hưởng đáng kể tới hành vi của chúng Sức kháng mũi cọc trung bình của ba cọc này là 17,0 MN, tức là 33% tổng tải Tương ứng, sức kháng thành cọc chịu khoảng 67% tổng tải tại giai đoạn chất tải cuối cùng Hình 9b thể hiện phân bố tải trọng dọc trục dọc theo ba cọc chịu tác dụng giảm ứng suất (HEM, HEW1 và HEW2) Sức kháng mũi cọc trung bình của ba cọc này là 10,8 MN, tức là khoảng 21% tổng tải trong khi sức kháng thành cọc chịu khoảng 79% Nói cách khác, các cọc chịu tác dụng giảm ứng suất có sức khoáng thành cọc lớn hơn so với các cọc được thí nghiệm ở trên mặt đất

Sức kháng thành cọc được huy động một phần được ghi nhận ở gần mỗi mũi cọc (sâu 45-50m), được thể hiện trên cả hai hình 9a và 9b Khu vực huy động một phần là từ mũi cọc cho tới khoảng cách khoảng 3D trên đó Điều này khá phù hợp với các cọc ma sát thấp (Hình 5) Kết quả này cũng giống với kết quả mô hình hóa FEM do Loukidis và Salgado (2008) thông báo rằng sức kháng thành cọc được huy động một phần ở khu vực khoảng 2D trên mũi cọc

Vì thế các tính toán tổng sức kháng thành cọc sử dụng ứng suất bao quanh tăng dần tuyến tính theo độ sâu và góc ma sát không đổi cho toàn bộ chiều dài cọc có thể cho kết quả thiên cao

Luận giải về sức kháng thành cọc ma sát cao

Để tính sức kháng thành cọc tới hạn của loại cọc ma sát cao, trước hết hãy thử sử dụng phương trình [2] Đối với loại giao diện có độ nhám Rn > 0,1, do phá hủy xảy ra trong đất bao quanh thành cọc (Fioravante 2002), coi sức bền kháng cắt của đất là sức kháng thành cọc tới hạn có thể sẽ hợp lý Vì thế, như là một ước tính gần đúng đầu tiên, góc ma sát ở trạng thái tới hạn’cv = 31o cho cát Toyoura (Ishihara 1993) được coi như là góc ma sát ở giao diện Tuy nhiên, như thấy trên Hình 9a, phân bố tải trọng dọc trục tính toán khá khác biệt so với thực

đo Vì thế rõ ràng là phương trình [2] quá thiên thấp về sức kháng bên của cọc ma sát cao Nhiều nhà nghiên cứu đã chỉ ra rằng sự nở ra của dải bị phá hủy bao quanh thành cọc có tác động rất đáng kể đối với sức kháng bên của cọc có độ nhám cao trong cát (thí dụ Boulon and Foray 1986) Sức kháng bên tới hạn có thể ước tính như sau:

Trong đó h’ là biến thiên ứng suất hiệu pháp do biến thiên thể tích dải phá hủy khi cọc được chất tải

Phương trình [3] có thể cho một ước tính khả dĩ hơn về sức kháng bên của cọc ma sát cao, nếu biến thiên ứng suất hiệu pháp (h’) được định lượng chính xác và nó có thể được ước tính theo Boulon and Foray (1986) như:

Trong đó G là mô đun cắt của khối cát cưỡng lại sự dãn nở và y là độ dãn nở hướng tâm do dãn nở

Lehane et al (2005) đã đề xuất cách tính gần đúng độ dãn nở hướng tâm cực đại (ymax) của cọc, dựa trên cơ sở mô hình hóa ly tâm và FEM đối với cọc trong cát chặt Giá trị ymaxcủa cát Toyoura được đề nghị là giảm từ 0,22mm khi độ cứng lỗ rỗng của cát xung quanh giao diện cọc-cát tăng lên Tatsuoka et al (1993) cũng đề xuất cách tính gần đúng đối với modun cắt ở khoảng giá trị biến dạng rất nhỏ (G0) của cát Toyoura Sự suy giảm của modun cắt khi biến dạng tăng lên có thể xem xét trong một mối quan hệ hyperbol do Hardin and Drnevich (1972)

đề xuất

Trên cơ sở những công trình này, sức kháng bên tới hạn có thể ước tính theo phương trình [3] Như thấy trên Hình 9a phân bố tải trọng dọc trục tính toán được khá phù hợp với số liệu thực

đo trên cả ba trục được thí nghiệm trên mặt đất Rõ ràng là biến thiên ứng suất hiệu pháp (h’) cần được tính đếm đến Có một số sai lệch được ghi nhận ở độ sâu 45-50m Như đã trao đổi ở trên, đó là do sức kháng bên được huy động một phần ở gần mũi cọc

Đối với các cọc được thí nghiệm sau khai đào (cọc HEM, HEW1 và HEW2), phân bố tải trọng dọc trục cũng được ước tính và kết quả được thể hiện trên Hình 9b Như chờ đợi, phương trình [2] không khả dụng Các ước tính dựa trên phương trình [3] cũng khác biệt đáng

kể so với thực đo mặc dù đã sát hơn rất nhiều Sức kháng bên của mỗi cọc dưới tác dụng giảm ứng suất bị thiên thấp Đó là do mức độ dãn nở của cát, mặc dù cùng tỷ trọng, trở nên rõ rệt hơn khi ứng suất hữu hiệu giảm xuống (do khai đào) Mặc dù các giá trị của ymax (Lehane et

al (2005) có thể phù hợp đối với các cọc thí nghiệm trên mặt đất, nhưng mức độ dãn nở giao diện lại thiên thấp đối với các cọc thí nghiệm trong điều kiện giảm ứng suất Hơn nữa, độ cứng của đất có thể tăng do đảo chiều quỹ đạo ứng suất (dỡ tải do khai đào và tái chất tải khi thí nghiệm chất tải cọc) Để giải đáp hai vấn đề này, ymax được tăng lên 30% để tính đến sự gia tăng của hiệu ứng dãn nở do khai đào tới 20m sâu Modun cắt (G) được tăng lên gấp ba, vì rằng độ cứng của cát trên quỹ đạo dỡ tải-tái chất tải được cho rằng có thể tăng lên 2-4 lần so với chất tải lần đầu (Byrne et al 1987) Như Hình 9b cho thấy, việc dự báo được cải thiện do

xu hướng tổng thể đã khá gần với số liệu thực đo

Phương trình [4] thể hiện sự phụ thuộc nghịch đảo của số gia ứng suất pháp (h’) vào đường kính cọc (D) Với một mức dãn nở hướng tâm (y) nhất định,h’ của cọc nguyên mẫu ngoài hiện trường nhỏ hơn nhiều so với chính nó của cọc mô hình trong thiết bị ly tâm (Fioravante 2002; Lehane et al 2005) Đây chính là nguyên nhân cơ bản tại sao sức kháng bên được huy động trên cọc mô hình lại có thể cao hơn so với cọc tương đương nguyên mẫu Hiệu ứng tỷ lệ này đối với sức kháng bên của cọc đã được nhiều nhà nghiên cứu đề cập (thí dụ Garnier and Konig 1998) Mục tiêu của nghiên cứu này là tìm hiểu cơ chế cơ bản kiểm soát khả năng chịu tải của cọc dưới tác dụng của giảm ứng suất do khai đào Hai cơ chế khác biệt nhau (phương trình [2] và [3] đã được minh họa và thảo luận với việc sử dụng các cọc ma sát thấp và ma sát cao như là hai trường hợp tới hạn Tuy nhiên, cần lưu ý rằng kết quả từ các cọc ma sát cao không thể ngoại suy trực tiếp cho cọc nguyên mẫu với đường kính 1,6m

Sức kháng bên đơn vị của cọc ma sát cao

Hình 10 thể hiện sự huy động của sức kháng bên trung bình của mỗi cọc ma sát cao Các kết quả khá phù hợp nhau đã được ghi nhận từ từng thí nghiệm chất tải Với một độ lún nhất định, các cọc chịu tác dụng của giảm ứng suất (HEM, HEW1 và HEW2) có sức kháng bên cao hơn