Nghiên cứu sự làm việc của cọc đơn thông qua hiệu chỉnh đường cong T-Z ứng với số liệu nén tĩnh cọc

Nội dung text: Nghiên cứu sự làm việc của cọc đơn thông qua hiệu chỉnh đường cong T-Z ứng với số liệu nén tĩnh cọc

1. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA NGHIÊN CỨU SỰ LÀM VIỆC CỦA CỌC ĐƠN THÔNG QUA HIỆU CHỈNH ĐƯỜNG CONG T-Z ỨNG VỚI SỐ LIỆU NÉN TĨNH CỌC ThS. NCS. PHẠM TUẤN ANH Trường Đại học Công nghệ GTVT PGS.TS. NGUYỄN TƯƠNG LAI Học Viện kỹ thuật quân sự TS. TRỊNH VIỆT CƯỜNG Viện KHCN Xây dựng Tóm tắt: Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu kiện cụ thể các khu vực của Việt Nam thường cho sự làm việc của cọc đơn thông qua việc sử dụng sai số lớn so với kết quả quan trắc. đường cong T-Z. Hiện nay, các thiết bị thí nghiệm Xuất phát từ vấn đề này, bài báo trình bày hiện đại cho phép đo đạc chính xác biến dạng dọc phương pháp xây dựng và hiệu chỉnh đường cong thân cọc trong các thí nghiệm nén tĩnh cọc. Như T-Z dựa vào kết quả nén tĩnh đến phá hoại một số vậy, ngoài kết quả chuyển vị đỉnh cọc, ta hoàn toàn cọc khoan nhồi. Kết quả của bài báo cho phép các xác định được sự phân bố tải trọng nén dọc theo kỹ sư thiết kế nền móng ứng dụng các mô hình thân cọc, từ đó hiệu chỉnh được đường cong T-Z đường cong T-Z hiệu chỉnh này vào trong thiết kế cho gần đúng với sự làm việc của cọc thật. Việc công trình ở các công trình có điều kiện địa chất và hiệu chỉnh này giúp cho người thiết kế có được mô công nghệ thi công cọc tương tự. hình tính cọc theo đường cong T-Z dạng đơn giản 2. Cơ sở lý thuyết mà vẫn đảm bảo độ chính xác và tin cậy của kết 2.1 Mô hình đường cong T-Z quả tính. Có rất nhiều dạng mô hình đường cong T-Z Từ khóa: Cọc đơn, tương tác cọc – đất, hiệu khác nhau ứng với loại đất và trạng thái của đất. chỉnh đường cong T-Z. Trong phạm vi nghiên cứu, bài báo sử dụng dạng 1. Đặt vấn đề phương trình đường cong T-Z do Reese (1966)[3] đề xuất để minh họa. Trong bài toán tương tác giữa cọc với đất nền, ta có thể sử dụng mô hình Winkler với lò xo phi tuyến, tuân theo quy luật đường cong T-Z để phân tích cọc chịu tải trọng đứng, đường cong này thể hiện mối quan hệ giữa ma sát bên/chuyển vị thân cọc cũng như phản lực mũi/chuyển vị mũi cọc. Mô hình đường cong T-Z đã được chấp nhận trong một số tiêu chuẩn như AASHTO (1998) LRFD Bridge Design Specifications [7], được hiệp hội dầu a – Sức kháng bên b-Sức kháng mũi Hình 1. Mô hình đường cong T-Z khí Mỹ API khuyến cáo để xác định độ lún cọc đơn dưới tải trọng làm việc. Với d là cạnh cọc vuông hoặc đường kính cọc tròn. Lý thuyết và các dạng đường cong T-Z được nhiều nhà khoa học công bố như Coyle và Reese Mô hình đường cong này gồm 2 đoạn, đàn hồi (1966)[3], Duncan và Chang (1970)[5], Randolph và tuyến tính và chảy dẻo. Giá trị tải trọng giới hạn của Wroth (1978)[6]. giai đoạn đàn hồi là Tmax, ứng với nó là chuyển vị giới hạn đàn hồi Zcr. Khi tải trọng tác dụng lớn hơn Các dạng đường cong này thường được cho Tmax, giữa đất và cọc xảy ra hiện tượng trượt cục dưới dạng phương trình và sử dụng các chỉ tiêu cơ bộ, khi đó tải trọng không tăng nhưng biến dạng lý của đất để xác định tham số. Tuy nhiên khi áp tăng dần. Độ cứng lò xo sẽ giảm dần đến giới hạn dụng các đường cong này vào tính toán trong điều bền của đất. Tạp chí KHCN Xây dựng – số 4/2016 65
2. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Như vậy, việc xây dựng mô hình đường cong P S  này là phải xác định chính xác 2 tham số Tmax và Zcr. 1 k 1 1 h1 Theo Reese, chuyển vị giới hạn đàn hồi của  k 2 2 h2 đất rời lấy gần đúng Zcr= 2,5mm.  k 3 3 h3 Theo API (1986), ma sát bên cực đại fs được 4 ' k 4 xác định từ sức kháng cắt hữu hiệu của đất Su : ' S i f( z )  (z).S (z) (1) i k i s u hi n-1 trong đó: (z) là hệ số hiệu chỉnh lấy theo thực k i+1 nghiệm. S  n k n-1 n hn Theo mô hình đàn dẻo Mohr-Coulomb, giá trị fs k m xác định theo định luật Mohr-Coulomb như sau: R m ' Sơ đồ tính lún cọc đơn fs( z )  h (z). tg  (2) Hình 2. ' trong đó:  h ()z - ứng suất hữu hiệu theo phương Việc tính toán được bắt đầu ở phần mũi cọc và ngang ở bề mặt cọc tại độ sâu z;  - góc ma sát tính ngược lên đỉnh cọc. Ẩn số chưa biết là các giữa đất và cọc. phản lực mũi cọc, ký hiệu là Rm. Giả thiết Rm bắt đầu bằng 0 (không huy động sức chống mũi) và Tải trọng giới hạn của giai đoạn đàn hồi : tăng dần lên. T(z) f ( z ) dL (3) max s i Bước 1: Tính lún đoạn cọc mũi (đoạn n) trong đó: d - đường kính cọc, Li - chiều dài đoạn cọc Vì chưa biết giá trị R nên ta giả thiết trước R được chia ra. m m Biến dạng tổng cộng của đoạn n: Như vậy, giới hạn chuyển vị đàn hồi được xác định theo công thức: Rm R m. h n Sn (5) T() z Km EA w (z ) max (4) 0 k() z Ứng suất pháp ở đỉnh đoạn n: trong đó: k(z) - độ cứng gối lò xo đất trong giai đoạn R  m (6) đàn hồi tuyến tính. n A Bước 2: Tính lún đoạn thứ (n-1) Để tham khảo, k(z) được quy đổi từ mô đun biến dạng E và đường kính cọc theo kết quả [2]. Ta có: 2.2 Bài toán tính lún cọc đơn Phản lực lò xo đoạn (n-1): Để giải bài toán tương tác cọc – đất, tác giả sử Rn 1 S n. k n 1 (7) dụng phương pháp tính lún cọc đơn có xét đến biến Biến dạng của đoạn (n-1) : dạng bản thân vật liệu làm cọc dựa trên nguyên lý R R. h n 1 n 1 n 1 (8) truyền tải trọng. Sn 1 Kn 1 EA Xét một cọc đơn có chiều dài L, diện tích tiết Ứng suất pháp ở đỉnh đoạn (n-1): diện ngang A chịu tải trọng nén dọc trục P đặt ở R   n 1 (9) đỉnh cọc. Mô đun đàn hồi của vật liệu làm cọc là E. n 1 n A Cọc được chia làm n đoạn và mỗi đoạn gắn các lò Bước 3: Tiếp tục lặp lại bước 2 lên đến đỉnh xo đứng kiểu Winkler thay cho tương tác giữa đất cọc, tại đó sẽ xác định được chuyển vị đỉnh S1 và và cọc như hình 2. ứng suất pháp ở đỉnh 1 . 66 Tạp chí KHCN Xây dựng – số 4/2016
3. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA So sánh giá trị lực tác dụng P ban đầu với lực trong đó: d là đường kính cọc. ' dọc PA  . , nếu chưa bằng nhau thì tăng Rm k 1 Từ các giá trị N ta dựng được biểu đồ phân bố và lặp lại từ bước 1. i lực dọc trong cọc theo chiều sâu, với các cấp tải Với bài toán lò xo phi tuyến theo đường cong T- khác nhau. Z, phản lực Rm được chia làm nhiều cấp nhỏ và tiến 2.4 Xác định các thông số của đường cong T-Z hành lặp, độ cứng lò xo sẽ thay đổi ứng với trạng qua kết quả nén tĩnh cọc thái ứng suất biến dạng của đường cong T-Z lựa Giả thiết ta đã đo được các thông số của đoạn chọn. Khi chuyển vị nhỏ hơn Z , lò xo làm việc cr cọc i bất kỳ. trong giai đoạn tuyến tính và khi chuyển vị vượt qua k Tại cấp tải k, ta có Ni là lực dọc trong đoạn i; Zcr, giữa đất và cọc xảy ra hiện tượng trượt cục bộ, Sk là chuyển vị đỉnh cọc; D là biến dạng tuyệt đối lò xo chuyển sang giai đoạn làm việc phi tuyến. i giữa điểm đầu và cuối đoạn i. 2.3 Thiết bị đo biến dạng và xử lý kết quả Chuyển vị đỉnh và biến dạng dọc thân cọc được đo bằng thiết bị Retrievable Extensometer Model A- 9 do hãng GeoKon (USA) sản xuất. Thiết bị này được lắp đặt trong các ống sonic (siêu âm) để đo biến dạng của bê tông trước khi thí nghiệm nén tĩnh. Các đầu đo được đặt ở 2 mặt cắt khác nhau trong thân cọc. Biến dạng giữa 2 mặt cắt này được xác định từ công thức: DRR (1 0 ).C.F (mm) (10) Hình 3. Thiết bị Exetensometer A-9 trong đó: R1 - chỉ số đọc hiện tại; R0 - chỉ số đọc ban đầu; C - hệ số hiệu chỉnh; F - hệ số chuyển đổi đơn vị đo. * Với đường cong T-Z ở thân cọc: Từ biến dạng của đoạn cọc thứ i, ta có biến Ma sát bên đơn vị huy động tại cấp thứ k như sau: dạng tương đối i : NNk k D k i 1 i i fsi (14)  i (11) d. Li Li Chuyển vị tuyệt đối của đoạn cọc thứ i: trong đó: Li là chiều dài đoạn cọc i. i SSDk k (15) Mô đun đàn hồi của cọc tại cấp tải trọng thứ k i i j 1 ký hiệu là E được xác định như sau: k * Với đường cong T - Z ở mũi cọc: 4.P Lực dọc mũi cọc ở cấp tải thứ k đã xác định được là E k (12) k 2 k . .d . 1 Nm Chuyển vị mũi cọc: trong đó: Pk là tải trọng tác dụng lên đỉnh cọc, 1 là biến dạng tương đối tại đoạn đỉnh cọc. n k k (16) SSDm  i Như vậy, trong quá trình thí nghiệm, Ek thay đổi j 1 phụ thuộc từng cấp tải trọng và biến dạng tương với n là tổng số đoạn cọc chia ra. đối. Tại thời điểm cọc phá hoại, từ các giá trị lực dọc Lực dọc ở đoạn i bất kỳ ở cấp tải trọng k được cực hạn ta xác định được giá trị fs max và Nm max. Từ xác định như sau: đó có thể dựng được các đường cong T-Z ứng với từng đoạn thân cọc và mũi cọc 2 k k d NE  (13) 3. Ví dụ minh họa i i k 4 Tạp chí KHCN Xây dựng – số 4/2016 67
4. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Công trình khu dân cư Phước Nguyên Hưng, thành phố Hồ Chí Minh, địa tầng khu vực thí nghiệm như sau: Bảng 1. Số liệu địa chất khu vực TT Tên đất Chiều dày (m)  (kN/m3) E (kPa) 1 Sét dẻo 15,0 15.1 1120 2a Sét cứng 6,0 19.7 6450 3 Sét pha 10,0 20.3 9740 4b Sét cứng 6,0 20.6 6640 5 Sét pha 4 20.7 9890 6 Cát lẫn sét 9 21.1 8110 7 Sét pha dẻo 11 20.4 9150 8a Cát pha 2 20.5 8550 9 Cát pha 17 20.6 9460 Cọc khoan nhồi thí nghiệm UTP1 và UTP2, Có 8 đầu đo được lắp dọc theo thân cọc ứng đường kính 1200mm và 1000mm dài 60m. Cọc với các phân đoạn cọc: (0-5), (5-20), (20-35), (35- 40), (40-45), (45-50), (50-55), (55-60)m. UTP1 được nén tới tải trọng phá hoại, sử dụng kết quả chu kỳ 2. Cọc UTP2 được nén tới tải trọng làm Quá trình xử lý theo các phân tích như ở phần 2.3. việc, sử dụng kết quả chu kỳ 1. Kết quả tính toán như sau: Hình 4. Mô đun đàn hồi cọc UTP1 Hình 5. Biểu đồ phân bố lực dọc cọc UTP1 68 Tạp chí KHCN Xây dựng – số 4/2016
5. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Hình 6. Đường cong T-Z mũi cọc UTP1 Hình 7. Đư ờng cong T - Z thân c ọc UTP1 Ứng với đoạn mũi cọc, Tmax=590,29 kN và Zcr=5,36mm. Với các đoạn thân cọc, kết quả trong bảng như sau: Bảng 2. Thông số đường cong T-Z Đoạn cọc fs(Kpa) Zcr(mm) 1 191.6605 0.4663 2 68.2615 0.3043 3 11.0901 0.3013 4 57.3553 0.2862 5 26.4881 0.2792 6 18.4776 0.2743 Hình 8. Quan hệ tải trong- độ lún cọc bằng StaticTZ và thí nghiệm nén tĩnh cọc UTP1 7 9.3456 0.2719 Căn cứ vào các đường cong T-Z vừa hiệu chỉnh Với cọc UTP2, do không có kết quả nén phá hoại được, tác giả lập chương trình tính StaticTZ bằng nên ta sử dụng lại kết quả trong bảng 2 để tính toán MATLAB để xác định độ lún cọc dưới các cấp tải: và xác định sơ bộ sức chịu tải cực hạn của cọc. Hình 9. Biểu đồ phân bố lực dọc cọc UTP2 Tạp chí KHCN Xây dựng – số 4/2016 69
6. ĐỊA KỸ THUẬT – TRẮC ĐỊA Biểu đồ quan hệ tải trọng- độ lún cọc UTP2 - Kết quả đo biến dạng các đoạn thân cọc cho không hoàn toàn tuyến tính mà có 1 đoạn gãy khúc thấy rằng, mô đun đàn hồi cọc giảm ứng với sự gia khá rõ rệt dẫn đến sai số của StaticTZ, tác giả tiến tăng tải trọng đỉnh cọc. hành hiệu chỉnh đường cong bằng hệ số hiệu chỉnh - Mô hình đường cong T-Z có thể sử dụng ở 0,75. Hệ số này nhân trực tiếp với độ dốc của dạng đơn giản gồm 2 đoạn đàn hồi và chảy dẻo, kết đường cong T-Z trong giai đoạn đàn hồi tuyến tính. quả tính toán cho thấy khi thay bằng đường cong hiệu chỉnh, quan hệ tải trọng – độ lún cọc sát với thực tế quan trắc được. Tuy nhiên, khi địa chất phức tạp cần phải hiệu chỉnh để kết quả hội tụ. - Đường cong T-Z hiệu chỉnh ở trên có thể được sử dụng để tính toán các cọc còn lại trong công trình. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1]. Phạm Tuấn Anh (2016), “Nghiên cứu hiệu ứng nhóm Hình 10. Mô đun đàn hồi cọc UTP2 Đường quan hệ lý thuyết - thí nghiệm đã hội tụ của móng cọc chịu tải trọng thẳng đứng bằng lời giải Mindlin”, Tạp chí Cầu đường Việt nam (8/2016). và tải trọng nén phá hoại được dự báo là 17400 kN, ứng với độ lún 4,3mm. [2]. Viện KHCN GTVT (2006), “Phân tích và lựa chọn các phương pháp tính hệ số nền”, Tạp chí Cầu đường Việt Nam, tháng 11. [3]. Coyle and Reese (1966), “Load transfer for axially loaded piles in clay”, ASCI Vol 92, No.SM2. [4]. J.E. Bowles (1997), “Foundation Analysis and Design”, McGraw-Gill Companies, Inc. [5]. DUNCAN, J. M. and CHANG, C. Y (1970). "Nonlinear Analysis of Stress and Strain in Soils". Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, ASCE, Vol Hình 11. Quan hệ tải trong- độ lún cọc bằng StaticTZ và 96, pp 1629-1653. thí nghiệm nén tĩnh cọc UTP2 Nhận xét: Trên cơ sở hiệu chỉnh đường cong T-Z [6] RANDOLPH M.F and WROTH,C.P (1978). “Analysis kết quả đường cong tải trọng – độ lún tính được từ of Deformation of Vertically Loaded Piles”. Journal StaticTZ gần trùng với kết quả thí nghiệm, sai số là of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, Vol có thể chấp nhận được. 104, pp 1465-1488. [7]. AASHTO (1998), the American Association of State Sai số xuất hiện là do đường cong T-Z thực ở Highway and Transportation Officials, LRFD Bridge giai đoạn đàn hồi không phải là đường thẳng, do đó Design Specification. trong một số trường hợp cần phải hiệu chỉnh theo thực nghiệm. Ngày nhận bài:22/11/2016. Ngày nhận bài sửa lần cuối:04/01/2017. 4. Kết luận 70 Tạp chí KHCN Xây dựng – số 4/2016