Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu ứng xử của đất nền loại sét xung quanh cọc trước và sau khi hạ cọc

“NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA ĐẤT NỀN LOẠI SÉT XUNG QUANH CỌC TRƯỚC VÀ SAU KHI HẠ CỌC” 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 thặ

MỘT SỐ KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ TRONG ĐẤT DO HẠ CỌC

Sự chuyển vị và nén ép của đất sét bão hòa nước do đóng cọc

Xét trường hợp cọc đóng, hay ép vào lớp đất sét bão hòa nước xem như không thấm trong quá trình thi công cọc Khi cọc đóng xuống thì thể tích khối đất bị dịch chuyển bằng với thể tích của cọc do chiếm chỗ mà thể tích này cũng khá lớn Do đó hoạt động đóng cọc có thể gây ra những thay đổi về biến dạng trong đất sét (xem hình 1.1)

Hình 1.1 Chuyển vị và nén ép của đất xung quanh do đóng cọc Đất có thể bị đẩy từ vị trí ban đầu BCDE sang ngang tới vị trí B’C’D’E’ (hình 1.1) hoặc từ FGHJ tới F’G’H’J’ Trong khi đóng cọc, đất sét bị mất một phần độ bền do đất bị xáo trộn nhưng lại xuất hiện một lượng tương đối nhỏ ma sát bên

Cọc được đóng, ép vào trong đất sét bão hòa nước không thấm được nên mặt đất có thể phình trồi lên do khối lượng đất bị dịch chuyển và nén ép một phần thể tích

Hình 1.2 Độ bền cắt trong đất sét bão hòa nước trước và sau khi đóng cọc

Trên hình 1.2, cọc có bán kính oa được đóng sâu vào trong tầng đất sét, sự thay đổi của độ bền cắt dọc theo chiều dài cọc và khoảng cách theo phương ngang đến cọc được cho trên hình obcd, trong đó o là gốc tọa độ [1] Đường A biểu diễn độ bền cắt trước khi đóng cọc cũng là độ bền của đất sét khi còn nguyên dạng (độ bền ngắn hạn) Độ bền tại điểm B bất kỳ cách O một khoảng là đường BC

Ngay sau khi đóng cọc, độ bền cắt biểu thị bằng đường B Trước khi đóng cọc đất ở điểm a, thì sau khi đóng đã dịch chuyển đến điểm o, còn điểm gốc o đã dịch chuyển đến điểm f Bây giờ ma sát bên là oe, đó cũng là độ bền cắt bị giảm đi và cũng chỉ ra một phần nhỏ của độ bền ban đầu od Đất ở điểm o đã dịch chuyển và do đó phần lớn áp lực giữa các hạt bị biến mất Tổng cộng áp lực chất tải trước bao gồm áp lực giữa các hạt cộng với áp lực nước lỗ rỗng là không thay đổi Do đó, phần mất đi của áp lực giữa các hạt đã được chuyển thành áp lực nước lỗ rỗng dưới dạng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư Như vậy, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư hình thành với giá trị đáng kể trong đất cạnh cọc ngay sau khi đóng cọc Vì chỉ có lớp đất cách cọc rất gần mới bị xáo trộn nên áp lực nước lỗ rỗng tăng lên rất ít Hơn nữa, áp lực ngang bên cạnh cọc tăng do chuyển vị hướng ra ngoài của đất khi đóng cọc Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư này tạo ra lập tức gây thấm 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, do đó hướng của dòng thấm là từ cọc và theo phương bán kính cọc hướng ra ngoài Tuy nhiên, cũng có thể có hướng dòng thấm hướng lên trên hoặc xuống dưới Trong thời gian cố kết, các hạt đất chuyển dịch theo phương đường 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 giãn nở ra một ít Do đó, sau khi đóng cọc, đất tạo nên ma sát bên với tốc độ khá nhanh Điều này thể hiện rõ ràng trong việc thí nghiệm nén lại (Taylor, 1948) Trên hình 1.2, oh biểu hiện ma sát bên khi nén lại, còn đường C biểu thị độ bền phụ thuộc khoảng cách tính từ cọc Nếu như đường C biểu diễn độ bền xảy ra sau một ngày hay sau khi đóng cọc, thì đường D có thể là độ bền một vài tuần sau khi đóng cọc Vì đất ở xa cọc hơi bị nở ra trong khi cố kết nên đường độ bền C và D có thể là dưới đường B một khoảng nhỏ trong vùng này Nếu cọc nhẵn thì sức kháng ma sát trên bề mặt có thể nhỏ hơn so với độ bền cắt trong đất sét cách mặt cọc không xa Trong trường hợp này, ma sát bên được biểu diễn bằng các điểm h’ và j’ thay cho điểm h và j

Nếu thí nghiệm thử tải tiến hành trên cọc này sau khi đóng được một vài tuần thì ma sát bên được biểu diễn giản lược bằng oj Còn nếu sau khi đóng một vài tuần, cọc được kéo lên thì một khối lượng đất khá lớn có thể bám vào cọc và lên cùng với cọc Điều này giải thích độ bền tương đối: với điều kiện không đồng nhất, thì mặt phá hoại sẽ không đi qua od có chu vi nhỏ nhất, cũng không đi qua mặt có độ bền nhỏ nhất, mà lại xảy ra cạnh bán kính có tích của độ bền và chu vi là nhỏ nhất, có thể là ở điểm k (Taylor, 1948)

Trong quá trình đóng cọc, lực chống đầu cọc nói chung là lớn, vì nó bằng với lực yêu cầu để tạo ra tất cả các xáo trộn đã mô tả ở trên Ngay cả đất có độ bền nguyên dạng cao cũng bị đẩy ra theo cách này Đất loại này không thể nén được vì đất bão hòa nước không có khả năng chịu nén khi gia tải nhanh như khi đóng hoặc ép cọc Không còn chỗ nào thuận lợi để cho đất loại này dồn đến cả 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 DeMello (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 [1].

Sự thay đổi áp lực lỗ rỗng và tăng bền do lưu biến trong đất xung quanh cọc

Sự làm việc của cọc trong đất loại sét bão hòa nước, sự thay đổi áp lực nước trong lỗ rỗng và cốt đất có ý nghĩa quan trọng, sự phục hồi cấu trúc bị phá vỡ và tăng bền của đất dưới tác dụng của ứng suất hình thành do quá trình hạ cọc cũng thể hiện các ảnh hưởng Các hiện tượng này ảnh hưởng đáng kể lên khả năng chịu tải của cọc và thay đổi lực ma sát dọc thân cọc theo thời gian

Khi hạ cọc trong đất sét bão hòa nước, xảy ra sự dịch chuyển đất nền về các phương dưới tác dụng của ngoại lực lớn và tức thời Đất nền bị nén chặt trong khoảng thời gian ngắn Độ rỗng của đất giảm, tuy nhiên nước lỗ rỗng không kịp thấm ra để gây nén thể tích đất và các bọt khí, từ đó làm gia tăng áp lực nước lỗ rỗng, đặc biệt ở khu vực đất giữa các cọc Sau khi hạ cọc xảy ra hiện tượng chùng ứng suất tổng đến giá trị xác định, áp lực nước lỗ rỗng tiêu tán đến áp lực thủy tĩnh và ứng suất trong cốt đất gia tăng đến giá trị không đổi

Khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư bằng không, tức là đất ở trạng thái tĩnh, lực ma sát dọc theo thân cọc đạt giá trị lớn nhất Trong quá trình xảy ra lưu biến, đồng thời xảy ra hiện tượng giảm bền do phá hoại cấu trúc và tăng bền do nén chặt, gia tăng ứng suất hữu hiệu

Hiện tượng tăng bền và cố kết có quan hệ chặt chẽ với nhau Cọc trong đất sét bão hòa nước đạt khả năng chịu tải lớn nhất sau khi các hiện tượng cố kết và lưu biến chấm dứt

Trong nghiên cứu các hiện tượng xảy ra trong nền sét xung quanh cọc và phạm vi ảnh hưởng, cần thiết phải xét hai giai đoạn:

- Sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng và ứng suất hữu hiệu, tăng bền trong đất xung quanh cọc do ứng suất phát sinh trong quá trình hạ cọc, sự gia tăng khả năng chịu tải theo thời gian

- Cố kết đất trong phạm vi ảnh hưởng do tải trọng tác dụng lên cọc trong giai đoạn xây dựng và sử dụng công trình sau khi xây dựng

Việc nghiên cứu các hiện tượng xảy ra trong đất sét xung quanh cọc đơn và cọc dưới móng băng đã được thực hiện bằng thí nghiệm của tác giả 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 phá hoại được thực hiện Sau đó, thí nghiệm ở hiện trường với đất ở trạng thái tự nhiên

Hình 1.3 thể hiện các kết quả nghiên cứu sự thay đổi tổng ứng suất, áp lực nước lỗ rỗng và ứng suất hữu hiệu dọc theo thân cọc trong đất xung quanh cọc đơn và cọc dưới móng Từ hình 1.3a thấy rằng tổng ứng suất và áp lực nước lỗ rỗng ở phần trên không đáng kể và tăng dần theo độ sâu Nghiên cứu 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

Trên hình 1.3b thể hiện kết quả thay đổi tổng ứng suất, áp lực nước lỗ rỗng và ứng suất hữu hiệu theo thời gian ở nhóm 9 cọc Có thể thấy rằng tổng ứng suất bị chùng theo thời gian và đạt giá trị không đổi Áp lực nước lỗ rỗng tăng một ít ở giai đoạn đầu và sau đó tiêu tán hầu như đến áp lực thủy tĩnh

Hình 1.3 Sự thay đổi áp lực lỗ rỗng, tổng ứng suất, ứng suất hữu hiệu ở móng gồm 9 cọc sau 2 giờ sau khi đóng (a) và ở nhóm 9 cọc trong phạm vi giữa các cọc (b) theo thời gian

1, 2, 3 – áp lực lỗ rỗng ở biên “cọc – đất” ở cọc đơn, gần nhóm 9 cọc, giữa các cọc 1’, 2’, 3’ – tương tự cho tổng ứng suất

4, 5, 6 – tổng ứng suất, áp lực lỗ rỗng, ứng suất hữu hiệu

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 Phân tích kết quả một lượng lớn thí nghiệm nghiên cứu để làm rõ qui luật phân bố ma sát dọc theo thân cọc cho thấy sự phân bố ma sát dọc theo thân cọc phụ thuộc độ cứng của cọc, của đất sét, điều kiện đất nền, giá trị độ lún và các yếu tố khác Để thực hiện nghiên cứu sự thay đổi áp lực lỗ rỗng do đóng cọc và theo thời gian, trong phạm vi mặt bằng thí nghiệm A, B, đóng cọc dài 5 – 9 m, tiết diện 30 x 30 và 35 x 35 cm; các cọc trong nhóm từ 4, 6, 9 cọc với khoảng cách cọc bằng 3 lần đường kính (3 d) Trong móng cọc bao gồm cọc bê tông cốt thép có gắn senser đo

Sau khi đóng, việc đo đạc tiến hành cứ 15 phút/lần trong 4 giờ, 30 phút/lần sau 4 giờ, 1 giờ/lần từ 16 h đến hết ngày Trong 60 ngày thì 1 ngày/lần

Khi nghiên cứu áp lực lỗ rỗng ở cọc đơn đo và nhóm 4 cọc đo nhận được: sau khi đóng cọc xuất hiện áp lực nước lỗ rỗng thặng dư và áp lực này thay đổi phụ thuộc độ sâu hạ cọc, số cọc trong nhóm Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở cọc đơn từ 0,9 kN/cm 2 ở độ sâu hạ cọc 1,2 m và tăng đến 19 kN/cm 2 ở độ sâu hạ cọc 4 m Áp lực nước lỗ rỗng đo trước khi đóng ở khu vực dự tính đóng 4 cọc là 0,045

MPa ở độ sâu 1,2 m và 0,08 MPa ở độ sâu 4 m Một ngày sau khi đóng cọc, áp lực nước lỗ rỗng ở độ sâu 1,2 m là 0,16 MPa, còn ở độ sâu 4 m đạt 0,34 MPa Khi hạ cọc, đất loại sét chuyển vị về các hướng dưới tác dụng của lực cưỡng bức lớn và tức thời Đất bị nén chặt trong khoảng thời gian ngắn Độ rỗng giảm, tuy nhiên nước lỗ rỗng không kịp thoát ra để gây nén thể tích đất và bọt khí nên do đó dẫn đến gây gia tăng áp lực lỗ rỗng, đặc biệt ở chỗ giữa các cọc Áp lực lỗ rỗng ở tâm nhóm 4 cọc (hình 1.4) gia tăng sau khi đóng gần 4 lần và hầu như tiêu tán hoàn toàn sau 45 ngày

Theo thời gian, xảy ra chùng ứng suất, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tiêu tán và ứng suất hữu hiệu gia tăng (hình 1.5) đến giá trị ổn định, lực ma sát hông dọc theo thân cọc đạt giá trị lớn nhất Đồng thời với tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng xảy ra hiện tượng lưu biến tăng bền của đất Cọc đóng trong đất loại sét bão hòa nước đạt giá trị lớn nhất khả năng chịu tải theo ma sát sau khi chấm dứt cố kết thấm và tăng bền

Hình 1.4 Sự thay đổi áp lực lỗ rỗng ở tâm nhóm 4 cọc trước khi đóng (1) sau khi đóng (2) và sau 60 ngày (3)

Hình 1.5 Sự thay đổi tổng ứng suất (1), áp lực lỗ rỗng (2) và ứng suất hữu hiệu

(3) ở biên móng từ nhóm 4 cọc Ở khu vực D thực hiện nghiên cứu sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng dọc theo thân cọc và ở các khoảng cách khác nhau từ cọc trong quá trình hạ cọc dưới một dãy móng cọc (hình 1.6.a) Việc đo đạc ở các độ sâu hạ cọc 4, 8, 12 m

Hình 1.6 Sự phân bố ứng suất dọc theo thân cọc trong quá trình hạ cọc ở một dãy móng cọc (a) và sau khi hạ cọc (b) ( h – độ sâu hạ cọc )

1 và 1’ – đường cong tổng áp lực lỗ rỗng và ứng suất hữu hiệu tức thời sau khi hạ cọc và sau 60 ngày

2 và 2’ – đường cong tổng áp lực lỗ rỗng sau khi hạ cọc và sau 60 ngày

3 và 3’ – đường cong ứng suất hữu hiệu sau khi hạ cọc và sau 60 ngày

Nghiên cứu cho thấy áp lực lỗ rỗng trong đất đạt giá trị lớn nhất ở thời điểm mũi cọc xuất hiện ở vị trí đặt đầu đo áp lực lỗ rỗng, sau khi đi qua độ sâu này thì áp lực giảm một ít Điều này được giải thích: ở mặt phẳng mũi cọc nêm nén chặt đất bị xáo trộn, nêm nén chặt gây sự nén chặt lớn nhất đất xung quanh thân cọc trên mũi cọc không gây áp lực bổ sung, còn sự dao động của cọc trong quá trình đóng đưa đến hình thành khoảng hở nhỏ giữa thân cọc và đất, do đó làm giảm ứng suất Trong đóng cọc, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư xuất hiện ở khoảng cách đến 3 m từ móng cọc và dưới cọc ở độ sâu 2 – 3 m Trên hình 1.6 b thể hiện kết quả đo áp lực lỗ rỗng, tổng ứng suất và ứng suất hữu hiệu dọc theo thân cọc sau khi hạ cọc [2]

Sự gia tăng khả năng chịu tải của cọc và móng cọc theo thời gian khi móng làm việc trong đất loại sét bão hòa nước

Hàng loạt kết quả thí nghiệm trong phòng và hiện trường cho thấy rằng theo mức độ cố kết và hóa bền lưu biến của đất loại sét diễn ra sự gia tăng khả năng chịu tải của cọc theo thời gian

Với mục tiêu nghiên cứu sự gia tăng khả năng chịu tải của cọc theo thời gian khi chúng làm việc trong đất sét tiến hành thực hiện nén tĩnh cọc dài 5 – 12m ở khu vực thí nghiệm chuyên biệt và khu vực xây dựng công trình phổ biến Thực nghiệm thực hiện trong đất loại sét dẻo mềm – dẻo cứng trong vài trường hợp có xen kẹp thấu kính sét dẻo chảy Cọc cho “ nghỉ ” từ 1 đến 55 – 60 ngày Đã thực hiện thí nghiệm 91 cọc Ở giai đoạn đầu tiên, tiến hành nghiên cứu sự gia tăng khả năng chịu tải của cọc và móng cọc trên mô hình Theo phương pháp thí nghiệm đã có, thực hiện thí nghiệm cọc đơn và móng từ 4, 6, 9, 16, 25 cọc Trên hình 1.11a thể hiện biểu đồ độ lún – tải trọng của cọc đơn và căn cứ các biểu đồ này, xây dựng đường cong thay đổi khả năng chịu tải của cọc đơn theo thời gian (hình 1.11b), đường cong này cho thấy ở 6 ngày đầu tiên xảy ra sự gia tăng nhanh khả năng chịu tải, còn đến 20 – 25 ngày tốc độ giảm dần

Hình 1.11 Kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc đơn (a) và sự thay đổi khả năng chịu tải theo thời gian (b)

1 – tức thời sau khi đóng cọc

2, 3, 4, 5, 6 – sau khi đóng cọc tương ứng 6, 14, 21, 28, 45 ngày

Thí nghiệm móng 4 cọc cũng ở cùng khu vực được thực hiện cũng theo trình tự này, cũng xây dựng biểu đồ tải trọng – độ lún phụ thuộc thời hạn thí nghiệm (hình 1.12a) và trên cơ sở các biểu đồ xây dựng đường cong thay đổi khả năng chịu tải móng cọc theo thời gian (hình 1.12b)

Hình 1.12 Kết quả thí nghiệm nén tĩnh móng 4 cọc (a) và sự thay đổi khả năng chịu tải theo thời gian (b)

1 – tức thời sau khi đóng cọc

2, 3, 4, 5, 6 – sau khi đóng cọc tương ứng 6, 14, 21, 28, 45 ngày

Nếu phân tích tổng hợp với đường cong (xem hình 1.11b) thay đổi khả năng chịu tải cọc đơn, thì có thể lưu ý rằng chúng tương tự nhau, chỉ là ở móng cọc thời gian gia tăng khả năng chịu tải lớn hơn Tương tự như vậy, tiến hành thí nghiệm với móng 6, 9, 16, 25 cọc và xây dựng đường cong thay đổi khả năng chịu tải (hình 1.13, 1.14)

Hình 1.13 Kết quả thí nghiệm nén tĩnh nhóm 9 cọc (a) và sự thay đổi khả năng chịu tải theo thời gian (b)

1 – tức thời sau khi đóng cọc

2, 3, 4, 5, 6, 7 – sau khi đóng cọc tương ứng 6, 14, 21, 28, 45, 100 ngày

Hình 1.14 Kết quả thí nghiệm nén tĩnh nhóm 16 cọc (a) và sự thay đổi khả năng chịu tải theo thời gian (b)

1 – tức thời sau khi đóng cọc

2, 3, 4, 5, 6, 7 – sau khi đóng cọc tương ứng 6, 14, 21, 28, 45, 100 ngày

Khi phân tích tổng hợp các đường cong này rút ra rằng ở móng với số cọc 9, 16, 25 quan sát thấy sự gia tăng có bước nhảy (nhảy bậc) theo thời gian Đầu tiên trong khoảng 6 – 7 ngày xảy ra sự gia tăng mạnh mẽ khả năng chịu tải rõ ràng, rồi sau đó xuất hiện sự suy giảm tốc độ, điều này liên tục trong gần một tuần ở nhóm 9 cọc và xấp xỉ 10 – 11 ngày ở nhóm 25 cọc Phần này của đường cong các tác giả gọi là “diện tích chảy” do theo thời gian sự gia tăng khả năng chịu tải không xảy ra Sau giai đoạn

“chùng”, xuất hiện thời kỳ lặp lại sự gia tăng mạnh mẽ khả năng chịu tải và điều này tiếp diễn xấp xỉ 6 – 7 ngày ở nhóm 9 cọc và 10 – 11 ngày ở móng 25 cọc Sau đó xảy ra sự tắt dần tốc độ khả năng chịu tải và hoàn toàn chấm dứt ở móng 9 cọc ở 40 – 45 ngày và ở 60 – 100 ngày ở móng 16 – 25 cọc

Sự xuất hiện “diện tích chảy” được giải thích bằng sự khác biệt tốc độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở giữa các cọc và khu vực gần cọc Trước tiên trong khoảng 6 – 8 ngày áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tiêu tán ở khu vực gần cọc dẫn đến sự gia tăng mạnh mẽ lực ma sát ở các cọc góc và biên ngoài của móng Sau đó áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở giữa và gần cọc cân bằng, khi đó tốc độ gia tăng khả năng chịu tải không đáng kể Theo thời gian, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở giữa và gần cọc đạt giá trị như nhau và đồng thời tiếp tục tiêu tán dẫn đến sự gia tăng lần nữa (lặp lại) khả năng chịu tải móng cọc

Sự gia tăng khả năng chịu tải xảy ra là bởi vì trong quá trình đóng cọc trong đất loại sét bão hòa nước xuất hiện áp lực thăng dư trong nước lỗ rỗng, xảy ra sự phá hoại liên kết cấu trúc cốt đất Theo thời gian, hiện tượng chùng ứng suất được quan sát, áp lực nước lỗ rỗng suy giảm, ứng suất trong cốt đất gia tăng đến giá trị ổn định Đồng thời xảy ra hiện tượng hóa bền lưu biến Điều này tạo sự phát triển những liên kết cấu trúc mới trong đất do hệ quả của sự gia tăng số lượng liên kết trong một đơn vị thể tích trong sự nén chặt đất do cọc và nén chặt đất dưới tác dụng của ứng suất phát sinh

Sau các đánh giá chất lượng sự gia tăng khả năng chịu tải trên mô hình tiến hành nghiên cứu thực nghiệm hiện trường với móng cọc từ 4, 6, 9 cọc với giá trị thật (dài 5m, tiết diện 30x30 cm)

Hình 1.15 Sự thay đổi khả năng chịu tải của cọc theo thời gian

1 – cọc tiết diện 25 x 25 cm, dài 5 m 2 – 5 – cọc tiết diện 30 x 30 cm, dài 6, 7, 10 và 12 m

Trên hình 1.15 thể hiện kết quả nghiên cứu thực nghiệm sự gia tăng khả năng chịu tải với chiều dài cọc 6 – 12 m theo thời gian Trong dữ liệu điều kiện đất nền sự gia tăng khả năng chịu tải của cọc kéo dài trung bình 40 – 45 ngày và khả năng chịu tải cao hơn ban đầu 2,5 lần và 1,4 – 1,5 lần cao hơn so với việc cho cọc “nghỉ” đến 6 ngày theo đề nghị của tiêu chuẩn (SNip – CHuП) [2].

Sự thay đổi module biến dạng, khối lượng thể tích và lực dính của đất trong vùng nén chặt của móng cọc

vùng nén chặt của móng cọc

Như đã biết, khi đóng cọc, xung quanh chúng hình thành vùng biến dạng đất với phạm vi nén chặt xung quanh và dưới mặt phẳng ngang mũi cọc Để tính toán đúng đắn độ lún của cọc và móng cọc, đánh giá khả năng ổn định của đất dưới cọc cần thiết biết được sự thay đổi module biến dạng, khối lượng thể tích, lực dính và góc ma sát trong của đất trong quá trình đóng cọc Để xác định tính chất của đất trong vùng nén chặt, đã tiến hành khoan hố khoan và khai đào cọc, lấy mẫu nguyên dạng và xác định (nghiên cứu) 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

Trên khu vực thực nghiệm F để xác định sự thay đổi tính chất của đất, thực hiện khoan các hố khoan đến độ sâu 12 – 14 m và khai đào hai hố đào – một hố đào có kích thước trên mặt bằng 2,2 × 1,4 m, độ sâu 7,5 m; hố còn lại có kích thước mặt bằng 3 × 1,4 m, độ sâu 8 m Để chính xác điều kiện địa chất công trình, thực hiện khoan các hố khoan có kiểm soát ở các khoảng cách 8 – 10 m kể từ các cọc thí nghiệm và móng cọc hình băng Điều này cho phép loại bỏ các ảnh hưởng của việc đóng cọc và làm móng lên đặc trưng cơ lý của đất nền Các mẫu nguyên dạng được lấy cách nhau 1m theo độ sâu, các hố khoan thí nghiệm để khảo sát sự thay đổi đặc trưng cơ lý đất do đóng cọc, thí nghiệm cọc và móng cọc được bố trí ở các khoảng cách 0,5 ; 1,0 ; 1,5 ; 2,0 ; 2,5 ; 3,0 m cách cọc Hố đào bố trí ở gần cọc đơn và cọc trong móng băng

Các mẫu đất được lấy cách nhau 1 m theo độ sâu từ các hố khoan và hố đào cho đến độ sâu ngang mũi cọc, khu vực dưới mũi – cách nhau 0,3 – 0,5 m Ở mỗi cao độ (độ sâu) lấy 2 – 3 mẫu Trong quá trình lấy mẫu, cố gắng giữ được độ ẩm tự nhiên, cấu trúc và tính chất của đất Sau khi lấy mẫu, đóng gói và vận chuyển về phòng thí nghiệm, tiến hành xác định các đặc trưng cơ lý cơ bản (mỗi thí nghiệm được lặp lại 3 lần) Theo mức độ đào hố đào khảo sát tính biến dạng của đất ở gần cọc và giữa các cọc trong móng hình băng

Việc nghiên cứu khảo sát cho thấy rằng khi đóng cọc trong sét pha dẻo mềm – dẻo cứng với độ bão hòa 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 một: 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/m 3 Lực dính c tăng đến 3 lần và đạt giá trị 0,072 MPa

- Vùng hai: 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/m 3 Lực dính tăng 2 – 2,5 lần và đạt giá trị 0,048 MPa

- Vùng ba và vùng bốn phân bố ở gần móng cọc với bán kính tương ứng 2 – 3d và 5 – 7d Khối lượng riêng khô lớn hơn 10 – 12% và 6 – 7% so với ban đầu và băng 1,47 T/m 3 và 1,42 T/m 3 Lực dính gần với lúc ở trạng thái ban đầu

- Vùng năm 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

Các khảo sát thí nghiệm trong phòng hỗ trợ nhận định rằng vùng nén chặt của đất loại sét bão hòa phụ thuộc vào độ chặt ban đầu, phương pháp hạ cọc và một số tác nhân khác Kích thước vùng nén chặt phụ thuộc số lượng cọc trong móng, khoảng cách giữa các cọc, tiết diện cọc, hệ số rỗng tự nhiên Phương pháp tính toán kích thước vùng nén chặt được dẫn ở nội dung khác

Cũng từ các thực nghiệm 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 – 4d 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 3m 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 – 7d (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 nghiên cứu rút ra rằng: vùng biến dạng của các loại đất khác nhau thì khác nhau Khi đóng cọc trong khu vực A trong đất bão hòa (độ bão hòa 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

Việc phân tích các mẫu đất từ vùng nén chặt sau khi đóng cọc trong móng cọc một dãy và hai dãy ở khu vực G cho thấy khối lượng riêng của đất thay đổi từ 1,78 đến 2,3 T/m 3 hệ số rỗng giảm từ 0,6 đến 0,44 Bề rộng của vùng nén chặt của móng một hàng cọc: 110 – 120cm, của móng hai hàng cọc 260 – 280cm Ở dưới mũi cọc đất bị nén chặt ở độ sâu đến 150cm

Trong trường hợp này, khi không có các dữ liệu kinh nghiệm về vùng nén chặt đất xung quanh cọc trong móng hình băng, kích thước vùng nén chặt có thể xác định theo phương pháp đề nghị của các tác giả [2].

Đặc điểm thay đổi sức kháng xuyên trong môi trường đất sau khi hạ cọc

Kết quả nghiên cứu của Bartolomei ở khu vực D thực hiện 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 [2] 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 (8 d), còn dưới mũi cọc vùng nén chặt vượt quá 3 m

Thí nghiệm trong phòng làm sáng tỏ rằng kích thước vùng nén chặt của đất cát phụ thuộc vào độ chặt ban đầu, chiều dài cọc, phương pháp hạ cọc và các tác nhân khác Nén chặt nhiều nhất là cát rời, còn phạm vi vùng ảnh hưởng nén chặt nhiều nhất đạt được trong cát chặt Do đóng cọc trong cát cấu trúc rời rạc, khối lượng riêng trong vùng nén chặt thay đổi từ 1,45 đến 2,15 T/m 3 , còn trong cát chặt từ 1,9 đến 2,2 T/m 3

Kích thước vùng nén chặt đất của móng cọc hình băng phụ thuộc số hàng cọc, khoảng cách các cọc, kích thước cọc, hệ số rỗng ban đầu eo và hệ số rỗng emin của đất bị nén giữa các cọc Đối với trường hợp cọc đóng trong đất cát rời thì hiện tượng nén chặt đất thể hiện rõ ràng hơn, nhưng việc đóng cọc trong cát rời thường gây ra các ảnh hưởng xấu do rung động gây ra độ lún cho các móng liền kề Một kết quả nghiên cứu được thực hiện đối với cọc gỗ đề cập bởi Bengt H Fellenius cho thấy rằng khi đóng cọc vào lớp cát rời thì cọc đã nén ép đất xung quanh chiếm một thể tích đáng kể so với trường hợp đóng cọc trong đất sét, thể tích đất cát bị nén chặt khoảng 50% thể tích của cọc Kết quả này cũng chưa đáp ứng được kỳ vọng của việc đầm nén để giảm hiện tượng cát chảy trong đất Hiện tượng đất cát chặt lại trong quá trình đóng cọc chủ yếu là do lực rung động truyền từ cọc vào đất, lực rung động lớn thì hiệu quả của việc đầm nén sẽ càng thể hiện rõ ràng hơn

Tiến hành thực hiện thí nghiệm xuyên CPTu tại khu vực A và B trước khi đóng cọc, các số liệu thu được cho thấy rằng thành phần chủ yếu của đất trong độ sâu khoảng 10 m chủ yếu là cát nhỏ (khu vực A) và cát rời (khu vực B) với lớp mặt là bột, cát nhỏ Ngoài ra còn các lớp thấu kính cát, cát trở nên chặt hơn ở những độ sâu trên 20 m, ở độ sâu này thì đất cát sẽ không có hiện tượng hóa lỏng khi chịu tác dụng của lực rung động Ở tại độ sâu từ 0 – 10 m thì có sự khác biệt về địa chất giữa hai khu vực, khu vực A thì cát thô, khu vực B thì nhỏ và chặt Trong khi đó bên dưới độ sâu 10 m thì ít có sự khác nhau giữa hai địa điểm

Sự nén chặt của đất cát xung quanh cọc gỗ vào khoảng 10 – 13 inch ở đầu cọc và 13 – 15 inch ở mũi cọc, khoảng cách giữa các cọc là 1,25 m (3,5 d)

Hình 1.16 Sự phân bố sức kháng mũi cone (q t ), Modulus (m) tại khu vực A trước và sau khi đóng cọc bằng búa diesel

Hình 1.17 Sự phân bố sức kháng mũi cone (q t ), Modulus (m) tại khu vực B trước và sau khi đóng cọc bằng búa hơi

Từ hình 1.16 và 1.17 ta thấy khi đóng cọc bằng búa diesel thì việc nén chặt đất thể hiện tính vừa phải (trung bình) Ngược lại, nếu đóng cọc bằng búa hơi thì kết quả thể hiện rằng không chỉ làm tăng độ chặt của đất cát mà còn thể hiện kết quả đó một cách rõ ràng hơn so với dùng búa diesel

Hình 1.18 Sự phân bố sức kháng mũi cone (q t ), ma sát bên (f s ) và áp lực nước lỗ rỗng (u 2 ) trước và sau khi đóng cọc

Hình 1.18 trình bày sự so sánh số liệu ghi nhận được từ thí nghiệm CPTu của cọc đóng bằng búa hơi trước và sau khi hạ cọc, kết quả ghi nhận chỉ ra rằng sự gia tăng sức kháng mũi cone (qt) và ma sát thành (fs) đến độ sâu khoảng 9 m, ở những độ sâu dưới 9 m thì sự gia tăng của sức kháng mũi cone (qt) thể hiện rõ ảnh hưởng nén chặt của đất cát nhưng nó không làm gia tăng giá trị ma sát bên (fs) [16].

Nhận xét và phương hướng của đề tài

Từ các kết quả nghiên cứu có thể thấy rằng việc đóng hoặc ép cọc vào trong đất loại sét bão hòa nước gây nên sự thay đổi tính chất cơ lý của đất thông qua việc nén ép đất xung quanh cọc và dưới mũi cọc Đất nền bị nén chặt, phát sinh áp lực nước lỗ rỗng thặng dư do quá trình đóng, ép cọc Phản lực của đất nền tác dụng lên cọc có xu hướng tăng theo thời gian và ảnh hưởng trực tiếp đến khả năng chịu tải của cọc Đề tài luận văn dự định phân tích đánh giá sự thay đổi các đặc trưng cơ lý của đất nền loại sét xung quanh trước và sau khi hạ cọc bằng thí nghiệm trong phòng và hiện trường Điều này giúp làm sáng tỏ đặc điểm và khả năng thay đổi đặc trưng cơ lý đất nền loại sét bão hòa sau khi hạ cọc bằng phương pháp ép Kết quả nghiên cứu theo điều kiện địa chất khu vực có thể khác biệt so với các kết quả nghiên cứu đã có trong nền đất không bão hòa hay đất rời.

TRẠNG THÁI ỨNG SUẤT – BIẾN DẠNG CỦA ĐẤT NỀN XUNG

Đặc điểm trạng thái ứng suất – biến dạng của đất do quá trình thi công cọc

Tương tác giữa cọc và khối đất xung quanh cọc bắt đầu từ khi thi công cọc và tiếp diễn cho đến khi cọc chịu tải trọng của công trình Khi đó, trong khối đất hình thành trạng thái ứng suất – biến dạng khác nhau tại các vị trí dưới mũi và xung quanh cọc

Tính chất cơ lý của đất trong đó bao gồm độ bão hòa, độ bền, tính biến dạng đóng vai trò quan trọng và có ảnh hưởng lên quá trình hình thành và thay đổi trạng thái ứng suất – biến dạng của khối đất trong vùng ảnh hưởng tiếp xúc với cọc

Sau khi thi công cọc (đóng hoặc ép) trong đất xuất hiện áp lực nước lỗ rỗng thặng dư, áp lực này tiêu tán sẽ làm trạng thái ứng suất – biến dạng của đất trong vùng ảnh hưởng thay đổi theo thời gian Trong đất bão hòa nước, quá trình thay đổi ứng suất trong đất sẽ diễn ra cùng với quá trình cố kết thấm và tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng, giá trị ứng suất hữu hiệu tăng lên theo thời gian và đạt đến giá trị ổn định

Hình 2.1 Biểu đồ quan hệ áp lực nước lỗ rỗng xung quanh cọc trong đất theo thời gian sau khi đóng cọc

Quá trình chùng ứng suất như trên sẽ có sự khác biệt đáng kể trong đất không bão hòa và đất bão hòa nước Để xác định trạng thái ứng suất – biến dạng của khối đất tương tác với cọc cần xét 2 giai đoạn cơ bản sau:

 Giai đoạn thi công cọc và cho cọc “nghỉ”

 Giai đoạn cọc làm việc dưới tác dụng của tải trọng công trình

Rõ ràng 2 giai đoạn này sẽ ảnh hưởng lẫn nhau và đóng vai trò quan trọng trong việc hình thành trạng thái ứng suất – biến dạng xung quanh cọc.

Tính nén ép của dung dịch lỗ rỗng

Áp lực lỗ rỗng sinh ra ngay sau khi đóng, ép cọc thường được xem là áp lực lỗ rỗng thặng dư và có thể giảm dần theo thời gian trong quá trình cố kết thấm do sự thoát ra khỏi lỗ rỗng Trong điều kiện không thoát nước, tổng ứng suất tác dụng truyền vào kết cấu của đất và vào áp lực nước lỗ rỗng và khí lỗ rỗng, tùy thuộc vào tính nén tương đối của chúng mà áp lực của nước, khí lỗ rỗng sinh ra có thể biểu diễn như hàm của ứng suất tác dụng Các áp lực lỗ rỗng thặng dư này sẽ tiêu tán theo thời gian nếu chất lỏng lỗ rỗng được thoát đi Ứng suất tổng cuối cùng sẽ truyền lên khung kết cấu hạt đất

Trong điều kiện tự nhiên, lỗ rỗng của đất thường chứa một lượng nhất định khí ở dạng hòa tan hoặc dưới dạng bọt khí Sự có mặt của khí hút bám trong đất có ảnh hưởng đến đặc điểm và tốc độ cố kết

Trong khi nén không thoát nước, khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng không thể thoát ra khỏi đất Biến đổi thể tích xẩy ra là do sự nén ép của khí và ở mức độ kém hơn là sự nén của nước Có thể giả thiết bỏ qua sự nén của pha rắn hạt đất ở phạm vi ứng suất thường gặp trong thực tế Biến đổi thể tích dung dịch lỗ rỗng có quan hệ với biến đổi áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng Áp lực khí lỗ rỗng và nước lỗ rỗng tăng khi đất bị nén Độ tăng áp lực lỗ rỗng thường được xem là áp lực lỗ rỗng thặng dư Biến đổi thể tích của một pha liên hệ với biến đổi áp lực qua độ nén của nó Độ nén đẳng nhiệt được định nghĩa theo sự biến đổi áp lực trong mỗi đơn vị thể tích tại một nhiệt độ không đổi du dV m V 1

 (2.1) Ở đây: m – độ nén tương đối V – thể tích dV/du – biến đổi thể tích theo biến đổi áp lực Số hạng (dV/du) trong phương trình (2.1) có dấu âm vì thể tích giảm khi áp lực tăng Do đó, dấu âm dùng trong phương trình (2.1) để cho một độ nén dương Dung dịch lỗ rỗng trong đất bão hòa gồm có: nước, khí tự do và khí hòa tan Khi lập công thức độ nén dung dịch lỗ rỗng, cần biết độ nén của khí và nước Độ nén của khí Độ nén đẳng nhiệt của khí có thể biểu thị theo phương trình (2.1): a a a a du dV m V1

 (2.2) Ở đây: ma – độ nén đẳng nhiệt của khí Va – thể tích khí dVa/dua – biến đổi thể tích khí theo biến đổi áp lực ua – áp lực khí Dùng định luật Boyle (Định luật Boyle phát biểu như sau: Tích số giữa thể tích khí và áp lực khí không đổi) có thể biểu thị quan hệ thể tích với áp lực của khí khi nén không thoát nước, đẳng nhiệt a a a a u

V  u 0 0 (2.3) Ở đây: ua0 – áp lực khí tuyệt đối ban đầu Va0 – thể tích khí ban đầu ua – áp lực khí tuyệt đối

Lấy vi phân thể tích khí Va theo áp lực khí tuyệt đối ua có:

Phương trình (2.4) cho biết biến đổi thể tích khí theo một biến đổi vô cùng nhỏ áp lực khí Thay định luật Boyle vào phương trình (2.4), ta có: a a a a u V du dV  (2.5)

Thay phương trình (2.5) vào phương trình (2.2) ta được: a a u m 1

Phương trình (2.6) cho thấy độ nén đẳng nhiệt của khí tỷ lệ nghịch với áp lực khí tuyệt đối Nói cách khác, độ nén khí giảm khi áp lực khí tăng Độ nén của nước Độ nén của nước được xác định như sau: w w w w du dV m V1

 (2.7) Ở đây: mw – độ nén của nước Vw – thể tích nước dVw/duw – biến đổi thể tích nước theo biến đổi áp lực nước uw – áp lực nước Độ nén của dung dịch lỗ rỗng

Dùng tỉ lệ trực tiếp của độ nén khí và nước có thể tìm được độ nén của dung dịch lỗ rỗng Định nghĩa về bão toàn khối lượng và độ nén trong phương trình (2.1) phải được tôn trọng triệt để Chúng ta hãy xét các quan hệ thể tích pha khí và pha rắn như nêu trong hình 2.2

Hình 2.2 Thành phần thể tích của dung dịch lỗ rỗng trong đất không bão hòa

Giả thiết đất có độ bão hòa Sr và độ rỗng n Tổng thể tích của hỗn hợp khí nước là tổng thể tích nước Vw và thể tích khí Va (tức là Vw + Va) Thể tích khí hòa tan Vs nằm trong thể tích nước Vw Hệ số hòa tan thể tích H cho biết phần trăm của khí hòa tan với thể tích nước Áp lực khí lỗ rỗng và áp lực nước lỗ rỗng lần lượt là ua và uw, với ua luôn luôn lớn hơn uw Đất chịu một ứng suất nén tổng là σ

Chúng ta hãy tác dụng một lượng tăng vô cùng nhỏ ứng suất tổng dσ vào đất không thoát nước Khi đó áp lực nước lỗ rỗng và khí lỗ rỗng tăng, trong khi thể tích khí và nước giảm Với một lượng tăng vô cùng nhỏ ứng suất tổng, độ nén của dung dịch lỗ rỗng có thể được viết theo ứng suất tổng (được dùng như một đại lượng quy chiếu):

, (2.8) Ở đây: ma,w – độ nén của hỗn hợp khí nước (Vw + Va) – trạng thái của hỗn hợp khí nước

Va – thể tích khí tự do d(Vw – Vs)/dσ – biến đổi thể tích nước theo biến đổi ứng suất tổng d(Vw + Va)/dσ – biến đổi thể tích khí theo biến đổi ứng suất tổng Vs – thể tích khí hòa tan

Phương trình (2.8) là một cải tiến của phương trình nén hỗn hợp khí nước do Fredlund đề nghị (1976), tương tự phương trình do Bishop (1950) và Skempton (1954)

Biến đổi ứng suất tổng dσ được dùng làm áp lực qui chiếu trong phương trình (2.8) áp

V g khí nước hạt lực nước lỗ rỗng duw được dùng làm áp lực quy chiếu trong phương trình nén của Fredlund (1976) Số hạng d(V w – V s )/dσ trong phương trình (2.8) được xem bằng dV w /dσ vì khí hòa tan là thể tích cố định trong nước Như vậy, thể tích của nó không thay đổi Tổng thể tích nước Vw được dùng trong tính toán độ nén của nước tức là: w a w a w a du dV V m V

Phương pháp suy luận tìm độ nén của hỗn hợp khí nước lỗ rỗng

Khi độ bão hòa của đất đạt 85%, thì pha khí thường có dạng bọt khí, kích thước của chúng bé hơn kích thước lỗ rỗng Do sức căng bề mặt q = 74.10 -6 (kN/m) nên áp lực trong khí và nước khác nhau Sự khác biệt giữa các áp lực có thể tính bằng cách xét sự cân bằng của một bán cầu bọt khí với bán kính r

Hình 2.3 Sự cân bằng áp lực trong bán cầu bọt khí

Từ định luật Boyle phát biểu tích số của áp lực và thể tích khí là không đổi (u.V=const)

Từ định luật hòa tan Henry (Vs = H.Vw), cho Vs là thể tích khí hòa tan chiếm, nếu tách ra từ dung dịch và nén ép ở áp lực khí tác dụng lên dung dịch (Vs = H.Vw, với Vs

– thể tích khí hòa tan; H – hệ số hòa tan Henry, ở nhiệt độ t = 20 0 C, H = 0.02), ta có:

Tổng các bọt khí trong hỗn hợp khí nước là N, khi đó: 3

Kết hợp với phương trình (2.10) có thể xác định áp lực trong nước dưới dạng sau:

Giải phương trình (2.14) ta tìm được:

V u V (2.15) Để xác định giá trị ma,w cần thiết phải xác định giá trị a w dV du

Theo định nghĩa hệ số nén tương đối, ta được:

Mặc dù có sự khác nhau giữa ua và uw, nhưng có thể bỏ qua sức căng bề mặt, nên phương trình trở thành:  

1 Từ phương trình (2.11) có thể viết:

  (2.17) Ở đây: ma,w – độ nén thể tích của hỗn hợp khí nước ua0 – áp lực ban đầu của NLR trong điều kiện tự nhiên ua0 = po = patm + w.z, với: patm – áp lực khí quyển (100KPa) w – trọng lượng riêng của nước (10KN/m 3 ) z – độ sâu khảo sát ua – áp lực xuất hiện dưới tác dụng của tải trọng ngoài Nếu no là độ rỗng ban đầu, thể tích khí tự do là Vao=noVo(1-Sr), thể tích nước là Vw=noVoSo, thể tích của khí hòa tan là Vs=noVoSrH

Do đó Vao+Vs=noVo(1-Sr+SrH) và Vao+Vw=noVo

Phương trình (2.17) được viết lại dưới dạng:

Phương trình (2.18) cho phép xác định độ nén tương đối của hỗn hợp khí nước lỗ rỗng

Trong thực tế khi tính toán áp lực lỗ rỗng cần có độ nén tương đối của hỗn hợp khí nước lỗ rỗng Hệ số này phụ thuộc vào độ bão hòa, áp lực khí quyển, nên phương trình (2.18) được viết dưới dạng sau:

, (2.19) Ở đây:u w - giá trị áp lực sai lệch với áp lực khí quyển

Rõ ràng hệ số nén của hỗn hợp khí - nước lỗ rỗng phụ thuộc vào áp lực và có quan hệ phi tuyến với chúng Việc xét tính nén ép có tính chất phi tuyến này có nhiều khó khăn và phức tạp Để thuận tiện cho việc xác định áp lực lỗ rỗng chỉ nên chọn giá trị trung bình của độ nén tương đối của hỗn hợp khí-nước lỗ rỗng xem như giá trị sai lệch với áp lực khí quyển là nhỏ nhất, tức  u w = 0 đến giá trị lớn nhất có thể có, tức u w

 = p Căn cứ vào phương trình (2.19), ta nhận được [4], [5], [6]:

Với: po – áp lực ban đầu của NLR trong điều kiện tự nhiên, po = patm + w.z patm – áp lực khí quyển (100KPa)

w – trọng lượng riêng của nước (10KN/m 3 ) z – độ sâu khảo sát

Hệ số nén thể tích của nước lỗ rỗng được xác định như sau: w a w a m

Sử dụng tính nén ép của nước lỗ rỗng để ước lượng mức độ nén chặt đất

Trong các bài toán Địa cơ, các đặc trưng cơ lý sử dụng cho tính toán áp dụng đều được xem như không đổi Đối với đất loại sét bão hòa nước, là loại đất dễ bị nén chặt dưới tác dụng của tải trọng ngoài, độ biến dạng ổn định sau khi hoàn tất quá trình cố kết thấm khá lớn Tuy nhiên, so với toàn bộ độ biến dạng ổn định cuối cùng, mức độ biến dạng ban đầu có thể chiếm từ 10 – 30% hay nhiều hơn so với độ lún ổn định tùy thuộc vào loại đất, trạng thái ứng suất và mức độ bão hòa Để đánh giá trạng thái ứng suất biến dạng ban đầu (khi nước lỗ rỗng thặng dư chưa kịp thoát ra hoàn toàn) có thể sử dụng module biến dạng xác định bằng thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ không thoát nước (Eu) với áp lực hông tương ứng với độ sâu lấy mẫu (’3 = ’.z) Ở thời điểm ban đầu, sau khi đặt tải, nước lỗ rỗng chưa kịp thoát ra, đất nền khi đó có thể xem như là một môi trường liên tục một pha, quan hệ ứng suất biến dạng của đất nền có thể được xét một cách “tổng thể” Trong giai đoạn này, có thể đánh giá trạng thái ứng suất biến dạng bằng tổng ứng suất Module biến dạng thể tích tổng thể của đất nền sử dụng để đánh giá trạng thái ứng suất biến dạng ban đầu có dạng: n K K

K tot  sk  w (2.22) Ở đây: Ksk – module biến dạng thể tích khung cốt đất, xác định bằng thí nghiệm ba trục thoát nước hay từ kết quả thí nghiệm nén cố kết đến khi áp lực nước lỗ rỗng hoàn toàn phân tán

E0 – module tổng biến dạng của đất ν – hệ số Poisson, được lấy theo loại đất Đối với sét mềm bão hòa nước chọn ν 0,3 n – độ rỗng Kw – module biến dạng thể tích nước lỗ rỗng

Xem đất nền ở giai đoạn đầu sau khi gia tải ứng xử như môi trường liên tục, các giá trị ứng suất được xác định bằng tổng ứng suất Trên cở sở lý thuyết đàn hồi, hệ số Poisson tổng thể của đất bão hòa được đề nghị xác định bằng biểu thức sau:

Từ đó dễ dàng nhận được giá trị module biến dạng cắt tổng thể bằng biểu thức sau:

Khi vừa thi công ép cọc trong nền sét bão hòa nước, thành phần biến dạng tức thời do nén thể tích có thể chiếm từ 10% đến 30% thể tích cọc chiếm chổ Giả thiết biến dạng thể tích tức thời khi vừa ép cọc là v tot , coc

  V  , biến dạng thể tích là  v , ta có:

, o o v tot v coc coc coc coc o coc

   A (2.25) Ở đây: εv – biến dạng thể tích (%) εv,tot – biến dạng thể tích tức thời, khoảng từ 10 – 30 % Acọc – diện tích tiết diện ngang cọc (m 2 )

Ao – diện tích tiết diện ngang phạm vi vùng ảnh hưởng nén chặt do ép cọc đơn (m 2 )

Ngoài ra, ta có thể xác định biến dạng thể tích tức thời εv,tot thông qua biểu thức sau:

Theo lý thuyết nén chặt, quan hệ giữa hệ số rỗng và độ biến dạng sau khi thi công ép cọc có thể biểu diễn thông qua biểu thức sau:

 1  i o v o e  e  e (2.27) Ở đây: ei – hệ số rỗng tương ứng với cấp áp lực nén eo – hệ số rỗng ban đầu trong nền đất εv – biến dạng thể tích, được xác định theo biểu thức (2.25) Phương pháp xác định hệ số rỗng theo lý thuyết nén chặt thích hợp để xác định sự thay đổi hệ số rỗng của đất ở ngay sát dọc thân cọc, ở những điểm có khoảng cách càng xa so với trục dọc thân cọc thì sai số xác định càng lớn, độ chính xác kém.

Phương pháp tính toán vùng nén chặt của đất xung quanh cọc

Một trong những tác nhân ảnh hưởng lên sự thay đổi khả năng chịu tải của móng cọc theo thời gian là sự hình thành vùng nén chặt đất do việc thi công đóng, ép cọc

Vùng nén chặt của nền đất sét bão hòa nước phụ thuộc dung trọng tự nhiên, phương pháp thi công, số lượng cọc trong nhóm, khoảng cách giữa các cọc và độ rỗng của đất nền Để giải quyết vấn đề xác định bán kính vùng ảnh hưởng của đất nền xung quanh móng cọc, chấp nhận các giả thiết sau:

- Hệ số rỗng tự nhiên e không thay đổi theo độ sâu và đất bị dồn ép do cọc chiếm chỗ bị dịch chuyển theo phương ngang

- Khoảng cách giữa các cọc xấp xỉ 3d

- Hệ số rỗng của đất tiếp cận giới hạn vùng nén chặt giảm theo đường cong hàm bậc hai Độ chặt lớn nhất ở bề mặt cọc với hệ số rỗng emin

- Đất dịch chuyển như nhau theo phương ngang x và y Để xác định phạm vi vùng nén chặt của móng cọc có 4, 9, 16 cây bố trí đối xứng chỉ cần xét 1/4 móng Do đóng cọc theo phương ngang với lớp có kích thước h xảy ra sự dịch chuyển các hạt đất do cọc chiếm chỗ với thể tích:

Do đóng cọc nên đất ở giữa các cọc bị nén đến hệ số rỗng emin Một phần đất bị dồn ra ngoài phạm vi giữa các cọc với khoảng cách là L (hình 2.4) Hệ số rỗng của đất có giá trị e giảm xuống tới emin ở bề mặt cọc

Với x : khoảng cách từ biên nén chặt

Hình 2.4 Sơ đồ vùng nén chặt do thi công cọc

Vùng I và vùng II tuân theo quy luật trên Ở vùng III có điều kiện: min min e e e e(x, y) e e(x) e e(y)

Từ đó: min min min min min min e.e(x) e.e(y) e.e e(x)e(y) (e e )e(x)e(y) e(x, y) e.e e.e e e(x) e e(y) e(x)e(y)

Vùng giữa các cọc còn lại các hạt với thể tích:

     : 16 cọc Thể tích đất bị dịch chuyển vào phạm vi gần cọc

              (2.32) Ở đây: D - Chiều dài vùng I, II Đối với nhóm cọc có:

+ 16 cây: D5d o Điều kiện cân bằng hạt rắn cho phép nhận được biểu thức bề rộng vùng nén chặt L thông qua e và emin:

- Nhóm 4 cây: min o min min

- Nhóm 9 cây: min o min min

- Nhóm 16 cây: min o min min

Với: e) (1 - 1 ) e (e e) (1 e) (1 ) e ln (e e e e) (1 2 I 1 min min min  

Nhằm làm sáng tỏ bằng tính toán, xét ví dụ đơn giản sau: một nhóm cọc gồm 9 cọc; với kích thước một cọc là 30 x 30 cm, dài 5 m và khoảng cách giữa các cọc trong nhóm là 3d

Hệ số rỗng tự nhiên Hệ số rỗng nhỏ nhất khi nén chặt Lớp 1 : e1 = 0,79 e1 min = 0,65

Theo công thức 2.36, ta có:

Nhóm 9 cọc, theo công thức 2.34:

Trong tính toán, hệ số rỗng tự nhiên hoàn toàn có thể xác định được từ kết quả thí nghiệm trên các mẫu đất thu thập được trong quá trình khảo sát địa chất công trình

Thông qua các chỉ tiêu vật lý và đường cong nén lún với giá trị áp lực tương ứng với độ sâu mẫu đất Hệ số rỗng nhỏ nhất e min cũng được nhiều nhà khoa học nghiên cứu thông qua việc khoan, lấy mẫu và thí nghiệm trong vùng nền kế cận cọc Tuy nhiên, kết quả nghiên cứu đó có tính tham khảo do không thể tái tạo được trạng thái ứng suất như trong điều kiện thực tế.

Các phương pháp thí nghiệm đất sử dụng đánh giá sự thay đổi đặc trưng cơ lý của đất nền trước và sau khi hạ cọc

Các mẫu đất nguyên dạng được lấy ở những độ sâu khác nhau trong hố khoan chuyển về phòng thí nghiệm để phân tích các chỉ tiêu vật lý, cơ lý Mẫu đất nguyên dạng được lấy bằng các ống mẫu bằng thép không gỉ hình lăng trụ tròn Mẫu đất lấy lên phải được bọc sáp cẩn thận trước khi chuyển về phòng thí nghiệm, trên ống mẫu có dán nhãn mẫu được ghi: tên công trình, ký hiệu hố khoan, số hiệu mẫu, độ sâu lấy mẫu ngày lấy mẫu, mô tả sơ bộ mẫu đất Ở các độ sâu khác nhau trong lớp đất, ống mẫu thành mỏng được sử dụng để lấy các mẫu nguyên dạng đại diện cho tầng đất.Mẫu nguyên dạng được lấy bằng cách ép hoặc đóng ống mẫu xuống đáy hố khoan đã thổi rửa sạch Sau khi được đưa lên khỏi lỗ khoan, mẫu được bọc kín paraffin, dán nhãn và đặt vào nơi thoáng mát

Hình 2.5 Sơ đồ dụng cụ lấy mẫu đất nguyên dạng

1 – Đầu nối, 2 – Lỗ thoát nước, 3 – Van bi, 4 - Ống thành mỏng Các chỉ tiêu làm thí nghiệm như sau:

- Thành phần hạt được xác định bằng phương pháp rây khô, rây có rửa nước kết hợp với phương pháp tỉ trọng kế Các đường cong thành phần hạt biểu diễn dưới dạng tích lũy theo tỷ lệ nửa logarite Kết quả thí nghiệm được sử dụng để gọi tên đất

- Độ ẩm tự nhiên W% được xác định bằng cách sấy khô mẫu đất ở nhiệt độ 100–

105 o C cho đến khi sự tổn thất khối lượng không thay đổi

- Tỷ trọng hạt Gs được xác định bằng phương pháp hút chân không hoặc đun trên bếp cát

- Khối lượng riêng tự nhiên của đất ρ (g/cm 3 ) xác định bằng cách dùng dao vòng đối với những đất loại sét, dùng phương pháp bọc sáp cân trong nước đối với những mẫu đất chứa nhiều sỏi sạn

- Giới hạn nhão của đất WL được xác định bằng phương pháp Cassagrande hoặc chùy xuyên Vaxiliev

- Giới hạn dẻo của đất WP được xác định bằng cách lăn đất thành dây

- Kết quả lực dính đơn vị c (kG/cm 2 ) và góc ma sát trong φ (độ) của đất được xác định bằng phương pháp cắt nhanh trực tiếp

- Hệ số nén lún của đất a (cm 2 /kG) được xác định bằng phương pháp nén không nở hông ở trạng thái bão hòa nước

- Phương pháp nén nở hông (chỉ sử dụng cho đất dính) xác định sức chịu nén đơn qu (kG/cm 2 ) Sức chịu nén đơn cho ta trạng thái của đất và xác định gần đúng lực dính không thoát nước của đất

Ngoài các chỉ tiêu thí nghiệm trên, các chỉ tiêu khác như: Dung trọng khô, dung trọng đẩy nổi, độ bão hòa nước, độ rỗng, chỉ số dẻo, độ sệt, hệ số rỗng, module biến dạng … xác định được nhờ các quan hệ

Các chỉ tiêu trên là bắt buộc có đối với công trình xây dựng thông thường Ngoài ra còn có một số chỉ tiêu khác tùy theo yêu cầu và mức độ đòi hỏi của công trình như: hàm lượng hữu cơ (%), độ ẩm chất lấp nhét (%) đối với đất sạn sỏi, nén ba trục UU, CU, CD, hệ số thấm K, độ trương nở, tính lún ướt, độ nhạy, đầm chặt tiêu chuẩn, CBR

Mẫu nước được lấy từ hố khoan đưa về phòng thí nghiệm để xác định khả năng ăn mòn đối với vật liệu xây dựng, nhất là những công trình nằm dưới mực nước ngầm

Ngoài các phương pháp thí nghiệm trong phòng xác định các đặc trưng cơ lý của đất nền ở trên còn có phương pháp thí nghiệm hiện trường dùng để xác định các tính chất của đất nền mà không làm xáo trộn ảnh hưởng đến các kết quả thí nghiệm, một trong những phương pháp thí nghiệm hiện trường được sử dụng để đánh giá sự thay đổi các đặc trưng cơ lý của đất nền trước và sau khi hạ cọc là thí nghiệm xuyên tĩnh điện CPTu

Thí nghiệm xuyên tĩnh điện CPTu là thí nghiệm xuyên tĩnh CPT được cải tiến để có thể đo áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình xuyên Tương tự như thí nghiệm CPT, thiết bị xuyên trong thí nghiệm CPTu gồm các bộ phận chính sau:

Mũi xuyên: Mũi xuyên tiêu chuẩn có hình nón, đường kính 35,7mm, tiết diện 10cm 2 , góc đỉnh 60 o , áo ma sát có diện tích 150cm 2

Cần xuyờn: Gồm ống ngoài cú đường kớnh ỉ36mm (để ộp mũi xuyờn và ỏo ma sỏt), ty trong chỉ để ộp mũi xuyờn cú đường kớnh ỉ15mm

Các thông số đo đạc được số hóa và mang lên mặt đất bằng sóng âm thông qua cần xuyên, bộ phận truyền tín hiệu

- Bão hòa vòng đo áp lực nước lỗ rỗng tại phòng thí nghiệm với áp lực hút chân không 100 kPa trong 1 giờ Vòng đo đã bão hòa được giữ trong bình glycerin kín khí được chuyển đến công trường tại công trường vòng đo áp lực nước lỗ rỗng được lắp vào đầu côn trong phễu glycerin

- Lắp đặt máy xuyên tại vị trí thí nghiệm

- Cân bằng máy ép Độ nghiêng của máy so với phương đứng không được vượt quá 2 o Trục của cần xuyên phải trùng với phương xuyên

- Cài đặt các thông số thí nghiệm trên máy với số hiệu thí nghiệm, tên khách hàng và một số thông tin cần thiết khác

- Kiểm tra số đọc zero, độ nghiêng và độ sâu

1 - Bộ phận nhận tín hiệu; 2,3 – Mũi xuyên 4 – Hộp đo độ sâu; 5 – Hộp xử lý; 6 – Máy tính xử lý

Hình 2.6 Thiết bị xuyên tĩnh không dây Geotech

Vận tốc xuyên là 20 mm/s ± 10% và quá trình thí nghiệm cần được tiến hành liên tục Số liệu CPTu được xử lý bằng phần mềm CPT-LOG ver 4.06 của Geotech

Hình 2.7 Giao diện Phần mềm xử lý số liệu xuyên tĩnh CPT-LOG ver 4.06

Dữ liệu truyền từ mũi xuyên đến bộ thu số liệu được hiển thị dưới dạng các biểu đồ trên màn hình

Hình 2.8 Số liệu được hiển thị trên màn hình trong quá trình thí nghiệm

Hình 2.9 Sơ đồ hoạt động và kết quả thiết bị xuyên điện Geotech

- Dừng xuyên tại mỗi mét để nối cần hoặc tại độ sâu dự kiến thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng

- Thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng được thực hiện trong quá trình xuyên

Dừng xuyên tại vị trí làm thí nghiệm, dỡ áp lực trên cần xuyên, theo dõi áp lực nước lỗ rỗng theo thời gian đến khi áp lực nước lỗ rỗng đạt được trạng thái cân bằng với áp lực thủy tĩnh hoặc tiêu tán 50% so với giá trị ban đầu

- Kết thúc xuyên tại độ sâu thí nghiệm - Tháo cần, mũi xuyên

- Kiểm tra số đọc zero - Lưu số liệu

Tính toán số liệu thí nghiệm xuyên tĩnh điện ECPTu:

- Sức kháng mũi q c : là tải trọng trên một đơn vị điện tích xác định bằng cách chia tải trọng đứng toàn phần cho diện tích đáy của mũi côn (10cm 2 )

- Lực ma sát thành f s : là lực được xác định bằng cách chia tải trọng ma sát hông toàn phần cho diện tích của ống đo ma sát (150 cm 2 )

- Tỉ số ma sát R f : là tỉ số giữa lực ma sát thành và sức kháng mũi s (%) f c

- Chuẩn hóa giá trị q c và f s : do ảnh hưởng của giá trị u, cần phải chuẩn hóa các giá trị qc và fs dj - Kích thước hình học; tj - Bề dày áo ma sát; ui - Áp lực NLR đo được qc - Sức kháng mũi; fs - Ma sát thành; qT - Sức kháng mũi hiệu chỉnh hs - Chiều cao áo ma sát; fT - Ma sát thành hiệu chỉnh; av - Hệ số diện tích mũi bn - Hệ số diện tích áo ma sát

Hình 2.10 Sơ đồ hiệu chuẩn sức kháng xuyên và ma sát áo

- Ma sát thành: fT = fs - (πd2t2u2 + πd3u3)/(πdchs) (2.40) - Sức kháng mũi: qT = qc + u (1-an) (MPa) (2.41)

- Tỉ số áp lực nước lỗ rỗng (B q ): là tỉ số giữa áp lực nước lỗ rỗng phát sinh với hiệu của sức kháng mũi và ứng suất đứng toàn phần tại độ sâu tương ứng

- Xử lý số liệu CPTu bằng chương trình CPT-pro

Hình 2.11 Giao diện phần mềm CPT-PRO 5.45

Nhận xét chương 2

Sự xuất hiện của hỗn hợp khí – nước trong lỗ rỗng của đất loại sét ảnh hưởng đáng kể đến tính chất nén ép của nó Nếu lượng khí lỗ rỗng tương đối lớn thì khi có sự tác dụng của tải trọng ngoài sẽ xảy ra sự nén ép và hòa tan một phần khí vào trong dung dịch lỗ rỗng Điều này gây nén chặt một phần đất nền và làm thay đổi tính chất cơ lý của chúng

Khi thi công đóng hoặc ép, trong khối đất xung quanh cọc hình thành trạng thái ứng suất – biến dạng phụ thuộc vào độ bền, đặc điểm biến dạng và độ bão hòa Ứng xử ứng suất – biến dạng của đất sau khi thi công cọc thay đổi theo thời gian phụ thuộc độ bão hòa, hệ số thấm (do quá trình cố kết).

NGHIÊN CỨU ỨNG XỬ CỦA ĐẤT NỀN LOẠI SÉT XUNG

Điều kiện địa chất công trình và bố trí thí nghiệm

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:

Lớp 1: Bùn sét có bề dày 5m, trạng thái chảy – dẻo chảy

 Trọng lượng riêng tự nhiên :  = 16,2 kN/m 3

 Trọng lượng riêng khô : d = 9,9 kN/m 3

 Chỉ số chảy (Độ sệt) : LI = 1,15

 Lực dính (TN Cắt trực tiếp) : c = 8,9 kN/m 2

 Góc ma sát (TN Cắt trực tiếp) : φ = 5 o 18 ’

 Áp lực tiền cố kết : pc = 0,6 kG/cm 2

Lớp 2: Sét có bề dày 2 m, trạng thái dẻo cứng

 Trọng lượng riêng tự nhiên :  = 20,3 kN/m 3

 Trọng lượng riêng khô : d = 16,2 kN/m 3

 Lực dính (TN Cắt trực tiếp) : c = 53,1 kN/m 2

 Góc ma sát (TN Cắt trực tiếp) : φ = 15 o 22 ’

 Áp lực tiền cố kết : pc = 1,56 kG/cm 2

Lớp 3: Sét pha có bề dày 8 m, trạng thái dẻo cứng – nửa cứng

 Trọng lượng riêng tự nhiên :  = 20,1 kN/m 3

 Trọng lượng riêng khô : d = 16,4 kN/m 3

 Lực dính (TN Cắt trực tiếp) : c = 27,1 kN/m 2

 Góc ma sát (TN Cắt trực tiếp) : φ = 12 o 48 ’

 Áp lực tiền cố kết : pc = 1,84 kG/cm 2 Mực nước ngầm thời điểm khảo sát ở độ sâu xấp xỉ 1 m cách mặt đất tự nhiên Để thực hiện nhiệm vụ phân tích đánh giá phạm vi vùng ảnh hưởng do thi công hạ cọc, có thể mô phỏng bài toán ép cọc bằng phần mềm Plaxis 2D đối xứng trục Do cọc thi công thực tế ngoài hiện trường là cọc vuông (tiết diện 250  250 mm) nên để có thể mô phỏng bài toán ép cọc cần qui về cọc tròn tương đương diện tích tiết diện ngang, chiều dài cọc không thay đổi so với thực tế (cọc dài 9 m) Đối với bài toán được qui về dạng đối xứng trục một nửa đường kính cọc được mô phỏng để đánh giá được chính xác phạm vi ảnh hưởng xung quanh và dưới mũi trong quá trình thi công hạ cọc

Việc chọn lựa đặc trưng biến dạng là Module tổng biến dạng gặp khó khăn vì khó có thể đánh giá trạng thái ứng suất ban đầu và sau khi gia tải nên giá trị này được chọn theo giá trị trung bình từ thí nghiệm nén cố kết trong phòng Ngoài ra, ứng xử của đất nền xung quanh và dưới mũi cọc trong quá trình thi công ép cọc là gia tải nên mô hình đàn hồi dẻo lý tưởng Mohr-Coulomb được sử dụng để mô phỏng bài toán, để mô tả hợp lý ứng xử của đất nền sét trong quá trình thi công ép cọc thời gian ngắn Ứng xử vật liệu của các lớp đất được chọn lựa không thoát nước (undrained) Đối với lớp đất nằm trên mực nước ngầm dung trọng tự nhiên  được sử dụng còn những lớp đất nằm dưới mực nước ngầm thì sử dụng dung trọng bão hòa sat Đặc trưng cơ lý (các thông số đầu vào) của các lớp đất trong phạm vi công trình thực tế theo hồ sơ khảo sát thể hiện trong bảng 3.1

Bảng 3.1 Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất sử dụng để mô phỏng

Bùn sét, mềm Sét, dẻo cứng Sét pha dẻo cứng, nửa cứng Hệ số thấm ngang

(m/ngày đêm) kx 2,7310 -5 9,6810 -6 7,5210 -6 Hệ số thấm đứng

(m/ngày đêm) ky 2,7310 -5 9,6810 -6 7,5210 -6 Module tổng biến dạng (kN/m 2 ) Eo 543 2965 3095

Bảng 3.2 Các thông số của cọc BTCT 250250

Thành phần Thông số Trị số Đơn vị

Loại mô hình Non-porous Linear elastic -

Diện tích tiết diện ngang A=bh 0,0625 m 2

 3,2610 -4 m 4 Độ cứng dọc trục EA 1,87510 6 kN/m Độ cứng chống uốn EI 9,7810 3 kNm 2 /m

Quá trình mô phỏng được thực hiện trong 3 bước chính:

 Bước 1: mô phỏng quá trình hạ cọc đến độ sâu thiết kế

 Bước 2: mô phỏng quá trình cố kết khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư u tiêu tán trong 60 ngày

 Bước 3: mô phỏng quá trình cố kết đến khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư u tiêu tán hoàn toàn

Kết quả mô phỏng được thể hiện từ Hình 3.2 đến Hình 3.8, từ kết quả mô phỏng bài toán ép cọc đối xứng trục, có thể thấy rằng đất nền xung quanh bị xáo trộn và chuyển vị đáng kể Chi tiết ở Hình 3.2 cho thấy phạm vi vùng ảnh hưởng về chuyển vị của đất nền xung quanh và dưới mũi cọc có thể lan đến phạm vi cách mép cọc 0,75m (3d) Mức độ ảnh hưởng chuyển vị của đất nền có sự thay đổi khác nhau tùy thuộc vào khoảng cách xa hay gần so với trục dọc thân cọc Ngoài ra, đặc điểm chuyển vị cũng có sự khác biệt nhau tùy loại trạng thái của đất nền Ở đây, chuyển vị của đất xung quanh cọc có giá trị lớn nhất ở ngay sát thân cọc và có giá trị nhỏ nhất ở vị trí cách thân cọc một khoảng từ 2d đối với đất sét trạng thái dẻo cứng, 3d đối với đất sét pha dẻo cứng – nửa cứng Tuy nhiên, phạm vi đất bị chuyển vị dưới mũi cọc trong nền sét dẻo cứng – nửa cứng lớn hơn đáng kể và có thể đạt tới khoảng 5d (Hình 3.3) Đối với lớp đất sét mặt nằm trên mực nước ngầm thì phạm vi vùng ảnh hưởng khi thi công hạ cọc khoảng 3d

Hình 3.2 Tổng chuyển vị sau khi thi công hạ cọc đơn

Hình 3.3 Tổng chuyển vị ở khu vực gần mũi cọc sau khi thi công hạ cọc đơn

Hình 3.4 Tổng chuyển vị ngang sau khi thi công hạ cọc đơn

Chuyển vị ngang của đất xung quanh và dưới mũi cọc được thể hiện như ở Hình 3.4 Ở đây, có thể thấy rằng chuyển vị ngang lớn nhất được quan sát thấy ở phạm vi gần mũi cọc Ngoài ra, chuyển vị ngang của đất bên dưới mũi cọc có khuynh hướng lớn và phạm vi chuyển vị cũng nhiều hơn Ở khu vực dọc theo thân cọc, chuyển vị ngang trong đất yếu hơn nhiều so với trong lớp sét dẻo cứng

Sau khi thi công hạ cọc, do sự nén ép, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư hình thành trong đất nền chủ yếu xung quanh cọc (Hình 3.5)

Hình 3.5 Sự gia tăng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư của đất nền xung quanh và dưới mũi sau khi thi công hạ cọc

Dựa vào kết quả mô phỏng và từ Hình 3.5 có thể thấy rằng việc thi công hạ cọc trong nền đất sét bão hòa nước gây ra sự hình thành áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở xung quanh và dưới mũi cọc do tính thấm của đất nền sét thấp Giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư u hình thành không phải là một giá trị nhất định như trong bài toán cố kết thấm một chiều mà có sự thay đổi khác nhau tại từng vị trí xung quanh cọc, theo độ sâu và theo khoảng cách theo phương bán kính, phụ thuộc vào lực tác dụng lên đầu cọc, lực nén chặt theo phương ngang do thể tích cọc chiếm chỗ, độ bão hòa của nền đất Kết quả phân tích có thể thấy giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư u ban đầu tập trung và có giá trị lớn hơn cả trong lớp đất sét dẻo cứng Trong lớp đất yếu gần bề mặt, áp lực nước lỗ rỗng ban đầu hầu như chỉ có khuynh hướng tăng do đất bị nén ép Theo phương ngang từ mép thân cọc, giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư u cũng giảm dần về giá trị 0 phụ thuộc vào phạm vi ảnh hưởng xa hay gần so với thân cọc

Hình 3.6 Các điểm khảo sát sự thay đổi ứng suất trong nền đất sau khi thi công hạ cọc

Xét điểm A ở tọa độ (0,25;2,2 m) (trong nền đất sét mềm bão hòa nước), dựa vào đồ thị tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư u – logt (Hình 3.7) có thể thấy rằng khi vừa ép cọc giá trị áp lực nước lỗ rỗng u tại điểm A tăng lên 20,76 kN/m 2 và sau đó áp lực u tiêu tán dần đạt giá trị ổn định 0 kN/m 2 ở khoảng thời gian t = 750 ngày đồng thời đất nền đã phục hồi gần giống như trạng thái tự nhiên trước khi thi công hạ cọc Sau khi đạt ổn định cố kết, phạm vi vùng biến dạng dẻo được thu hẹp đáng kể so với ban đầu sau khi hạ cọc

Hình 3.7 Tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư u theo thời gian tại điểm A sau khi thi công hạ cọc

Xét điểm D ở ngay mũi cọc trong nền đất sét dẻo cứng, từ đồ thị u – logt (Hình 3.8) thấy rằng do nền đất là sét dẻo cứng nên khi vừa thi công hạ cọc gây ra sự phá hoại kết cấu của đất không làm cho đất chặt hơn mà có xu hướng cho đất nở ra, làm giảm khả năng chịu tải của đất nền so với trạng thái ban đầu trước khi thi công hạ cọc

Hình thành nên áp lực nước lỗ rỗng âm u - , do điểm khảo sát nằm ngay dưới mũi cọc chịu gần như toàn bộ tải trọng ép khi thi công hạ cọc làm mất khoảng thời gian khá dài để đất nền có thể phục hồi lại gần như trạng thái ban đầu

Hình 3.8 Tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng u - theo thời gian tại điểm D sau khi thi công hạ cọc

Từ kết quả mô phỏng thi công hạ cọc thấy rằng sau khi thi công hạ cọc trong nền sét bão hòa nước thì phạm vi ảnh hưởng xung quanh cọc vào khoảng từ 3 – 5d tùy thuộc vào sự khác nhau của trạng thái đất nền từ mềm đến dẻo cứng Sau khi thực hiện việc thi công hạ cọc (tiết diện 250×250 mm, dài 9 m) sau 2 tháng, tiến hành khoan lấy mẫu nguyên dạng phục vụ thí nghiệm trong phòng và xuyên tĩnh điện CPTu Việc thực hiện khoan và xuyên được tiến hành trong phạm vi ảnh hưởng của cọc cách thân cọc là 0,2 m (nằm trong phạm vi 1 d) Đối với thí nghiệm khoan, khi qua các lớp đất khác nhau, thực hiện việc khoan lấy mẫu nguyên dạng ở các vị trí từ 1,2 – 1,6 m, 1,7 – 2,1 m, 2,6 – 3,0 m trong lớp bùn sét, từ 5,1 – 5,5 m, 6,4 – 6,7 m trong lớp sét trạng thái dẻo và từ 9,1 – 9,5 m, 14,2 –

14,6 m trong nền sét dẻo cứng Trong quá trình khoan lấy mẫu, cố gắng giữ được độ ẩm tự nhiên, cấu trúc và tính chất của mẫu đất Sau khi thực hiện xong công tác khoan lấy mẫu, đóng gói và vận chuyển mẫu đất về phòng thí nghiệm, tiến hành xác định các đặc trưng cơ lý cơ bản để phục vụ cho việc so sánh sự khác biệt của các tính chất trong nền đất loại sét ở trạng thái tự nhiên và sau khi thi công hạ cọc Đối với thí nghiệm xuyên tĩnh điện CPTu, chiều sâu thăm dò được thực hiện từ

0,001 m đến độ sâu 15 m Do thiết bị sử dụng trong thí nghiệm xuyên vận hành bằng điện nên trong quá trình xuyên, các số đọc đo sức kháng mũi qt, sức kháng ma sát bên ft và tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng u2 được đo một cách tự động thông qua các transducer riêng biệt tại các độ sâu 4,6 m (lớp sét mềm bão hòa nước) và 9,0 m (lớp sét dẻo cứng, nửa cứng) ở vị trí ngang mũi cọc để đánh giá sự thay đổi sức kháng xuyên của nền đất sét sau khi thi công hạ cọc Các giá trị như sức kháng mũi qt, sức kháng ma sát bên ft và tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng u2 thu được trong quá trình xuyên chưa phải là giá trị áp lực thực tác dụng lên mũi xuyên nên ta cần phải hiệu chỉnh lại các giá trị này để đánh giá một cách đúng đắn nhất sự thay đổi sức kháng xuyên của nền đất ở trạng thái tự nhiên và sau khi thi công hạ cọc

Sơ đồ bố trí các điểm thăm dò thể hiện như hình sau

Hình 3.9 Sơ đồ vị trí hố khoan và hố xuyên sau khi hạ cọc

Đánh giá sự thay đổi các đặc trưng vật lý của đất nền loại sét ở trạng thái tự nhiên và sau khi hạ cọc 2 tháng

Đặc trưng vật lý của đất nền loại sét xung quanh và dưới mũi cọc ở trạng thái tự nhiên và sau khi hạ cọc 2 tháng (có diễn ra quá trình thoát nước) thể hiện tại Hình 3.10

Từ tính chất vật lý theo độ sâu trước và sau khi hạ cọc ở Hình 3.10, có thể thấy rằng các đặc trưng vật lý của đất nền loại sét có sự khác biệt nhau theo độ sâu ở trạng thái tự nhiên và sau khi thi công hạ cọc Ở độ sâu nhỏ từ 2 m đến 3 m (thuộc lớp đất bùn sét, mềm, bão hòa nước) các tính chất vật lý như độ ẩm W (%), khối lượng riêng đất khô ρd (g/cm 3 ) và hệ số rỗng e không có sự thay đổi rõ ràng ở trước và sau khi ép cọc Điều tương tự cũng được ghi nhận ở độ sâu hơn 10m trong nền sét dẻo cứng dưới mũi cọc

Từ độ sâu 3 m đến 10m, các tính chất vật lý trong sét có sự thay đổi theo độ sâu giữa trước và sau khi hạ cọc Thể hiện rõ ràng nhất tại độ sâu khoảng 3 – 4 m (nằm trong lớp đất sét, trạng thái chảy, độ bão hòa Sr ≈ 100%) có giá trị độ ẩm W (%) giảm

Tại độ sâu khoảng 9 m (nằm trong lớp đất sét pha dẻo cứng – nửa cứng, độ bão hòa Sr ≈ 95%) thì sự thay đổi có phần ít rõ ràng hơn trong lớp đất sét trạng thái chảy, giá trị độ ẩm W (%) giảm 17% từ 30,4% đến 25,3%, hệ số rỗng e giảm 17% từ 0,881 đến 0,732, khối lượng riêng đất khô tăng 9% từ 1,46 g/cm 3 đến 1,59 g/cm 3 ở trạng thái tự nhiên và sau khi ép cọc

Tại độ sâu 7 m thì hầu như không có sự thay đổi giữa các giá trị độ ẩm W(%), hệ số rỗng e và khối lượng riêng đất khô ρd (g/cm 3 ) Trong khi đó, trong sét dẻo cứng dưới mũi cọc (ở độ sâu từ 9,5 – 10,0 m, độ bão hòa Sr = 95%) lại xảy ra hiện tượng giãn nỡ nên tính chất vật lý có khuynh hướng thay đổi khác biệt so với các lớp đất loại sét bên trên, đối với độ ẩm W (%) tăng 10% từ 23% đến 25,3%, hệ số rỗng e tăng 15% từ 0,636 đến 0,732, khối lượng riêng đất khô giảm 5% từ 1,67 g/cm 3 đến 1,59 g/cm 3 nhưng với lượng không đáng kể

Hình 3.10 Tính chất vật lý của đất nền loại sét xung quanh và dưới mũi cọc trước và sau khi ép cọc.

20 30 40 50 60 70 80 độ s âu ( m ) độ ẩm, W (%) tự nhiên sau khi ép cọc

0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 độ s âu ( m ) r d (g/cm 3 ) tự nhiên sau khi ép cọc

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 độ s âu ( m ) hệ số rỗng, e tự nhiên sau khi ép cọc

Đánh giá sự thay đổi các đặc trưng cơ lý của đất nền loại sét ở trạng thái tự nhiên và sau khi hạ cọc 2 tháng

Đặc trưng cơ lý của đất nền xung quanh và dưới mũi cọc ở trạng thái tự nhiên và sau khi thi công hạ cọc 2 tháng thể hiện từ Hình 3.11 đến Hình 3.13

Sau 2 tháng kể từ khi thi công hạ cọc trong nền đất loại sét, kết quả thí nghiệm trong phòng xác định độ bền từ thí nghiệm cắt trực tiếp và nén ba trục theo sơ đồ CU cho thấy độ bền của đất có sự thay đổi Kết quả thông số độ bền từ thí nghiệm cắt trực tiếp trong phòng được trình bày ở Hình 3.11, tại các độ sâu gần mặt đất tự nhiên từ 2 m

(nằm trong lớp bùn sét) giá trị thông số độ bền gồm lực dính c (kG/cm 2 ) và góc ma sát trong φ (độ) không có sự khác biệt đáng kể giữa trước và sau khi thi công hạ cọc Tại độ sâu từ 6,5 – 7 m (nằm trong lớp đất sét trạng thái dẻo cứng) thì các thông số độ bền có dấu hiệu suy giảm như lực dính c (kG/cm 2 ) giảm 33% từ 0,531 kG/cm 2 đến 0,354 kG/cm 2 và góc ma sát trong φ (độ) giảm 14% từ 15 o 22 ’ đến 13 o 11 ’ do sự phá hoại kết cấu của nền sét trong quá trình thi công hạ cọc mà nền đất vẫn chưa phục hồi lại được như trạng thái tự nhiên ban đầu Để làm sáng tỏ thêm sự thay đổi của các thông số độ bền của đất nền loại sét trước và sau khi hạ cọc, thực hiện thí nghiệm ba trục CU Kết quả thí nghiệm (trong sét mềm ở độ sâu từ 3 – 5 m) cho thấy rằng giá trị lực dính có hiệu c' giảm 22% từ 0,06 kG/cm 2 đến 0,047 kG/cm 2 , giá trị góc ma sát trong có hiệu ’ thay đổi từ 28 o 33’ đến 28 o 54’ Trong sét dẻo cứng từ độ sâu 8,5 – 9,0 m, giá trị lực dính có hiệu c’ giảm 57% từ 0,266 kG/cm 2 đến 0,114 kG/cm 2 , góc ma sát trong có hiệu ’ thay đổi từ 21 o 23’ đến 22 o 19’ Như vậy, từ những sự thay đổi các đặc trưng độ bền của đất nền bên trên mà có thể kết luận rằng trong phạm vi 2 tháng sau khi thi công hạ cọc đất nền loại sét chưa hồi phục hoàn toàn do đất bị xáo động, phá hủy kết cấu đất vì quá trình hạ cọc

Bảng 3.3 Kết quả thí nghiệm ba trục CU của các mẫu đất theo độ sâu Độ sâu lấy mẫu

Trạng thái tự nhiên Sau khi hạ cọc

Hình 3.11 Sức chống cắt từ thí nghiệm cắt trực tiếp của đất nền xung quanh và dưới mũi cọc trước và sau khi ép cọc

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 độ s âu ( m ) lực dính, c (kG/cm 2 ) tự nhiên sau khi ép cọc

 (độ) tự nhiên sau khi ép cọc

Trong quá trình thi công hạ cọc bằng phương pháp đóng hoặc ép, đất nền sẽ bị nén ép ra xung quanh và dưới mũi cọc do thể tích cọc chiếm chỗ Điều này sẽ dẫn đến sự thay đổi của các đặc trưng biến dạng trong nền đất, theo thời gian do quá trình cố kết để phục hồi lại kết cấu tự nhiên ban đầu, các đặc trưng về biến dạng trong nền có thể thay đổi theo chiều hướng tăng lên và khi cọc bước vào giai đoạn làm việc thực tế thì giá trị về độ lún theo phương đứng, biến dạng ngang khi cọc chịu tải tác dụng theo phương ngang có thể sẽ bé hơn so với các dự tính khi đất còn ở trạng thái tự nhiên ban đầu Kết quả thí nghiệm về áp lực tiền cố kết pc (kG/cm 2 ), chỉ số nén Cc, chỉ số nở Cs được trình bày ở Hình 3.12 và 3.13 đã làm rõ thêm dự đoán bên trên

Tại độ sâu từ 6,5 – 7 m (trong nền sét, trạng thái dẻo), giá trị chỉ số nén Cc ở trước và sau khi thi công hạ cọc tuy có giảm nhưng giá trị không đáng kể, khoảng 17% từ 0,203 đến 0,169 Giá trị chỉ số nở Cs và áp lực tiền cố kết pc thì có sự thay đổi mạnh mẽ ở trước và sau khi hạ cọc, cũng tại độ sâu từ 6,5 – 7 m (trong nền sét, trạng thái dẻo), trị Cs giảm 34% từ 0,069 đến 0,046, trị áp lực tiền cố kết pc thì lại tăng lên 37% từ 1,56 kG/cm 2 đến 2,13 kG/cm 2

Như vậy có thể thấy sau khi thi công hạ cọc trong nền sét bão hòa nước bằng phương pháp đóng hoặc ép thì tính chống nén giảm rõ ràng trong nền đất Ngoài sự giảm thiểu của cả chỉ số nén và chỉ số nở, giá trị áp lực tiền cố kết trong nền 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

Hình 3.12 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

0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 độ s âu ( m ) p c (kG/cm 2 ) tự nhiên sau khi ép cọc

0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 độ s âu ( m ) chỉ số nén, C c tự nhiên sau khi ép cọc

0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 độ s âu ( m ) chỉ số nở, C s tự nhiên sau khi ép cọc

Hình 3.13 Đường cong nén lún của (a) đất sét mềm bão hòa nước trong phạm vi từ 3 - 4 m và (b) sét dẻo từ 6 – 7 m trước (đường không liên tục) và sau khi hạ cọc (đường liên tục)

H ệ số rỗng e Áp lực nén p (kG/cm 2 )

H ệ số rỗng e Áp lực nén p (kG/cm 2 )

Bảng 3.4 Sự thay đổi đặc trưng biến dạng nền sét mềm bão hòa nước từ 3 – 4 m Đặc trưng biến dạng Ký hiệu Đơn vị Trạng thái tự nhiên

Mức độ thay đổi Áp lực tiền cố kết pc kG/cm 2 0,600 0,750 25%

Bảng 3.5 Sự thay đổi đặc trưng biến dạng nền sét dẻo bão hòa nước từ 6 – 7 m Đặc trưng biến dạng Ký hiệu Đơn vị Trạng thái tự nhiên

Mức độ thay đổi Áp lực tiền cố kết pc kG/cm 2 1,560 2,130 37%

Đánh giá sự thay đổi các đặc trưng cơ lý của đất nền loại sét ở trạng thái tự nhiên và sau khi hạ cọc bằng thí nghiệm xuyên tĩnh điện CPTu

nhiên và sau khi hạ cọc bằng thí nghiệm xuyên tĩnh điện CPTu 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, ta tiến hành thí nghiệm hiện trường xuyên tĩnh điện CPTu Thí nghiệm này có ưu điểm là không không làm xáo trộn đất do lấy mẫu như các thí nghiệm trong phòng 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 u2 Kết quả thí nghiệm thể hiện ở các biểu đồ Hình 3.14, 3.15, và 3.16

Kết quả Hình 3.14 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 - v) ở các độ sâu tương ứng Để làm rõ hơn ta xét các trường hợp sau

Hình 3.14 Biểu đồ kết quả thí nghiệm xuyên CPTu (a) trước và (b) sau khi hạ cọc.

Xét giá trị sức kháng mũi qT ở độ sâu từ 2 – 5 m trong lớp bùn sét bão hòa nước

Sự khác biệt giữa 2 thí nghiệm CPTu trong đất nền trước và sau khi hạ cọc thể hiện rõ nhất trong khoảng độ sâu này Các giá trị sức kháng mũi qT ghi nhận được trình bày trong bảng sau:

Bảng 3.6 Đặc trưng sức kháng mũi q T trong nền sét mềm bão hòa nước từ 2 – 5 m

Trạng thái Độ sâu Đơn vị Tự nhiên Sau khi hạ cọc Mức độ thay đổi

Giá trị trung bình MPa 0,33 0,47 42%

Từ bảng so sánh ở trên cho thấy rằng sự thay đổi sức kháng mũi qT trong nền sét bão hòa nước gia tăng mạnh tại độ sâu 3 – 4 m, tăng 67% do hiện tượng nén chặt lại của nền sét khi chịu tải trọng nén tác dụng

Xét giá trị sức kháng mũi qT ở độ sâu từ 5 – 7 m trong lớp sét, trạng thái dẻo cứng bão hòa nước Số liệu ghi nhận giữa 2 thí nghiệm CPTu trong đất nền trước và sau khi hạ cọc trong khoảng độ sâu này không có sự thay đổi đáng kể nào Các giá trị sức kháng mũi qT ghi nhận được trình bày trong bảng sau:

Bảng 3.7 Đặc trưng sức kháng mũi q T trong nền sét dẻo cứng bão hòa nước từ 5 – 7 m

Trạng thái Độ sâu Đơn vị Tự nhiên Sau khi hạ cọc Mức độ thay đổi

Từ bảng so sánh ở trên cho thấy rằng ít có sự thay đổi sức kháng mũi qT trong nền sét, trạng thái dẻo cứng bão hòa nước tại độ sâu 5 – 7 m Tại độ sâu 5 m sức kháng mũi qT có sự thay đổi nhưng không đáng kể

Xét giá trị sức kháng mũi qT ở độ sâu từ 8 – 10 m trong lớp sét dẻo cứng, nửa cứng bão hòa nước, trong phạm vi xung quanh mũi cọc Số liệu ghi nhận giữa 2 thí nghiệm CPTu trong đất nền trước và sau khi hạ cọc trong khoảng độ sâu này cũng không có sự thay đổi đáng kể nào Các giá trị sức kháng mũi qT ghi nhận được trình bày trong bảng sau:

Bảng 3.8 Đặc trưng sức kháng mũi q T trong nền sét dẻo cứng bão hòa nước từ 8 – 10 m

Trạng thái Độ sâu Đơn vị Tự nhiên Sau khi hạ cọc Mức độ thay đổi

Từ bảng so sánh ở trên cho thấy rằng đất nền sét dẻo cứng, nửa cứng bão hòa nước tuy thuộc vùng lân cận mũi cọc, chịu gần như toàn bộ tải trọng ép cọc nhưng cũng ít có sự thay đổi sức kháng mũi qT Giá trị qT thay đổi một ít tại độ sâu 10 m dưới mũi cọc a) b)

Hình 3.15 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

1 10 100 1000 10000 Á p lự c nư ớc lỗ rỗn g- kP a

1 10 100 1000 10000 Á p lực nư ớc lỗ rỗng - kP a

Hình 3.16 Tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư từ thí nghiệm CPTu ở độ sâu

9,0 m trong sét dẻo cứng (a) trước và (b) sau khi hạ cọc

1 10 100 1000 10000 Á p lực nư ớc lỗ rỗng - kP a

1 10 100 1000 10000 Á p lực nư ớc lỗ rỗng - kP a

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 3.15) 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 Điều bất thường ghi nhận được từ kết quả đo tiêu tán ở độ sâu 9 m trong lớp sét dẻo cứng (Hình 3.16) 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, nửa 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.

Tính toán sự thay đổi các đặc trưng cơ lý dựa trên cơ sở lý thuyết nén chặt

Khi thi công ép cọc trong đất sét bão hòa nước thì đất nền xung quanh và dưới mũi cọc bị nén chặt tức thời làm cho hệ số rỗng e trong nền đất giảm xuống, độ chặt tăng lên, Module biến dạng trong nền được cải thiện Từ sự thay đổi của hệ số rỗng e, ta có thể dự đoán được sự thay đổi các đặc trưng vật lý khác của đất nền thông qua các công thức tương quan

Sử dụng công thức (2.25) và (2.27) để ước lượng sự thay đổi hệ số rỗng e trong nền đất Sau đó dùng các công thức tương quan sau để dự đoán sự thay đổi các đặc trưng vật lý Để làm rõ vấn đề trên, ta xét ví dụ tính toán sau, xét một điểm ở tại độ sâu 4 m so với mặt đất tự nhiên có kết quả thí nghiệm trong phòng:

 Hệ số rỗng tự nhiên eo = 2,001

 Diện tích tiết diện cọc Acọc = 0,0625 (m 2 )

 Diện tích phạm vi ảnh hưởng Ao = 3d  3d = 0,716 (m 2 )

Bảng 3.9 Giá trị tính toán các đặc trưng vật lý của đất nền sau khi hạ cọc Đặc trưng vật lý

Ký hiệu Đơn vị Công thức Giá trị tính toán

Biến dạng thể tích tức thời εv,tot % - 30% -

Biến dạng thể tích εv % v v tot , coc o

Hệ số rỗng ei - e i  e o  v  1e o  1,922 < 2,001 Độ rỗng n %

Dung trọng tự nhiên  kN/m 2   d  1W  15,5 > 15,4

Dung trọng đẩy nổi sub kN/m 2  1 

Dung trọng bão hòa sat kN/m 2 1 sat s 1

Có thể căn cứ lý thuyết nén chặt tức thời của đất bão hòa để dự báo sự thay đổi đặc trưng cơ lý của đất nền do cọc chiếm chỗ Để thực hiện điều này, trước tiên cần ước lượng được mức độ biến dạng thể tích ban đầu Theo kết quả dự tính độ lún ngắn hạn do tải trọng ngoài, biến dạng thể tích ngắn hạn không đáng kể và thường chiếm 10 – 30% so với tổng biến dạng tức thời: kết quả sử dụng biến dạng thể tích tức thời εv0% cho thấy tính chất vật lý của lớp sét mềm bão hòa nước thay đổi không đáng kể so với trước khi hạ cọc.

Kết luận chương

Từ các giá trị tính toán như trên bảng, cho thấy rằng khi thi công hạ cọc trong đất sét mềm bão hòa nước thì đất nền sẽ bị nén chặt tức thời làm cho các chỉ tiêu vật lý trong đất nền sét ít nhiều cũng có sự thay đổi như hệ số rỗng, độ rỗng, độ ẩm đều giảm, trong đó hệ số rỗng và độ ẩm có giá trị giảm tương đối khoảng 4% Giá trị dung trọng khô, dung trọng tự nhiên đều tăng lên nhưng không đáng kể, xấp xỉ khoảng 1%

Kết quả tính toán này tương đối phù hợp với xu hướng thay đổi các tính chất vật lý của đất nền sét mềm bão hòa nước đã được thí nghiệm trong phòng sau 2 tháng thi công ép cọc, nhưng giá trị sự thay đổi của các tính chất vật lý tính toán được vẫn có sự khác biệt lớn so với các giá trị thực tế được thí nghiệm sau khi thi công ép coc

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ KẾT LUẬN

Từ kết quả thí nghiệm, tổng hợp và phân tích so sánh các đặc trưng cơ lý đất loại sét bão hòa nước xung quanh cọc ép trước và sau khi thi công hai tháng bằng các thí nghiệm trong phòng và xuyên tĩnh điện CPTu, có thể rút ra các kết luận chính cho luận văn như sau:

- Sau khi thi công hạ cọc, tính chất vật lý và cơ lý của đất 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 nền được cải thiện, sức kháng mũi qT cũng gia tăng đáng kể

- Ngoài 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 thi công hạ cọc

- Phạm vi ảnh hưởng của chuyển vị đất nền xung quanh cọc có sự khác nhau theo độ sâu, tùy thuộc vào từng loại đất xung quanh: 3d trong sét mềm, 2d trong sét dẻo cứng, 3d trong nền sét dẻo cứng – nửa cứng và dưới mũi cọc là 5d

Từ những kết quả thí nghiệm, tính toán và phân tích như trên, tôi có một số kiến nghị như sau:

- Khi thi công đóng, ép cọc trong đất nền sét bão hòa nước sẽ làm cho đất nền bị phá hoại và nên cần một khoảng thời gian để đất có thể phục hồi lại cấu trúc cốt đất trở về trạng thái ban đầu

- Kết quả đo tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư u và mô phỏng thi công hạ cọc bằng phần mềm Plaxis 2D cho thấy sau khi hạ cọc, trong một khoảng thời gian ngắn thì đất chưa cố kết hoàn toàn Theo thời gian cùng với quá trình cố kết, độ bền của đất có thể gia tăng đồng thời làm gia tăng khả năng chịu tải của cọc Điều này cần nghiên cứu bổ sung bằng các phương pháp tính hoặc thí nghiệm nén tĩnh ở các địa điểm khác nhau

- Các phân tích, đánh giá thực hiện trong luận văn này dựa trên số liệu thu thập tại một vùng đất cụ thể Cần tiến hành tập hợp số liệu tại các khu vực khác nhau để có cái nhìn nhận định rõ ràng hơn

Hạn chế của đề tài

- Việc sử dụng lý thuyết nén chặt tính toán sự thay đổi các đặc trưng vật lý của đất nền sét bão hòa nước khi thi công đóng, ép cọc chưa thật sự chính xác, giá trị biến dạng thể tích tức thời là một giá trị giả định

- Các số liệu thí nghiệm đặc trưng cơ lý trong phòng dùng để đánh giá, phân tích trong luận văn này được thực hiện tại những độ sâu chưa đồng bộ với nhau ở trạng thái tự nhiên và sau khi thi công hạ cọc, chỉ tương đối gần nhau.