NHẰM GIA TĂNG KHẢ NĂNG CHỊU TẢI CỦA CỌC
3.2. Phân tích hiệu quả của phương pháp phun vữa dọc theo thân cọc barrette
Kết quả thí nghiệm trong phòng với các mẫu đất trộn vữa chế bị cho thấy có sự gia tăng rõ ràng về độ bền. Ở đây, đối với các vật liệu rời, sự khác biệt rõ ràng thể hiện thông qua lực dính, trong khi góc ma sát có sự gia tăng không đáng kể. Kết quả nén đơn các mẫu chế bị này cũng cho thấy điều tương tự. Căn cứ kết quả thí
nghiệm kết hợp hiệu ứng kích thước, có thể xác định đặc trưng cơ lý của vật liệu đất trộn vữa, giá trị các đặc trưng thể hiện ở bảng 3.5
Bảng 3.5 - Đặc trưng cơ lý của vật liệu đất rời trộn vữa Dung trọng trên MMN: γunsat 20 kN/m3
Dung trọng dưới MMN: γsat 20,1 kN/m3
Lực dính đơn vị: c 50 kN/m2
Góc ma sát trong: φ 420
Module biến dạng: E0 47000 kN/ m2
Hệ số Poisson: ν 0,33
Để đánh giá hiệu quả của biện pháp phun vữa dọc theo thân cọc đổ tại chỗ, chúng tôi tiến hành mô phỏng bài toán nén tĩnh cọc bằng phần mềm Plaxis 3D Foundation. Trong thực tế, việc kiểm tra khả năng chịu tải của cọc bằng phương pháp nén tĩnh được xem là phương pháp phổ biến và tin cậy hơn cả. Do đó, việc mô phỏng cũng được thực hiện tương tự như quá trình nén tĩnh cọc. Ở đây, giá trị tải trọng nén được chọn lựa như tải trọng nén tĩnh trong thực tế.
Trong thực tế, để đánh giá hiệu quả của phương pháp xử lý, cọc barrette được thi công và để ổn định 7 ngày. Trong đó, có cọc được thi công thông thường và cọc được xử lý phun vữa, độ sâu phun vữa từ 59m đến 72,4m.
Các thông số đặc trưng cho các lớp đất được thể hiện như trên đối với vật liệu cọc, chúng tôi chọn mô hình đất là đàn hồi với các đặc trưng của bê tông cốt thép như thực tế.
Hình 3.5 - Mô hình bài toán mô phỏng trong phần mềm plaxis 3D Foundation
Hình 3.6 - Chuyển vị đứng dưới tải trọng nén tĩnh P = 2600T (100%) trường hợp không xử lý phun vữa
Hình 3.7 - Chuyển vị đứng dưới tải trọng nén tĩnh P = 6500T (250%) trường hợp không xử lý phun vữa
Hình 3.8 - Áp lực nước lổ rỗng thặng dư dưới tải trọng nén tĩnh P = 6500T (250%) trường hợp không xử lý phun vữa
Hình 3.9 - Ứng suất chính trong cọc dưới tải trọng nén tĩnh P = 6500T (250%) trường hợp không xử lý phun vữa
Hình 3.10 - Chuyển vị đứng dưới tải trọng nén tĩnh P = 2600T (100%) trường hợp được xử lý phun vữa từ 59 đến 72.4m
Hình 3.11 - Chuyển vị đứng dưới tải trọng nén tĩnh P = 6500T (250%) trường hợp được xử lý phun vữa từ 59 đến 72.4m
Hình 3.12 - Áp lực nước lổ rỗng thặng dư dưới tải trọng nén tĩnh P = 6500T (250%) trường hợp được xử lý phun vữa từ 59 đến 72.4m
Hình 3.13 - Ứng suất chính trong cọc dưới tải trọng nén tĩnh P = 6500T (250%) trường hợp được xử lý phun vữa từ 59 đến 72.4m
Từ kết quả mô phỏng có thể thấy rằng có sự khác biệt trong chuyển vị đứng của cọc dưới tác dụng của tải trọng nén tĩnh giữa cọc thường và cọc được xử lý phun vữa. Ở đây, chuyển vị đứng giảm một phần trong cọc được xử lý phun vữa.
Ở hình 3.10 và 3.11 có thể nhận thấy chuyển vị đứng của cọc trong phạm vi các lớp đất đã được xử lý bên dưới giảm đáng kể cả về giá trị lẫn phạm vi ảnh hưởng xung quanh cọc
Khi chịu tác dụng nén tĩnh, do tính thấm nước kém của các lớp đất loại sét, áp lực nước lổ rỗng thặng dư hình thành trong các lớp đất này không kịp tiêu tán trong khoảng thời gian ngắn thí nghiệm nén cọc.
Bảng 3.6 - Kết quả mô phỏng tải trọng và độ lún đầu cọc
Tải trọng P (Tấn)
% Tải trọng thiết kế
Độ lún đầu cọc (mm) Trường hợp không
xử lý phun vữa
Trường hợp có xử lý phun vữa
0 0 0.00 0.00
650 25 8.42 6.59
1300 50 15.79 14.20
1950 75 23.16 21.50
2600 100 30.53 29.00
3900 150 45.27 43.40
4680 180 54.14 51.80
5200 200 62.87 59.85
6500 250 85.30 82.40
Hình 3.14 - Biểu đồ quan hệ tải trọng nén và chuyển vị đầu cọc có và không có xử lý bằng phương pháp phun vữa
Hình 3.15 - Biểu đồ quan hệ tải trọng – độ lún của cọc barrette từ thí nghiệm thực tế, trường hợp chưa xử lý phun vữa
Hình 3.16 - Biểu đồ quan hệ tải trọng – độ lún của cọc barrette từ thí nghiệm thực tế, trường hợp được xử lý bằng phương pháp phun vữa Từ kết quả mô phỏng ở hình 3.6 đến hình 3.11, có thể thấy rằng chuyển vị đứng dưới tác dụng của tải trọng thẳng đứng lên đầu cọc chủ yếu xảy ra ở phạm vi gần bề mặt. Càng xuống sâu, giá trị chuyển vị theo phương đứng trong cọc càng giảm. Phạm vi vùng ảnh hưởng trong đất nền cũng tương ứng giảm theo độ sâu.
Điều này chứng tỏ sự phát triển ma sát dọc theo thân cọc cũng tương ứng giảm theo độ sâu. Kết quả này cũng được ghi nhận từ kết quả đo đạc thông qua các sensor gắn dọc theo thân cọc thí nghiệm thực tế ở công trình này và được phân tích ở phần sau trong nội dung.
Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng tác dụng và chuyển vị ở đầu cọc từ kết quả mô phỏng (hình 3.14) cho thấy có sự khác biệt giữa cọc được xử lý và không xử lý bằng phương pháp phun vữa xung quanh cọc. Tuy nhiên, sự khác biệt này có thể xem là không đáng kể. Như vậy, nếu xem đất nền không bị “mềm hóa” do tẩm ướt trong quá trình thi công, sự gia tăng khả năng chịu tải của cọc có thể được xem là không đáng kể. Nếu như xét sự ảnh hưởng của hiện tượng “mềm hóa” của đất nền
xung quanh thì phương pháp phun vữa để cải tạo đất nền có thể mang lại các lợi ích đáng kể. Điều này hoàn toàn có thể hiểu được, do trong phạm vi phun vữa khoảng 0,1 ÷ 0,3m là không đáng kể so với cọc có kích thước lớn. Hơn nữa, chiều dài xử lý cũng chỉ được thực hiện trong phạm vi không đáng kể ở gần mũi cọc, trong khi sự phát huy khả năng ma sát giữa đất và cọc chỉ có thể xảy ra ứng với các cấp tải trọng lớn. Sự khác biệt về khả năng chịu tải giữa cọc được xử lý và không xử lý như vậy chỉ xảy ra ở các cấp tải trọng đáng kể.
Đối với trường hợp mô phỏng, biến dạng “dẻo” xảy ra ứng với các cấp tải trọng trong phạm vi 4500-4800 tấn (hình 3.14). Từ cấp áp lực này trở đi, sự chênh lệch và khả năng chịu tải có thể được xem là rõ ràng hơn. Điều này có nhận định thông qua khoảng cách giữa hai đường cong tải trọng – chuyển bị đầu cọc.
Kết quả nén tĩnh của cọc có xử lý và không xử lý bằng phương pháp phun vữa dọc thân cọc được thể hiện ở hình 3.15 và 3.16. Ở đây, có thể nhận thấy kết quả mô phỏng và kết quả thử tĩnh thực tế có sự tương đồng đáng kể.
Đối với cọc TP1 (được xử lý phun vữa dọc thân cọc từ 59 đến 72.4m): Tại cấp tải trọng 2600 tấn, độ lún đầu cọc là 20,24mm. Tại cấp tải trọng 4680 tấn, độ lún đầu cọc là 41,46mm. Sau khi giảm tải hoàn toàn, độ lún dư còn 10,05mm. Như vậy, không kể biến dạng dư của vật liệu trong thiết bị thí nghiệm và biến dạng tiếp xúc, biến dạng đàn hồi chiếm hơn 75%. Trong thực tế, biến dạng đàn hồi được xem là hợp lý chỉ chiếm không đến 30% nên tải trọng thí nghiệm chưa “đủ” để gây biến dạng dẻo. Nguyên nhân chủ yếu có thể kết quả dự tính khả năng chịu tải của cọc dư.
Kết quả mô phỏng khá phù hợp với kết quả thử tĩnh thực tế cả về tọa độ điểm tải trọng – độ lún (P-S) và phạm vi xuất hiện sự thay đổi độ dốc của đường cong quan hệ P-S.
Tóm lại, mặc dù có sự cải thiện về khả năng chịu tải của cọc được xử lý phun vữa dọc theo thân cọc nhưng khả năng chịu tải của cọc (không xử lý) cũng có thể hoàn toàn đáp ứng được. Mặc dù việc thử tĩnh cọc chưa xử lý được thực hiện với cấp tải trọng chưa đạt nhưng so với cọc đã được xử lý trong phạm vi tải trọng này thì độ lún đầu cọc là gần như nhau (ở cấp tải 3000 tấn)