Sự thay đổi đặc trưng cơ lý đất xung quanh cọc sau khi ép

Do sự chiếm chỗ của cọc, đất nền xung quanh cọc có thể bị nén ép và xuất hiện áp lực lỗ rỗng thặng dư trong vùng ảnh hưởng. Trong quá trình cố kết do tiêu tán áp lực lỗ rỗng thặng dư trong đất xung quanh, đặc trưng cơ lý đất bị thay đổi.

SỰ THAY ĐỔI ĐẶC TRƯNG CƠ LÝ ĐẤT XUNG QUANH CỌC SAU

KHI ÉP

CHANGE OF PHYSICAL MECHANICAL PROPERTIES OF SOILS

SURROUDING PILE AFTER INSTALLATION

PGS TS Bùi Trường Sơn, ThS NCS Phạm Cao Huyên,

KS Phạm Lê Anh Tuấn

Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG-HCM

TÓM TẮT

Do sự chiếm chỗ của cọc, đất nền xung quanh cọc có thể bị nén ép và xuất hiện

áp lực lỗ rỗng thặng dư trong vùng ảnh hưởng Trong quá trình cố kết do tiêu tán

áp lực lỗ rỗng thặng dư trong đất xung quanh, đặc trưng cơ lý đất bị thay đổi Kết quả nghiên cứu thí nghiệm cho thấy sau hai tháng kể từ khi hạ cọc, đặc trưng cơ

lý của lớp đất yếu gần bề mặt thay đổi đáng kể, tính biến dạng được cải thiện do

áp lực tiền cố kết gia tăng, tính nén ép giảm Kết quả nghiên cứu có thể được sử dụng cho việc đánh giá sự thay đổi khả năng chịu tải của cọc theo thời gian

ABSTRACT

Because of pile’s occupation, soils surrouding pile may be compressed and excess pore pressure appears in active zone During consolidation process due to dissipation of excess pore pressure in surrounding soils, the physical mechanical properties are changed The rechearch results show that after two months since pile installation, the physical mechanical properties of soils near the surface are changed significantly, deformation property of clayey soils is improved because preconsolidation pressure is inreased, compressibility is decreases The research results can be used for evaluating change of pile capacity by the time

1 MỘT SỐ NGHIÊN CỨU THÍ NGHIỆM VỀ SỰ THAY ĐỔI ĐẶC TRƯNG CƠ

LÝ ĐẤT XUNG QUANH CỌC VÀ PHẠM VI ẢNH HƯỞNG SAU KHI ĐÓNG

Trong quá trình thi công hạ cọc bằng cách đóng hoặc ép, đất xung quanh và dưới mũi cọc bị nén ép làm xuất hiện áp lực nước lỗ rỗng thặng dư và gây phản lực lên cọc Quá trình cố kết và tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư bắt đầu diễn ra làm cho trạng thái ứng suất – biến dạng của đất trong vùng ảnh hưởng thay đổi theo thời gian Tương tác giữa cọc và khối đất xung quanh cọc thay đổi từ khi thi công cọc và tiếp diễn cho đến khi cọc chịu tải trọng của công trình Các tính chất cơ lý của đất bao gồm độ bão hòa, độ ẩm, dung trọng, hệ số rỗng, độ bền, tính biến dạng đóng vai trò quan trọng và có ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình hình thành và thay đổi trạng thái ứng suất – biến dạng của khối đất trong vùng ảnh hưởng tiếp xúc với cọc

Do một phần đất xung quanh và dưới mũi cọc bị nén chặt do thể tích cọc chiếm chỗ nên đặc trưng cơ lý của đất có thể thay đổi Để đánh giá sự thay đổi này cũng như phạm vi ảnh hưởng, việc thí nghiệm nghiên cứu cần được thực hiện

Xét trường hợp cọc đóng hay ép vào lớp đất sét bão hòa nước trong quá trình thi công cọc Khi hạ cọc, thể tích khối đất khá lớn bị dịch chuyển gần bằng với thể tích của cọc chiếm chỗ Do đó, hoạt động hạ cọc có thể gây ra những thay đổi về biến dạng trong đất sét Do sự nén ép, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư hình thành trong vùng ảnh hưởng và bắt đầu quá trình cố kết Vì dòng thấm thường xuyên xảy ra từ điểm có áp lực cao tới khu vực có áp lực thấp, hướng của dòng thấm từ thân cọc và theo phương bán kính hướng ra ngoài Trong thời gian cố kết, các hạt đất chuyển dịch theo phương bán kính và hướng vào phía cọc vì nước thấm hướng ra Như vậy, đất trong phạm vi gần

mặt cọc có hệ số rỗng giảm, còn đất ở xa lại bị dãn nở ra một ít

Vì đất bão hòa nước không có khả năng chịu nén khi gia tải nhanh như khi đóng hoặc ép cọc, do đó, cột đất phải chuyển động lên phía trên mặt để cọc có thể xuyên xuống lớp đất dưới mũi cọc Thực tế là tất cả sức kháng trong nhiều loại đất sét đều là sức chống đầu cọc khi đóng De Mello (1969) đã giả thiết rằng ngay sau khi đóng cọc, lượng đất bị xáo trộn đã giảm từ 100% tại mặt tiếp giáp với cọc – đất tới 0% ở khoảng cách cỡ 1,5 đến 2 lần đường kính cọc tính từ thân cọc Orrje và Broms (1967) đã chứng minh rằng với cọc bê tông cốt thép hạ trong đất sét nhạy, chỉ sau 10 tháng thì độ bền không thoát nước hoàn toàn có thể trở lại giá trị ban đầu

Việc nghiên cứu các hiện tượng xảy ra trong đất sét xung quanh cọc đơn và cọc dưới móng đã được thực hiện bằng thí nghiệm của A.A Bartolomei Ngoài ra, còn có nghiên cứu sự gia tăng khả năng chịu tải của cọc theo thời gian cũng của tác giả này Đầu tiên, các nghiên cứu trên mô hình móng cọc ở điều kiện trong phòng với đất chế bị được thực hiện Sau đó, thí nghiệm ở hiện trường với đất ở trạng thái tự nhiên Nghiên cứu này cho thấy tổng ứng suất và áp lực nước lỗ rỗng xung quanh móng cọc cao hơn đáng kể, đặc biệt ở khu vực giữa các cọc so với ở cọc đơn Càng xa cọc, ứng suất giảm dần Ở khoảng cách 6d từ cọc đơn, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư không xuất hiện, còn ở nhóm 9 cọc thì giá trị này đạt 30 – 35% áp lực trên bề mặt dọc theo thân cọc

Cũng từ thí nghiệm của Bartolomei, theo mức độ tiêu tán áp lực lỗ rỗng, xảy ra sự gia tăng ứng suất hữu hiệu đến giá trị ổn định Cùng với sự gia tăng ứng suất hữu hiệu, ma sát dọc theo thân cọc tăng theo thời gian và đặc trưng cơ lý đất cũng thay đổi theo

Để xác định tính chất của đất trong vùng nén chặt, Bartolomei và đồng nghiệp

đã tiến hành khoan hố khoan và hố đào, lấy mẫu nguyên dạng và xác định đặc trưng cơ

lý của đất trong phòng thí nghiệm đồng thời tiến hành xuyên để xác định sức kháng xuyên Việc khoan và xuyên để khảo sát đất được tiến hành trước và sau khi đóng cọc với các khoảng cách khác nhau từ tâm móng và giữa các cọc của móng hình băng Ở đây, cọc có kích thước 30 cm x 30 cm, dài 6 m

Việc nghiên cứu khảo sát cho thấy rằng khi đóng cọc trong sét pha dẻo mềm – dẻo cứng với độ bão hòa từ 0,75 ÷ 0,82, phạm vi biến dạng của đất theo phương ngang đạt đến 6 ÷ 7 d đối với cọc đơn và 10 ÷ 11 d đối với móng cọc hình băng Ở mặt phẳng ngang mũi cọc của cọc đơn hình thành vùng nén chặt đất tới độ sâu 3 ÷ 3,5 d, dưới móng cọc hình băng bề dày vùng nén chặt đất đạt đến 4 ÷ 5 d

Phụ thuộc vào sự thay đổi đặc trưng cơ lý đất xung quanh móng cọc, các tác giả phân chia một số vùng: vùng I: trong phạm vi móng, biên ngoài dọc theo bề mặt bên trong cọc của hàng cọc biên, khối lượng riêng khô cao hơn so với ban đầu 26 ÷ 27 % và bằng 1,68 T/m3, lực dính c tăng đến 3 lần và đạt giá trị 0,072 MPa; vùng II: phân bố ở giữa các cọc của dãy biên, khối lượng riêng khô cao hơn 20 ÷ 22 % so với ban đầu và bằng 1,61 T/m3, lực dính tăng 2 – 2,5 lần và đạt giá trị 0,048 MPa; vùng III và vùng IV phân bố ở gần móng cọc với bán kính tương ứng 2 ÷ 3 d và 5 ÷ 7 d, khối lượng riêng khô lớn hơn 10 ÷ 12 % và 6 ÷ 7 % so với ban đầu và bằng 1,47 T/m3 và 1,42 T/m3, lực dính gần với lúc ở trạng thái ban đầu; vùng V không có ranh giới rõ ràng và không gây ảnh hưởng đến khả năng chịu tải của móng cọc, đất từ trạng thái nén chặt chuyển sang trạng thái tự nhiên từ từ

Cũng từ các thực nghiệm, các tác giả còn rút ra rằng: khi đóng cọc, module biến dạng tăng trong phạm vi vùng nén chặt Dưới cọc đơn, module biến dạng trong phạm vi

độ sâu 3,5 ÷ 4 d tăng từ 12 đến 46 MPa ở mặt phẳng mũi cọc

Khi hạ cọc bằng tải trọng, hiện tượng nén chặt xảy ra trong vùng ảnh hưởng nên gia tăng module biến dạng: sự nén chặt bổ sung của đất và gia tăng module biến dạng xuất hiện ở độ sâu đến 3 m dưới mũi cọc Dưới móng cọc hình băng, sự thay đổi module biến dạng do đóng cọc được ghi nhận ở độ sâu đến 6 ÷ 7 d (48 MPa ở mũi cọc

và 13 MPa ở biên dưới của vùng nén chặt), còn sau khi thí nghiệm móng cọc, sự gia tăng module biến dạng được ghi nhận ở độ sâu đến 5 m (16 d) Từ các kết quả thí nghiệm, các tác giả này còn rút ra: vùng biến dạng của các loại đất khác nhau thì khác nhau Khi đóng cọc trong khu vực đất có độ bão hòa từ 0,93 ÷ 1, vùng nén chặt đất không đáng kể (2,5 ÷ 3d) do vận tốc thấm nhỏ so với vận tốc hạ cọc Trong trường hợp này, xuất hiện áp lực lỗ rỗng đáng kể và ghi nhận một ít hiện tượng giảm bền Theo thời gian xảy ra hiện tượng nén chặt và vùng nén chặt tăng lên

Kết quả nghiên cứu của Bartolomei bằng thí nghiệm xuyên tĩnh trước và sau khi đóng cọc và thí nghiệm móng cọc một hàng từ các cọc tiết diện 30 × 30 cm, dài 12 m với khoảng cách giữa các cọc 3 d Kết quả nghiên cứu chứng tỏ rằng trong vùng ảnh hưởng xảy ra hiện tượng nén chặt đáng kể, đặc biệt ở khu vực dọc theo thân cọc và giữa các cọc Từ kết quả đóng cọc và thí nghiệm móng cọc, vùng nén chặt xung quanh cọc đạt đến 2,4 m (8d), còn dưới mũi cọc vùng nén chặt vượt quá 3 m Ngoài ra, trong tài liệu của Beng H Fellenius còn trình bày kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh điện trong nền xung quanh cọc trước và sau khi hạ cọc Kết quả cho thấy chỉ có sự gia tăng sức kháng mũi rõ ràng ở khu vực gần bề mặt trong lớp đất mềm và tương tự như vậy là qui luật phân bố áp lực nước lỗ rỗng đo tại vị trí sau mũi u2

2 NGHIÊN CỨU SỰ THAY ĐỔI ĐẶC TRƯNG CƠ LÝ CỦA ĐẤT NỀN LOẠI SÉT XUNG QUANH CỌC TRƯỚC VÀ SAU KHI HẠ CỌC

Do hạn chế về điều kiện kinh phí, trong nghiên cứu này, việc thí nghiệm đánh giá đặc trưng cơ lý đất xung quanh cọc trước và sau khi hạ cọc chỉ thực hiện với trường hợp cọc đơn Địa điểm thực hiện thí nghiệm tại Trụ sở Chi cục Phát triển Nông thôn Long An Căn cứ hồ sơ khảo sát, cấu tạo địa chất khu vực thí nghiệm gồm các lớp đất

chính sau: trên cùng là lớp san lấp có bề dày xấp xỉ 1,5 m bao gồm sét dẻo mềm, dẻo cứng Kế tiếp là lớp sét mềm bão hòa nước có độ sâu đến 5 m và bên dưới là lớp sét, sét pha dẻo cứng đến độ sâu hơn 14 m (xem kết quả xuyên Hình 6)

Cọc đơn có kích thước 25 cm x 25 cm, dài 9 m được hạ vào đất bằng phương pháp ép cọc thông thường Sau khi hạ cọc 2 tháng, tiến hành khoan lấy mẫu nguyên dạng phục vụ thí nghiệm trong phòng và xuyên tĩnh điện Chiều sâu thăm dò thực hiện đến độ sâu 15 m và cách thân cọc 0,2 m (nằm trong phạm vi 1 d) Trong quá trình xuyên, tiến hành đo tiêu tán ở các độ sâu 4,6 m (trong lớp sét mềm bão hòa nước) và 9,0

m (trong lớp sét dẻo cứng, ở vị trí ngang mũi cọc) Sơ đồ bố trí các điểm thăm dò thể hiện như ở Hình 1

Hình 1 Sơ đồ vị trí hố khoan và hố xuyên sau khi hạ cọc

Đặc trưng cơ lý của đất xung quanh và dưới mũi cọc ở trạng thái tự nhiên và sau khi hạ cọc 2 tháng thể hiện từ Hình 2 đến Hình 5

Từ tính chất vật lý ở Hình 2 có thể thấy rằng ở độ sâu nhỏ (từ 2 m), tính chất vật

lý của sét mềm bão hòa nước không có sự thay đổi rõ ràng trước và sau khi ép cọc Điều tương tự cũng được ghi nhận ở độ sâu hơn 10 m trong sét dẻo cứng dưới mũi cọc Từ độ sâu 3 m đến 5 m, tính chất vật lý trong sét mềm có sự thay đổi rõ ràng trước và sau khi

ép cọc: độ ẩm và hệ số rỗng giảm, khối lượng riêng đất khô tăng đáng kể Trong khi đó, trong sét dẻo cứng dưới mũi cọc (ở độ sâu từ 9,5 – 10,0 m) lại xảy ra hiện tượng dãn nỡ nên tính chất vật lý có khuynh hướng giảm đi tuy với lượng không đáng kể

Sau 2 tháng kể từ khi hạ cọc, kết quả thí nghiệm xác định độ bền từ thí nghiệm cắt trực tiếp và nén ba trục theo sơ đồ CU cho thấy độ bền của đất không những không tăng mà còn có dấu hiệu suy giảm Kết quả ở Hình 3 và kết quả thí nghiệm theo sơ đồ

CU (trong sét mềm ở độ sâu từ 3 – 5 m: trước khi hạ cọc: c’ = 0,060 kG/cm2, ϕ’ =

28o33’, sau khi hạ cọc: c’ = 0,047 kG/cm2, ϕ’ = 28o54’; trong sét dẻo cứng từ độ sâu 8,5 – 9,0 m: trước khi hạ cọc: c’ = 0,266 kG/cm2, ϕ’ = 21o23’, sau khi hạ cọc: c’ = 0,114 kG/cm2, ϕ’ = 22o19’) thể hiện điều đó Như vậy, trong phạm vi 2 tháng, đất nền loại sét chưa hồi phục hoàn toàn do đất bị xáo động vì quá trình hạ cọc

Kết quả thí nghiệm ở Hình 4 và 5 cho thấy tính chống nén tăng lên rõ ràng trong

cả hai loại đất Ngoài sự giảm thiểu của cả chỉ số nén và chỉ số dỡ tải, giá trị áp lực tiền

cố kết trong cả hai loại đất có sự gia tăng rõ rệt Kết quả này cho thấy nếu cọc được kiểm tra khả năng chịu tải bằng thí nghiệm nén tĩnh thì giá trị tải trọng giới hạn thu

nhận được sẽ có khuynh hướng gia tăng theo thời gian Do sau khi hạ cọc giá trị chỉ số nén giảm nên module biến dạng của đất gia tăng Như vậy, độ lún thực tế của cọc có thể

có giá trị nhỏ hơn so với kết quả dự tính sử dụng đặc trưng biến dạng từ hồ sơ khảo sát thực hiện trước khi hạ cọc

Hình 2: Tính chất vật lý của đất nền xung quanh và dưới mũi cọc trước và sau khi ép cọc

Hình 3 Sức chống cắt từ thí nghiệm cắt trực tiếp của đất nền xung quanh và dưới mũi

cọc trước và sau khi ép cọc

-16

-15

-14

-13

-12

-11

-10

-9

-8

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-10

20 30 40 50 60 70 80

độ ẩm, W (%)

tự nhiên sau khi

ép cọc

-16 -15 -14 -13 -12 -11 -10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1

00.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8

ρd (g/cm 3 )

tự nhiê n sau khi

ép cọc

-16 -15 -14 -13 -12 -11 -10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1

00.5 1.0 1.5 2.0 2.5

hệ số rỗng, e

tự nhiên sau khi

ép cọc

-16 -15 -14 -13 -12 -11 -10-9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1

00.0 0.2 0.4 0.6 0.8

lực dính, c (kG/cm 2 )

tự nhiên

-16 -15 -14 -13 -12 -11 -10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1

0 0 4 8 12 16 20

ϕ (độ)

tự nhi ên sau khi

ép cọc

Hình 4 Đặc trưng biến dạng từ thí nghiệm nén cố kết của đất nền xung quanh và dưới

mũi cọc trước và sau khi ép cọc

Hình 5 Đường cong nén lún của (a) đất sét mềm bão hòa nước trong phạm vi từ 3 - 4 m

và (b) sét dẻo cứng từ 6 – 7 m trước (đường không liên tục) và sau khi hạ cọc (đường

liên tục)

Để đánh giá chi tiết hơn sự thay đổi đặc trưng cơ lý đất nền xung quanh và dưới

mũi cọc trước và sau khi hạ cọc, chúng tôi tiến hành thí nghiệm xuyên tĩnh điện Thí

-10

-9

-8

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8

chỉ số nén, C c

tự nhiên

-10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 0.000.020.040.060.080.10

chỉ số nở, C s

tự nhiên

-10 -9 -8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0

p c (kG/cm 2 )

tự nhiên sau khi ép cọc

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

Áp lực nén p (kG/cm 2 )

0.35 0.40 0.45 0.50 0.55 0.60 0.65 0.70

Áp lực nén p (kG/cm 2 )

nghiệm này có ưu điểm là không không làm xáo trộn đất do lấy mẫu cũng như có thể

kiểm tra đánh giá mức độ cố kết của đất nền ở thời điểm thí nghiệm thông qua việc đo

tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng Kết quả thí nghiệm thể hiện ở các biểu đồ Hình 6, 7 và 8

Hình 6 Biểu đồ kết quả thí nghiệm xuyên CPTu (a) trước và (b) sau khi hạ cọc

Hình 7 Tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư từ thí nghiệm CPTu ở độ sâu 4,6 m trong

sét mềm (a) trước và (b) sau khi hạ cọc

Hình 8 Tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở độ sâu 9 m trong sét dẻo cứng (a)

trước và (b) sau khi hạ cọc

Kết quả Hình 6 cho thấy, sức kháng mũi hiệu chỉnh qT sau khi hạ cọc 2 tháng

chủ yếu gia tăng trong phạm vi từ 2 đến 5 m trong lớp sét mềm, giá trị này ở các độ sâu

khác hầu như không có sự khác biệt đáng kể so với trước khi hạ cọc Điều này cũng gây

sự thay đổi trong các đại lượng tỷ số ma sát FR và sức kháng xuyên thuần (qT - σv) ở

các độ sâu tương ứng

Kết quả đo tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng trong lớp sét mềm ở độ sâu 4,6 m trước

và sau khi hạ cọc (Hình 7) cho thấy giá trị áp lực nước lỗ rỗng lúc bắt đầu xuyên (u2)

cho đến khi tiêu tán không khác biệt nhau đáng kể Sự khác biệt ghi nhận ở đây là thời

gian tiêu tán, sau khi hạ cọc 2 tháng, thời gian ước lượng đạt tiêu tán 50% có giá trị 100

giây, ít hơn 4 lần so với 400 giây trong trường hợp trước khi hạ cọc Điều này hoàn toàn

phù hợp khi đất được xem hóa cứng do sự gia tăng áp lực tiền cố kết sau khi hạ cọc Kết

quả này tương ứng với kết quả thí nghiệm nén cố kết được ghi nhận trước đó Ngoài ra,

cũng có thể nhận thấy rằng đất sét mềm xung quanh cọc trong phạm vi 0,2 m đạt cố kết

hoàn toàn sau 2 tháng do áp lực lỗ rỗng sau khi tiêu tán đạt giá trị xấp xỉ 40 kPa trong cả

hai trường hợp trước và sau khi hạ cọc

20

70

120

170

220

Logarit t, giây

20 70 120 170 220

Logarit t, giây

20

70

120

170

220

270

320

370

420

470

Logarit t, giây

20 70 120 170 220 270 320 370 420 470

Logarit t, giây

Điều bất thường ghi nhận được từ kết quả đo tiêu tán ở độ sâu 9 m trong lớp sét dẻo cứng (Hình 8) Ở đây, trong trường hợp sau khi hạ cọc, giá trị áp lực lỗ rỗng ban đầu khá lớn tăng lên trước khi xuất hiện hiện tượng tiêu tán Thời gian để đạt giá trị lớn nhất của áp lực lỗ rỗng đạt đến hơn 8 phút và sau chu kỳ hơn 2 giờ đo thì áp lực lỗ rỗng vẫn còn giá trị đến 220 kPa Như đã biết, sét dẻo cứng hầu như chỉ chứa nước liên kết,

do không tồn tại nước tự do nên không gây áp lực thủy tĩnh Trong thực tế, hầu như việc

đo tiêu tán trong sét dẻo cứng – cứng không được thực hiện trong giai đoạn khảo sát do không thể kiểm soát được đại lượng này Hiện tượng tiêu tán xảy ra có thể là do nước thoát theo các kẽ hở giữa thành vỏ xuyên và đất

3 KẾT LUẬN

Để đánh giá sự thay đổi đặc trưng cơ lý đất trước và sau khi hạ cọc, các thí nghiệm trong phòng và hiện trường được thực hiện thông qua các điểm thăm dò bố trí

kế cận cọc sau khi hạ cọc 2 tháng Nghiên cứu được tài trợ bởi Đại học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh trong khuôn khổ đề tài mã số C1016-20-34 Kết quả nghiên cứu cho phép rút ra một số các kết luận chính như sau:

- Sau khi hạ cọc, tính chất vật lý và cơ lý của sét mềm bão hòa nước ở khu vực gần bề mặt thay đổi đáng kể: độ ẩm giảm, độ chặt tăng, tính biến dạng của đất được cải thiện, sức kháng mũi qT cũng gia tăng đáng kể

- Trừ tính biến dạng từ thí nghiệm nén cố kết được cải thiện, tính chất vật lý và sức kháng xuyên trong lớp sét dẻo cứng ở các độ sâu lớn không có sự thay đổi rõ ràng sau khi hạ cọc

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1 А.А Бартоломей, И.М Омельчак, Б.С Юшков (1994) Прогноз осадок свайных

фундаментов,Стройиздат

2 Bengt H Felleninus (2016) Base of Foundation Design Electronic Edition

3 H.G.Poulos, E.H.Davis (1980) Pile foundation analysis and design, John Wiley & Sons

4 Bùi Trường Sơn Đánh giá khả năng chịu tải của cọc theo thời gian từ kết quả thí nghiệm

xuyên tĩnh điện CPTu Tập 17, Tuyển tập kết quả khoa học công nghệ 2014, NXB Nông

nghiệp Trang 342-349

5 Shamsher Prakash – Harid Sharma (1999) Móng cọc trong thực tế xây dựng (bản dịch)

Nhà xuất bản Xây dựng

6 Bùi Trường Sơn Phương pháp xác định áp lực nước lỗ rỗng ban đầu trong nền đất sét bão

hòa nước dưới công trình đắp Tạp chí Phát triển KH&CN, ĐHQG TP.HCM, số 12 năm

2009 Trang 90 – 96

Người phản biện: GS TSKH Nguyễn Văn Thơ 

ĐÁNH GIÁ QUY LUẬT PHÂN BỐ MA SÁT CỦA CỌC THEO ĐỘ SÂU

EVALUATING DISTRIBUTION RULE OF FRICTIONAL RESISTANCE

OF PILE BY DEPTH

PGS TS Bùi Trường Sơn

Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG-HCM

TÓM TẮT

Ma sát đóng vai trò quan trọng trong tổng khả năng chịu tải của cọc Việc đánh giá đúng đắn thành phần ma sát dẫn đến tính toán sức chịu tải của cọc chính xác Kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ rỗng (CPTu) và thử động biến dạng lớn (PDA) cho phép xác định qui luật phân bố sức kháng ma sát theo độ sâu Kết quả phân tích cho thấy ma sát đơn vị có dạng đường cong bậc hai, dạng tam giác hay dạng phân bố đều theo độ sâu tùy thuộc vào loại đất Kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh điện cho phép đánh giá thành phần ma sát bên hợp lý hơn trong tính toán thiết kế móng cọc

ABSTRACT

Skin friction plays an important role in pile bearing capacity The proper

results of piezocone test (CPTu) and pile dynamic analysis (PDA) allow determining the distribution rule of frictional resistance by depth The analysis results show that friction unit is quadratic, triangular or uniform distribution versus depth depending on soil type The results of piezocone tests allow evaluating frictional component more reasonable in pile calculation and design

1 CÁC KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU ĐÁNH GIÁ THÀNH PHẦN MA SÁT CỦA CỌC

Hầu hết các kết quả tính toán thiết kế và đo đạc thực tế cho thấy thành phần ma sát trong cọc dài ở khu vực có các lớp đất yếu trên bề mặt như ở Tp Hồ Chí Minh và Đồng bằng Sông Cửu Long chiếm tỷ lệ đáng kể trong tổng khả năng chịu tải của cọc Thành phần chịu tải do ma sát bên của cọc (Qs) có thể xác định bằng cách tích phân lực

ma sát đơn vị của đất và cọc trên toàn bộ mặt tiếp xúc của cọc và đất

Đối với thành phần ma sát, góc ma sát trong, giá trị hệ số áp lực hông K và lực dính của đất ảnh hưởng đáng kể lên trị số ma sát tính toán Thông thường, giá trị K được tính toán theo góc ma sát trong của đất theo công thức đề nghị của Jaky Tuy nhiên, khi đóng hoặc ép cọc vào nền đất, thể tích cọc chiếm chỗ của đất và đất dần đạt gần đến trạng thái cân bằng bị động Điều này có nghĩa là hệ số áp lực đất K tiến dần đến giá trị hệ số áp lực bị động Kp Bowles đề nghị hệ số K là trung bình cộng của áp lực ở trạng thái tĩnh Ko, hệ số áp lực đất ở trạng thái cân bằng chủ động Ka và hệ số áp lực đất ở trạng thái cân bằng bị động Kp [1], [2], [3], [4]