Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu khả năng chịu tải cọc khoan nhồi đặt trong tầng đá phong hóa nứt nẻ

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƢỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

LÊ ĐỨC TIẾN

NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG CHỊU TẢI

CỌC KHOAN NHỒI ĐẶT TRONG TẦNG ĐÁ

PHONG HÓA NỨT NẺ

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

Hà Nội - 12/2019

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƢỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI

LÊ ĐỨC TIẾN

NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG CHỊU TẢI

CỌC KHOAN NHỒI ĐẶT TRONG TẦNG ĐÁ

PHONG HÓA NỨT NẺ

Ngành : Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông

Chuyên ngành: Xây dựng cầu hầm

Mã số : 62.58.02.05

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

NGƢỜI HƢỚNG DẪN KHOA HỌC

PGS.TS Nguyễn Ngọc Long

PGS.TS. Bùi Tiến Thành

Hà Nội - 12/2019

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan luận án này là công trình nghiên cứu của cá nhân tôi. Các

kết quả nêu trong luận văn là trung thực và chưa được công bố trong các công

trình khác.

Hà Nội, ngày 17 tháng 12 năm 2019

Tác giả

Lê Đức Tiến

LỜI CẢM ƠN

Luận án được thực hiện dưới sự hướng dẫn trực tiếp của PGS.TS Nguyễn

Ngọc Long và PGS.TS Bùi Tiến Thành. Tôi xin chân thành cảm ơn các thầy

hướng dẫn đã chỉ dẫn tận tình và đã đóng góp các ý kiến quý báu để giúp tôi

thực hiện luận án này.

Tôi xin trân trọng cảm ơn Ban Giám Hiệu Trường Đại học Giao thông Vận

tải, lãnh đạo khoa Công trình, Phòng Đào tạo Sau đại học, bộ môn Cầu Hầm đã

tạo điều kiện thuận lợi cho tôi trong quá trình học tập nghiên cứu.

Cuối cùng tôi bày tỏ cảm ơn các đồng nghiệp, gia đình người thân đã giúp

đỡ tôi trong quá trình học tập, nghiên cứu.

Hà Nội, ngày 17 tháng 12 năm 2019

Tác giả

Lê Đức Tiến

iii

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ....................................................................................................... I

LỜI CẢM ƠN ........................................................................................................... II

MỤC LỤC ............................................................................................................... III

MỞ ĐẦU .................................................................................................................... 1

CHƢƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI TRONG

TẦNG ĐÁ PHONG HÓA NỨT NẺ .......................................................................... 5

1.1. Giới thiệu chung về cọc khoan nhồi ................................................................... 5

1.1.1. Giới thiệu chung ................................................................................................ 5

1.1.2. Thi công cọc khoan nhồi .................................................................................... 7

1.2. Tổng kết địa chất của khu vực miền Trung đặc trƣng của lớp đá phong hóa

nứt nẻ. ......................................................................................................................... 9

1.3. Định nghĩa và đặc điểm của lớp đất trung gian IGM...................................... 13

1.4. Tổng quan một số phƣơng pháp tính toán sức chịu tải của cọc khoan nhồi

trong nền đá phong hóa nứt nẻ tại Việt nam .......................................................... 15

1.4.1. Tính sức kháng theo nền và biến dạng của cọc khoan nhồi trong tầng phong hóa

nứt nẻ theo tiêu chuẩn cầu đường bộ TCVN 11823-10:2017 [5] ................................ 15

1.4.2. Dự tính độ lún của cọc khoan trong tầng phong hóa nứt nẻ dưới tác dụng của tải

trọng dọc trục. ............................................................................................................ 19

1.4.3. Tính toán sức kháng cọc khoan nhồi đặt trong tầng phong hóa nứt nẻ dựa theo

các nghiên cứu nước ngoài. ........................................................................................ 22

1.5. Kết luận chƣơng 1 ............................................................................................. 34

CHƢƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT VÀ THỰC NGHIỆM ĐÁNH GIÁ SỨC

CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI TRONG TẦNG ĐÁ PHONG HOÁ NỨT NẺ . 35

2.1. Tổng quan về các phƣơng pháp xác định sức chịu tải của cọc khoan nhồi có

gắn các thiết bị đo dọc theo thân cọc tại Việt nam. ................................................ 35

2.2. Tổng quan về các phƣơng pháp xác định sức chịu tải của cọc khoan nhồi có

gắn các thiết bị đo dọc theo thân cọc trên thế giới ................................................. 38

2.2.1. Thí nghiệm thử tải cọc cho cọc khoan nhồi tại Ấn Độ ...................................... 40

2.2.2. Thí nghiệm thử tải cọc cho cọc khoan nhồi tại Nashville (Mỹ) ......................... 41

2.2.3. Thí nghiệm thử tải cọc cho cọc khoan nhồi tại Kazakhstan .............................. 50

2.2.4. Thí nghiệm thử tải cọc khoan nhồi tại Maylaysia ............................................. 53

2.2.5. Thí nghiệm thử tải cọc khoan tại Đài Loan ....................................................... 55

2.3. Nghiên cứu bố trí thí nghiệm hiện trƣờng sức chịu tải của cọc ...................... 58

2.4. Kết luận chƣơng 2 ............................................................................................. 62

CHƢƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM HIỆN TRƢỜNG NÉN TĨNH VÀ

NHỔ CỌC CỦA CỌC KHOAN NHỒI ĐẶT TRONG TẦNG ĐÁ PHONG HÓA

NỨT NẺ ................................................................................................................... 63

3.1. Nghiên cứu công thức tính toán lý thuyết dự tính sức chịu tải của cọc khoan

nhồi trong điều kiện đá phong hóa nứt nẻ .............................................................. 63

3.1.1. Tính toán theo các tiêu chuẩn Việt Nam hiện hành ...................................... 63

3.1.2. Một số hướng dẫn tính toán theo các tiêu chuẩn nước ngoài và một số nghiên

cứu khác .................................................................................................................... 65

3.2. Thí nghiệm hiện trƣờng xác định sức chịu tải cọc khoan nhồi ....................... 71

3.2.1. Điều kiện địa chất cầu Ái Tử ............................................................................ 71

3.2.2. Giới thiệu tổng quan về thí nghiệm .................................................................. 73

3.2.3. Thí nghiệm nén tĩnh dọc trục............................................................................ 74

3.2.4. Thí nghiệm nhổ cọc.......................................................................................... 85

3.3. Nghiên cứu theo phân tích ngƣợc kết hợp lí thuyết và kết quả đo đạc trong

quá trình thí nghiệm ................................................................................................ 89

3.3.1. Sức chịu tải của cọc theo lý thuyết ................................................................... 89

3.3.2. Sức chịu tải của cọc theo thí nghiệm ................................................................ 89

3.3.3. Giải thích kết quả ............................................................................................. 91

3.4. Thí nghiệm siêu âm ........................................................................................... 96

3.5. Kết luận chƣơng 3 ............................................................................................. 96

CHƢƠNG 4. PHÂN TÍCH SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI TRONG

TẦNG PHONG HÓA NỨT NẺ THEO PHƢƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN

VÀ SO SÁNH ĐỐI CHỨNG VỚI KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM

HIỆN TRƢỜNG ...................................................................................................... 98

4.1. Lựa chọn phần mềm tính toán sức chịu tải của cọc khoan nhồi vào tầng

phong hóa nứt nẻ ..................................................................................................... 98

4.2. Tính toán theo mô hình phần mềm FB-Pier .................................................... 99

4.2.1. Phần mềm FB-Pier, giới thiệu và phân tích nguyên lí ....................................... 99

4.2.2. Mô hình tính toán ........................................................................................... 100

4.2.3. Kết quả tính toán ............................................................................................ 109

4.3. So sánh kết quả tính toán giữa FB-Pier và kết quả thí nghiệm thực tế ........ 110

4.3.1. Kết quả tính toán bằng phần mềm FB-Pier ..................................................... 110

4.3.2. Dự tính theo phần mềm Fb-pier...................................................................... 111

4.3. Kết luận chƣơng 4 ........................................................................................... 113

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ............................................................................... 114

TÀI LIỆU THAM KHẢO ..................................................................................... 114

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ ................... 120

PHỤ LỤC ............................................................................................................... 121

Hình 1-1: Cấu tạo cọc khoan nhồi móng cầu Kiền (Hải Phòng) ................................... 7

Hình 1-2 Phân loại công nghệ khoan tạo lỗ .................................................................. 8

Hình 1-3: Một số mẫu đá phiến sét ............................................................................ 10

Hình 1-4: Hệ số α với loại địa chất trung gian giữa đất và đá IGM [30] ..................... 17

Hình 1-5: Thông số n của thành hố nhẵn trong hố khoan nền đá mềm IGM [41]........ 21

Hình 1-6: Hệ số α cho IGM (O’Neill và cộng sự, 1996-1999)[41] ............................. 24

Hình 1-7: Quan hệ giữa hệ số M và độ sụt của bêtông cọc nhồi (O’Neill [42]) ......... 24

Hình 1-8: Giá trị n trường hợp thành nhẵn ................................................................. 26

Hình 1-9: Quan hệ giữa Ncs với góc nghiêng ω và sức kháng cắt ............................... 31

Hình 2-1: Cấu tạo thiết bị đo biến dạng – Model 491 ................................................. 35

Hình 2-2 Biến dạng ứng với từng cấp tải trọng theo độ sâu ....................................... 36

Hình 2-3: Đường truyền tải trong cọc. ....................................................................... 37

Hình 2-4:Mô hình phân tích Plaxis. ........................................................................... 37

Hình 2-5: Kết quả thử tĩnh và Plaxis .......................................................................... 38

Hình 2-6: Biểu đồ so sánh kết quả ............................................................................. 38

Hình 2-7: Điều kiện địa chất điển hình tại vị trí cọc thí nghiệm và sơ đồ bố trí thiệt bị

đo (strain gauges) trên cọc. ........................................................................................ 40

Hình 2-8: Lực dọc thân cọc cho toàn bộ các cấp tải trọng .......................................... 40

Hình 2-9: Lực dọc thân cọc trong các lớp địa chất khác nhau..................................... 41

Hình 2-10: Vị trí thí nghiệm tại Mỹ ........................................................................... 42

Hình 2-11: Bố trí thiết bị đo ....................................................................................... 43

Hình 2-12: Vị trí thí nghiệm và lỗ khoan.................................................................... 43

Hình 2-13: Tỉ lệ thu hồi lõi khoan .............................................................................. 44

Hình 2-14: Chỉ số RQD tại theo độ sâu ...................................................................... 44

Hình 2-15: Cường độ mẫu đá theo độ sâu .................................................................. 45

Hình 2-16: Thiết bị thi công ....................................................................................... 45

Hình 2-17: Vị trí gắn Thiết bị thí nghiệm ................................................................... 46

Hình 2-19: Sức kháng ma sát đơn vị và chuyển vị tương ứng..................................... 47

Hình 2-20: Sức chịu tải và chuyển vị ......................................................................... 48

Hình 2-21: Sức chịu tải và chuyển vị ......................................................................... 49

Hình 2-22: Thí nghiệm nén tĩnh cọc ........................................................................... 50

DANH MỤC HÌNH

Hình 2-23: Điều kiện địa chất tại vị trí thí nghiệm và chi tiết bố trí thiết bị đo ........... 51

Hình 2-24: Thiết bị thí nghiệm O-cell ........................................................................ 51

Hình 2-25: Phân bố tổng lực thiết kế lên cọc PTP-1 và PTP-2 theo phương pháp O-cell

.................................................................................................................................. 52

Hình 2-26: Đường cong tải trong – lún của thí nghiệm cọc khoan .............................. 52

Hình 2-27: So sánh kết quả thí nghiệm O-cell và nén tĩnh .......................................... 52

Hình 2-28: Thí nghiệm nén tĩnh cho cọc theo phương pháp gắn các thiết bị đo chuyển

vị và biến dạng dọc theo thân cọc khoan nhồi ............................................................ 53

Hình 2-29: Phương pháp thí nghiệm dùng phương pháp mới đo chuyển vị của cọc... 54

Hình 2-30: Một số hình ảnh bố trí thiết bị đo theo lồng cốt thép................................. 54

Hình 2-31: Bố trí thiết bị đo loại mới cho cọc có đường kính 750mm và chiều dài =

47.0m ........................................................................................................................ 55

Hình 2-32: Biểu đồ phân bố lực tác dụng theo chiều sâu ............................................ 55

Hình 2-33: Bố trí thí nghiệm trên mặt đứng ............................................................... 55

Hình 2-34: Bố trí thí nghiệm trên bằng, các vị trí gắn đầu đo trên mặt bằng ............... 56

Hình 2-35: Thiết bị đo biến dạng của thanh cốt thép .................................................. 56

Hình 2-36: Thiết bị đo biến dạng của cọc ................................................................... 57

Hình 2-37: Phân bố sức kháng thân cọc theo chiều sâu .............................................. 57

Hình 2-38: Biểu đồ t-z ............................................................................................... 58

Hình 2-39: Bố trí các thiết bị cho thí nghiệm nén tĩnh cọc kết hợp đầu đo biến dạng

dọc theo thân cọc ....................................................................................................... 58

Hình 2-40: Hình ảnh thiết bị đo biến dạng gắn vào lồng cọc khoan nhồi .................... 59

Hình 3-1: Biểu đồ xác định hệ số sức chịu tải mũi cọc ............................................... 67

Hình 3-2: Hình trụ lỗ khoan tại vị trí cầu Ái Tử ......................................................... 71

Hình 3-3: Bố trí các thiết bị đo dọc theo lồng cốt thép ............................................... 76

Hình 3-4: Thiết bị đo chuyển vị đầu cọc .................................................................... 76

Hình 3-5: Thiết bị đo biến dạng của cọc ..................................................................... 77

Hình 3-6 Thiết bị đo biến dạng bê tông ...................................................................... 78

Hình 3-7 Các thiết bị đo và dây nối sau khi lắp vào lồng cốt thép .............................. 78

Hình 3-8: Sơ đồ bố trí thiết bị đo ............................................................................... 79

Hình 3-9: Sơ đồ bố trí thiết bị đo ............................................................................... 79

Hình 3-10 Thí nghiệm nén tĩnh cọc thực tế tại Cầu Ái Tử .......................................... 85

vii

Hình 3-11 Sơ đồ bố trí thí nghiệm nhổ cọc ................................................................ 86

Hình 3-12 Thí nghiệm nhổ cọc thực tế tại Cầu Ái Tử ................................................. 87

Hình 3-13 Biểu đồ sức kháng ma sát dọc theo thành cọc theo độ sâu với các cấp tải

trọng khi nén tĩnh ....................................................................................................... 92

Hình 3-14: Biểu đồ lực tác dụng theo độ sâu với các cấp tải trọng khi nén tĩnh .......... 92

Hình 3-15: Biểu đồ tải trọng độ lún thí nghiệm nén tĩnh ............................................ 92

Hình 3-16: Biểu đồ sức kháng ma sát dọc theo thành cọc theo độ sâu với các cấp tải

trọng khi nhổ cọc ....................................................................................................... 93

Hình 3-17: Biểu đồ tải trọng độ lún thí nghiệm nhổ cọc ............................................. 93

Hình 4-1: Mô hình hoá cọc đường khoan nhồi ........................................................... 98

Hình 4-2: Mô hình hoá móng cọc trong Geo 5 ........................................................... 99

Hình 4-3: Kết quả tính toán cho móng cọc khoan nhồi ............................................... 99

Hình 4-4: Bảng thiết lập dữ liệu mô hình cho chương trình tính toán ....................... 101

Hình 4-5: Mô hình cho phần tử cọc (Pile) ................................................................ 101

Hình 4-6: Bảng điều khiển và thiết lập mô hình các lớp đất (Lớp 1) ........................ 103

Hình 4-7: Chỉ tiêu của lớp đất thứ nhất .................................................................... 103

Hình 4-8: Mô hình lớp đất thứ 2 (Sét pha/Bùn) ........................................................ 104

Hình 4-9: Các chỉ tiêu của lớp thứ 2......................................................................... 104

Hình 4-10: Bảng mô hình lớp đất thứ 3 .................................................................... 105

Hình 4-11:: lớp đất số 3 ........................................................................................... 105

Hình 4-12: Mô hình lớp đất thứ 4............................................................................. 106

Hình 4-13: Chỉ tiêu của lớp ...................................................................................... 106

Hình 4-14: Mô phỏng tải trọng và quá trình gia tải thí nghiệm Nén tĩnh .................. 108

Hình 4-15: Biểu đồ độ lún từng vị trí của cọc qua các cấp tải ................................... 109

Hình 4-16: Độ lún các vị trí trên cọc qua các cấp tải ................................................ 110

Hình 4-17: Mô hình tính toán bằng phần mềm FB-Pier ............................................ 110

Hình 4-18: Kết quả so sánh tính toán phần mềm FB-Pier với kết quả thực tế ........... 111

Hình 4-19: Kết quả so sánh tính toán phần mềm FB-Pier ......................................... 111

viii

Bảng 1-1: Phạm vi thích dụng của các loại hình công nghệ khoan tạo lỗ ..................... 9

Bảng 1-2: Phân loại đá theo cường độ theo Attewell & Farmer 1976[34] .............. 10

Bảng 1-3: Phân bố của đá phong hóa nặng tại vị trí một số cầu tại Đà Nẵng [11] ....... 10

Bảng 1-4: Phân bố của đá phong hóa nặng tại vị trí một số cầu tại Quảng Bình. ........ 11

Bảng 1-5: Phân bố của đá phong hóa nặng tại vị trí một số cầu tại Quảng Trị [12] . ... 11

Bảng 1-6: Định nghĩa loại đất trung gian theo các tác giả [13, 42] ............................. 13

Bảng 1-7: Đánh giá hệ số αE từ môđun biến dạng ....................................................... 25

Bảng 1-8: Đánh giá hệ số αE từ chỉ tiêu RQD của đá .................................................. 25

Bảng 1-9: Giá trị của s và m [33] ............................................................................... 29

Bảng 1-10: Loại đá để tìm m...................................................................................... 29

Bảng 2-1 Bảng liệt kê các phương pháp xác định độ cứng của cọc [10] ..................... 36

Bảng 2-2: Thống kê sơ bộ thiết bị đo cần thiết cho 1 cọc khoan nhồi ......................... 60

Bảng 3-1: Sức kháng đơn vị ma sát thành cọc [1] ................................................... 64

Bảng 3-2: Sức kháng đơn vị mũi cọc [12] ............................................................... 64

Bảng 3-3: Phân loại đá phong hóa theo giá trị SPT ngoại suy ................................ 65

Bảng 3-4: Sức chịu tải thành bên cực hạn của cọc trong đá ........................................ 66

Bảng 3-5: Quan hệ giữa chất lượng chung và hằng số vật liệu sử dụng trong xác định

cường độ phi tuyến của đá ......................................................................................... 69

Bảng 3-6: Mô đun đàn hồi của đá .............................................................................. 69

Bảng 3-7 Số lượng cọc thí nghiệm ............................................................................. 74

Bảng 3-8 Bảng thiết bị cần thiết cho thí nghiệm nén tĩnh cọc ..................................... 74

Bảng 3-9: Chu trình thí nghiệm .................................................................................. 80

Bảng 3-10: Quy trình gia tải cụ thể ............................................................................ 87

Bảng 3-11: Sức kháng ma sát của cọc tại lớp đá phong hóa nứt nẻ ............................. 89

Bảng 3-12: Tóm tắt tổng hợp kết quả đo lún cọc khoan nhồi. ..................................... 89

Bảng 3-13: Tóm tắt kết quả đo chuyển vị cọc khoan nhồi .......................................... 91

Bảng 3-14: So sánh kết quả tính toán theo IGM và kết quả thí nghiệm nén cọc.......... 93

Bảng 3-15 So sánh kết quả tính toán theo IGM và kết quả thí nghiệm nhổ cọc .......... 93

Bảng 3-16 Kết quả thí nghiệm siêu âm cọc tại trụ T6 ................................................. 96

Bảng 4-1 Tham số đầu vào của các lớp đất đá theo mô hình FB-pier ....................... 107

DANH MỤC BẢNG

THUẬT NGỮ VÀ CÁC CHỮ VIẾT TẮT

 RQD (Rock quality Designation): Chỉ số xác định chất lượng đá

 IGM (Intermediate Geological Material): lớp địa chất trung gian giữa đất

và đá

 t-z đường cong ứng suất - biến dạng theo phương thẳng đứng

 qu: cường độ nén 1 trục cho mẫu đá

 N: chỉ số búa SPT

 FB-Pier: phần mềm tính toán cọc theo phương pháp phần tử hữu hạn

 Load cell: thiết bị đo lực

 FHWA: Cục quản lý đường bộ liên bang Mỹ

 AASHTO-LRFD: Tiêu chuẩn thiết kế của Mỹ

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Hiện nay ở nước ta việc thiết kế cọc khoan nhồi thường tuân thủ theo

TCVN 10304 :2014 (áp dụng theo tiêu chuẩn AASHTO LRFD đối với ngành

giao thông vận tải) hoặc TCVN 11823-10:2017. Trong các tiêu chuẩn này việc

dự tính sức chịu tải của cọc được chia ra làm hai trường hợp, khi cọc đặt vào đất

thì sử dụng các công thức liên quan đến sức kháng của nền đất như góc ma sát

trong của đất rời, sức kháng nén có nở hông trong điều kiện không thoát nước qu

cho đất dính, sử dụng kết quả thí nghiệm hiện trường như CPT, SPT… còn khi

cọc ngàm vào đá thì có thể sử dụng sức kháng nén của đá qu. Tuy nhiên ở những

khu vực có chiều dày tầng đá phong hóa tương đối lớn từ: 5m÷25m ví dụ như

khu vực miền Trung và tỉnh Quảng Trị, trong nhiều trường hợp cọc khoan nhồi

khi thi công vào tầng đá phong hoá mạnh, cường độ nhỏ hơn so với đá nhưng lại

lớn hơn nhiều so với đất, lớp đất đá phong hóa nứt nẻ này được gọi là IGM (lớp

địa chất trung gian giữa đất và đá), điều này dẫn tới khó khăn trong việc áp dụng

tiêu chuẩn tính toán cũng như kiểm tra. Trên thế giới, hiện nay nhiều tác giả đưa

ra khái niệm lớp địa chất trung gian giữa đất và đá (Intermediate Geological

Material - IGM) vào tính toán thiết kế, như vậy có thể sử dụng kết quả thí

nghiệm SPT- N hoặc có thể sử dụng kết quả thí nghiệm nén nở hông qu để xác

định sức chịu tải cho cọc trong trường hợp này.

Các tiêu chuẩn thiết kế cọc khoan nhồi ở Việt Nam và ngành giao thông

vận tải trước đây như: AASHTO-LRFD 1998, tiêu chuẩn Thiết kế cầu 22 TCN-

272-05, móng cọc tiêu chuẩn thiết kế 205-98 của Bộ xây dựng cũng chưa đề cập

cụ thể đến phương pháp tính toán sức kháng của cọc khi qua lớp đá phong hoá

nứt nẻ (IGM) mà coi như các lớp đất theo các công thức nửa thực nghiệm (đất

dính) hoặc công thức dựa trên thí nghiệm hiện trường SPT (đất cát). Tác giả Vũ

Công Ngữ cũng giới thiệu loại đất IGM này dựa vào tiêu chuẩn của Mỹ, tuy

nhiên chưa trình bày nhiều về việc dự tính sức chịu tải của cọc khoan nhồi cho

lớp đất này. Điều này gây khó khăn cho việc tính toán thiết kế cọc khoan nhồi

vào tầng đá phong hoá nứt nẻ.

Thí nghiệm nén tĩnh đo biến dạng dọc thân cọc đã được áp dụng từ những

năm 1969 cho các cọc bê tông cốt thép đúc sẵn ở rất nhiều nước trên thế giới để

xác định mức độ huy động ma sát bên dọc thân cọc. Đến những năm 1980 các

nghiên cứu thực nghiệm trên cọc khoan nhồi cũng được tiến hành, đề xuất các

phương pháp phân tích ngược để xác định đường truyền tải trong cọc từ đó xác

định được ma sát bên đơn vị cũng như sức kháng mũi đơn vị của cọc. Ngoài ra

việc nghiên cứu sức chịu tải của cọc khoan nhồi có đo biến dạng thân cọc cũng

được nghiên cứu.

Hiện nay, tiêu chuẩn AASHTO-LRFD 2012 hoặc tiêu chuẩn thiết kế cầu

đường bộ TCVN 11823-10:2017 (dựa trên AASHTO-LRFD 2010) đã đưa vào

định nghĩa lớp địa chất trung gian giữa đất và đá tương tự như lớp đá phong hoá

nứt nẻ, tuy nhiên trong thực tế việc tính toán và áp dụng vẫn còn nhiều vấn đề,

ngoài ra chưa có nghiên cứu thực nghiệm cho sức chịu tải của cọc khoan nhồi

khi đặt vào tầng đá phong hóa nứt nẻ tại Việt Nam. Vì vậy cần có thêm các

nghiên cứu về lý thuyết và thí nghiệm hiện trường về sức kháng của cọc khoan

nhồi đặt trong tầng đá phong hóa nứt nẻ để làm rõ và áp dụng phù hợp trong

thiết kế và thí nghiệm kiểm tra chất lượng cọc ở Việt Nam. Do vậy luận án

“NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI ĐẶT TRONG

TẦNG ĐÁ PHONG HÓA NỨT NẺ” trình bày kết quả nghiên cứu sức chịu tải

cọc khi thi công vào tầng đá phong hoá nứt nẻ ở khu vực Miền Trung và tỉnh

Quảng Trị, thông qua kết quả thí nghiệm nén tĩnh và nhổ cọc có đo ứng suất,

biến dạng theo thân cọc và mũi cọc. Kết quả phân bố ứng suất đo được trong thí

nghiệm nén tĩnh và nhổ cọc xác định lại mô hình làm việc của cọc trong nền có

tầng đá phong hóa nứt nẻ, từ đó đề xuất các kiến nghị để có ứng xử phù hợp khi

thiết kế và thí nghiệm kiểm tra khả năng chịu tải của cọc trong tầng đá phong

hóa nứt nẻ.

Tên luận án “NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG CHỊU TẢI CỌC KHOAN

NHỒI ĐẶT TRONG TẦNG ĐÁ PHONG HÓA NỨT NẺ”.

2. Mục đích nghiên cứu của luận án

Mục đích nghiên cứu là dựa vào nghiên cứu thực nghiệm và phương pháp phần

tử hữu hạn để đánh giá sức chịu tải của cọc khoan nhồi đặt vào tầng phong hóa

nứt nẻ, áp dụng cho khu vực miền Trung và khu vực Quảng Trị.

3. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu

- Đối tượng nghiên cứu: sức chịu tải của của cọc khoan nhồi khi cọc thi

công vào tầng đá phong hóa nứt nẻ ở khu vực miền Trung.

- Phạm vi nghiên cứu: nghiên cứu thực nghiệm và mô hình để xác định sức

chịu tải của của cọc khoan nhồi khi cọc thi công vào tầng đá phong hóa

nứt nẻ ở khu vực miền Trung, tập trung cho khu vực Quảng Trị.

4. Phƣơng pháp nghiên cứu

- Các phương pháp nghiên cứu lý thuyết như: phân tích và tổng hợp lý

thuyết;

- Các phương pháp thí nghiệm hiện trường: thí nghiệm nén tĩnh và nhổ cọc

khoan nhồi với kích thước thật đặt vào tầng phong hóa nứt nẻ

- Phương pháp phần tử hữu hạn xác định sức chịu tải của cọc khoan nhồi

đặt vào tầng phong hóa nứt nẻ

5. Ý nghĩa khoa học thực tiễn và những đóng góp mới của luận án

- Ý nghĩa khoa học của luận án: Luận án có ý nghĩa khoa học trong việc

thực hiện thí nghiệm hiện trường cả thí nghiệm nén và nhổ, gắn các thiết

bị đo hiện đại để xác định được sức kháng mũi cọc và thân cọc khoan

nhồi đặt vào tầng phong hóa nứt nẻ khu vực miền Trung.

- Ý nghĩa thực tiễn của luận án: Sản phẩm của đề tài góp phần định lượng

hóa sức chịu tải của cọc khoan nhồi khi cọc đi qua các tầng đá phong hoá

nứt nẻ.

- Những đóng góp mới của luận án:

 Đã thực hiện được các thí nghiệm nén tĩnh và nhổ cọc tại hiện trường có

lắp đặt các thiết bị đo đo biến dạng dọc theo thân cọc để xác định sức

kháng của cọc khoan nhồi theo đất nền, đưa ra được các nhận định về ứng

xử của cọc khoan nhồi đặt trong tầng đá phong hóa nứt nẻ

 Đề xuất sử dụng phần mềm FB-pier để mô hình hóa sự làm việc của cọc

khoan nhồi trong tầng đá phong hóa nứt nẻ, tính toán và so sánh với kết

quả thí nghiệm hiện trường

 Đề xuất điều chỉnh sức kháng thành bên và mũi cọc khoan nhồi khi đặt

vào tầng phong hóa nứt nẻ (IGM) trong công thức tính sức chịu tải của

Tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ hiện hành

6. Bố cục của luận án

Bao gồm phần mở đầu, 4 chương, phần kết luận và kiến nghị như sau:

Chƣơng 1: Tổng quan về sức chịu tải cọc khoan nhồi trong tầng đá phong

hóa nứt nẻ

Chƣơng 2: Cơ sở lý thuyết và thực nghiệm đánh giá sức chịu tải cọc khoan

nhồi trong tầng đá phong hoá nứt nẻ

Chƣơng 3: Nghiên cứu thực nghiệm hiện trường nén tĩnh và nhổ cọc của

cọc khoan nhồi đặt trong tầng đá phong hóa nứt nẻ.

Chƣơng 4: Phân tích sức chịu tải cọc khoan nhồi trong tầng phong hóa nứt

nẻ theo phương pháp phần tử hữu hạn và so sánh đối chứng với kết quả nghiên

cứu thực nghiệm hiện trường.

Kết luận và kiến nghị của luận án.

CHƢƠNG 1. TỔNG QUAN VỀ SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI

TRONG TẦNG ĐÁ PHONG HÓA NỨT NẺ

1.1. Giới thiệu chung về cọc khoan nhồi

1.1.1. Giới thiệu chung

Cọc khoan nhồi là một giải pháp cho các công trình chịu tải trọng lớn. Cọc

khoan nhồi được áp dụng rộng rãi vào các loại hình công trình như nhà cao tầng,

công trình cầu, hầm và các công trình cảng biển. Công nghệ thi công cọc khoan

nhồi đòi hỏi nhà thầu phải có đủ năng lực và kinh nghiệm về nhân lực, thiết bị,

quy trình thi công và các ứng xử khi xảy ra các sự cố trong quá trình thi công

cọc khoan nhồi.

Đường kính cọc khoan nhồi thường D= 800÷2500 mm (có thể lên tới

3000÷4000 mm) và tối thiểu không được nhỏ hơn 750mm, chiều dài cọc thường

từ 30÷50m (có thể đến 100m).

Bê tông cọc khoan nhồi được đổ trực tiếp tại hiện trường theo phương pháp

đổ bê tông trong nước, do đó các yêu cầu về chất lượng của bê tông phải đặc

biệt quan tâm.

Về cấp phối bê tông: Xi măng, cát, đá, nước trước khi đưa vào sản xuất bê

tông phải được kiểm tra về chất lượng theo các quy định hiện hành: Đá sử dụng kích cỡ 5~20 mm cường độ 600- 800kg/cm2. Cát có mô-đun =2.4~2.8 và dùng

xi măng portland. Nước không có tạp chất và muối theo đúng quy định của quy

trình chế tạo bê tông hiện hành. Phụ gia có thể dùng loại kéo dài thời gian sơ

ninh và duy trì độ lưu động.

Nếu bê tông được đổ dưới nước thì phải đạt yêu cầu kỹ thuật về bê tông

dưới nước. Phải thiết kế cấp phối đúng quy trình quy phạm hiện hành và bảo

đảm các yêu cầu của vữa bê tông khi đổ bê tông dưới nước, như: Độ sụt: 16~18

cm; Cường độ bê tông dưới nước: theo yêu cầu của thiết kế; Thời gian duy trì độ

lưu động > 40 phút, trong thời gian này độ sụt không dưới 15 cm.

Cũng như việc thiết kế cấp phối bê tông khác, phải đúc mẫu và ép thử

cường độ trước khi cấp bê tông. Kết quả thí nghiệm tỷ lệ phối trộn phải được

duyệt mới đưa ra sử dụng. Việc thiết kế cấp phối bê tông phải đảm bảo cường

độ bê tông, độ sụt (độ linh động) trước khi đổ, thời gian sơ ninh của bê tông

cũng như thời gian duy trì độ sụt. Cấp phối bê tông phải nhuyễn để việc đổ bê

tông được thuận tiện, tránh gây tắc ống dẫn trong khi đổ. Để đảm bảo các yêu

cầu của bê tông đổ cọc khoan nhồi cần phải sử dụng phụ gia siêu dẻo có độ tin

cậy cao. Ví dụ yêu cầu về thiết kế cấp phối bê tông như sau:

Cường độ đến 28 ngày: Theo yêu cầu thiết kế.

Thời gian ninh kết : 4 giờ

Độ sụt : 17.5  2.5

Hàm lượng xi măng: ≥ 350 kg

Đường kính cốt liệu thô không lớn hơn 50 mm hoặc 1/3 cự ly mép cốt

thép chủ, thường sử dụng đá 1 ~ 2.

H nh 1-1: Cấu tạo cọc khoan nhồi móng cầu Kiền (Hải Phòng)

1.1.2. Thi công cọc khoan nhồi

- Các bước trong thi công cọc khoan nhồi : 1. Khoan tạo lỗ; 2. Gia công và

hạ lồng cốt thép; 3. Đổ bê tông cọc và hoàn thiện

Việc lựa chọn công nghệ cọc khoan nhồi chính là việc lựa chọn công nghệ

khoan tạo lỗ. Các loại hình công nghệ khoan tạo lỗ được trình bày ở Bảng 1.2

(Phân loại công nghệ khoan tạo lỗ). Việc lựa chọn loại hình công nghệ khoan

tạo lỗ phụ thuộc vào các tiêu chí sau:

Điều kiện mặt bằng khu vực thi công: Mặt bằng thi công cụ thể là thi công

trên cạn hay thi công dưới nước. Nếu là thi công dưới nước thì thi công

trên sàn cứng hay đắp đảo hoặc thi công trên hệ nổi… Nếu là thi công trên

cạn cần phải xét đến mặt bằng khu vực thi công, hệ thống cấp thoát nước,

đường thi công… Tĩnh không phạm vi thi công cũng như các công trình

xây dựng liền kề cũng hết sức quan trọng.

Điều kiện địa chất thuỷ văn: Cụ thể là các lớp đất đá cọc xuyên qua, cao

độ mực nước ngầm, hiện tượng cát chảy...

Năng lực của máy móc thiết bị: Phạm vi thích dụng của các loại hình công

nghệ khoan tạo lỗ được trình bày ở Hình 1-2 (Phạm vi thích dụng của các

loại hình công nghệ khoan tạo lỗ).

Đối với các công trình lớn để đảm bảo tiến độ thi công có thể sử dụng nhiều loại

hình công nghệ để phát huy thế mạnh của mỗi loại. Ví dụ như các trụ dưới sông

cầu Đuống sử dụng máy khoan vách xoay kẹp lắc, còn các trụ trên cạn sử dụng

TẠO LỖ BẰNG THỦ CÔNG

MÁY KHOAN VÁCH XOAY

KIỂU XOAY TRÕN

TẠO LỖ BẰNG MÁY MÓC

MÁY KHOAN VÁCH XOAY

KIỂU KẸP LẮC

TẠO LỖ TRONG ỐNG VÁCH

TẠO LỖ KHÔNG SỬ DỤNG ỐNG VÁCH

MÁY KHOAN GUỒNG XOẮN

(CHỈ CÓ VÁCH TẠM)

MÁY KHOAN GẦU XOAY

KHOAN THEO NGUYÊN LÝ

TUẦN HOÀN NGƯỢC

máy khoan gầu xoay.

H nh 1-2 Phân loại công nghệ khoan tạo lỗ

ảng 1-1: Phạm vi thích dụng của các loại h nh công nghệ khoan tạo lỗ

Khoan vách xoay

Khoan giữ vách bằng dung dịch

Điều kiện địa chất thuỷ văn

Khoan

Kiểu xoay

Khoan gầu

Khoan phản

rticle .

Kiểu kẹp lắc

guồng

tròn

xoay

tuần hoàn

xoắn

Đất yếu ở giữa hoặc đáy cọc

Lớp cát mịn ở giứa thân cọc

Cuội sỏi d < 100 mm

Cuội sỏi d > 100 mm

Đá tảng

Lớp đất chịu lực

N > 50

Đá phong hoá

Đá cứng 200 MPa

Mực nước ngầm cao

Lớp đá nghiêng

Chiều sâu khoan

40 m

57 m

100 m

35 m

Đường kính

Φ800÷ 3000 Φ800÷ 2000 Φ800÷ 2000 Φ800÷ 4000 Φ300÷ 800

Độ thẳng đứng

1/500

1/200

1/100

x : Tốt

o : Không thích hợp

≥ 60 m

Chú thích: xx: Thích hợp

1.2. Tổng kết địa chất của khu vực miền Trung đặc trƣng của lớp đá phong

hóa nứt nẻ.

Để tổng kết địa chất khu vực miền trung, nghiên cứu sinh đã tiến hành khảo

sát, thu thập số liệu, tài liệu cho Đà Nẵng, Quảng Trị và Quảng Bình.

Thông thường đá được phân loại theo bảng 1-2 dựa vào cường độ của nó.

Khi xét đến mức độ phong hóa của đá tại khu vực Đà Nẵng có thể dựa vào các

tiêu chí RQD như bảng 1-3[11].

ảng 1-2: Phân loại đá theo cường độ theo Attewell & Farmer 1976[34]

Dải cƣờng độ TT Phân loại Dạng đá đặc trƣng (MPa)

1 Rất yếu 10~20 Các đá trầm tích phong hóa và nén kém

chặt

2 Yếu 20~40 Đá schist, các đá trầm tích liên kết kém

3 40~80 Trung Các đá trầm tích nén chặt và 1 vài loại đá

bình macma hạt thô kém đặc

4 Rắn 80~160 Các đá macma nén chặt và một vài loại đá

biến chất và cát kết hạt mịn

5 Rất rắn 160~320 Đá quartzite, đá macma hạt mịn đặc

H nh 1-3: Một số mẫu đá phiến sét

ảng 1-3: Phân bố của đá phong hóa nặng tại vị trí một số cầu

tại Đà Nẵng [11]

Phân bố của tầng đá phiến phong hóa nặng

Tên cầu

Tên đá SPT RQD Chiều dày lớp

Cầu Đỏ QL1A Phiến sét 0% 24m -

Cầu Quá Giáng QL1A Phiến sét 0~10% >36.5m -

Cầu Cổ Cò Phiến sét vôi 50~100 0% >22.5m

Cầu Nguyễn Tri Phương Phiến sét 0~27% 29m -

Phân bố của tầng đá phiến phong hóa nặng

Tên cầu

Tên đá SPT RQD Chiều dày lớp

Cầu Hòa Phước Phiến sét vôi 70~100 0% 52.5m

Cầu Trần Thị Lý Phiến sericit - 10~30% 36.7m

Cầu số 1 Hòa Xuân Phiến >100 0~10% >30m

Phiến sét >50 0% >10m Cầu Km5 đường vành

đai

ảng 1-4: Phân bố của đá phong hóa nặng tại vị trí một số cầu tại Quảng Bình.

Phân bố của tầng đá phong hóa nặng

Tên cầu

Tên đá SPT RQD Chiều dày lớp

Cầu Sao Vàng Đá vôi 10-20% 2,5-7,3m -

Đá cát, bột kết 8-15% 1,4-6,2m -

Cầu vượt đường sắt

Đá vôi 20-30% 2,8-4,4m -

ảng 1-5: Phân bố của đá phong hóa nặng tại vị trí một số cầu

tại Quảng Trị [12] .

Phân bố của tầng đá phong hóa nặng

Tên cầu

Tên đá SPT RQD Chiều dày lớp

Cầu Sông Hiếu, Đông Hà Đá vôi 15-25% 20,5-27,5m -

Cầu Khe Lược, Đông Hà Đá vôi 0-10% 0,45-0,9m -

Đá cát kết 0% 5,0-7,3m - Cầu Đường Phường 2,

Đông Hà

Đá sét kết 0-12% 11,6-13,7m - Cầu Quy Thiện, Hải

Lăng

Phân bố của tầng đá phong hóa nặng

Tên cầu

Tên đá SPT RQD Chiều dày lớp

Cầu An Mô, Triệu Phong Phiến sét 5-18% 1,8-9,1m -

Cầu Thành Cổ <25% 1,1-10,2m - Đá cát -

sét kết

Cầu Nhan Biều - 0-15% 10,8-13,7m Đá cát -

sét kết

Cầu Lai Phước 8-20% 5,5-7,0m - Đá cát -

bột kết

Cầu Bến Lội 0% 2,2-2,4m - Đá cát -

bột kết

Cầu Ái Tử 0% 1,8-5,6m Đá bột kết -

Cầu Phước Mỹ 0% 1,1-2,0m - Đá cát -

bột kết

- Cầu Lai Phước 2 Đá bột kết 0-18% 2,8-3,1m

- Cầu Ái Tử 2 Đá bột kết 0-20% 3,4-7,3m

Từ số liệu thu thập được thông qua kết quả khảo sát địa chất của các công

trình cầu thực tế ở khu vực miền Trung theo bảng 1-3 đến bảng 1-5 đưa ra được

kết luận như sau: Địa chất khu vực miền Trung và tỉnh Quảng Trị có cấu tạo

tầng phủ tương đối mỏng chiều dày từ 1- 5,0m tiếp đến tầng đá phong hóa nứt

nẻ có chiều dày tương đối từ 4-25m có thể đại diện cho toàn bộ tầng địa chất ở

khu vực này trước khi đi qua tầng địa chất đá phong hóa vừa với chiều dày chưa

xác định. Căn cứ vào tiêu chuẩn cầu đường bộ hiện hành TCVN11823-10:2017

[5] “ Phụ lục B trang 140-141” có thể kết luận: Tầng đá phong hóa nứt nẻ đại

diện cho khu vực Miền Trung và Quảng Trị thuộc tầng IGM loại III là đá phiến

sét rắn chắc có cường độ nén 1 trục không nở hông qu trong khoảng,

MPa. 4,7≤qu≤23,9

1.3. Định nghĩa và đặc điểm của lớp địa chất trung gian giữa đất và đá

(IGM)

Lớp đá phong hóa nứt nẻ khi tính toán thiết kế khá khó khăn do các tiêu

chuẩn và quy định của nước ta về vấn đề này còn ít. Trên thế giới người ta đưa

ra định nghĩa Intermediate geomaterials (IGMs) – lớp địa chất trung gian giữa

đất và đá (IGMs) [23, 29-31, 42]. Vì vậy, cần áp dụng các nguyên tắc đồng thời

cả cơ học đất và cơ học đá cho lớp đất IGM cả về tính chất và phương pháp thiết

kế. Việc phân tích và thiết kế cọc trong các lớp đất IGM phải bao gồm một

thành phần địa chất (tập trung vào quá trình thành tạo) và một thành phần địa kỹ

thuật (tập trung vào phần công trình) [5].

Tính chất của lớp địa chất trung gian giữa đất và đá IGM

Do sự thay đổi của chúng, hành vi của IGMs là không thể đoán trước được.

Do đặc tính thay đổi của IGM dẫn đến có nhiều định nghĩa khác nhau, tất cả đều

dựa trên độ bền vật liệu. Thí nghiệm trong phòng phổ biến nhất được sử dụng để

xác định đất IGM là thí nghiệm nén 1 trục (uniaxial). Ngoài ra thí nghiệm phổ

biến nhất như thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT), cũng đã được sử dụng để định

nghĩa IGM.

Bảng 1-6 tóm tắt các định nghĩa về IGM từ nhiều nguồn bằng cách sử dụng

cường độ nén nở ngang hoặc giá trị N –SPT.

ảng 1-6: Định nghĩa loại đất trung gian theo các tác giả [13, 42]

Loại đất đá Tác giả (Năm) Định nghĩa IGM

Tất cả các loại Cường độ nén nở hông < Clarke và Smith (1993) đất đá 5MPa

Hội Cơ học đá quốc tế (de Tất cả các loại Cường độ nén nở hông 5 -

Freitas 1993) đất đá 25MPa

Hiệp hội địa chất Luân Đôn Tất cả các loại Cường độ nén nở hông 1.25-

(de Freitas 1993) đất đá 5MPa

Tất cả các loại Cường độ nén nở hông 0.5 -

đất đá 5MPa Finno và Budyn (2000)

Giá trị SPT, N >50 búa

Tất cả các loại Lực dính không thoát nước>

đất đá 0.3 MPa Marinos (1997) Cường độ nén nở hông >2

MPa

Tất cả các loại Cường độ nén nở hông > 0.5 Johnston (1989) đất đá MPa

Tất cả các loại Cường độ nén nở hông > 0.6 Gannon et al. (1999) đất đá MPa

Tất cả các loại Cường độ nén nở hông 1-10 Akai (1997) đất đá MPa

Tất cả các loại Cường độ nén nở hông 0.5-5 O’Neill et al (1995) đất đá MPa

Mayne và Harriss (1993) Đất dính Giá trị SPT, N >50 búa

Cát có ngưồn Cường độ nén nở hông 1-25 De Freitas (1993) gốc từ đá trầm MPa tích

Cường độ nén nở hông trong Dobereiner và de Freitas Đá cát kết trạng thái bão hoà 0.5-20 (1986) MPa

Đối với việc định nghĩa về IGM bằng cách sử dụng phương pháp xuyên

tiêu chuẩn SPT thì có sự thống nhất cao khi coi giá trị SPT, N >50 búa . Tuy

nhiên, không có sự đồng thuận nào về giới hạn dựa trên cường độ nén nở hông.

Giới hạn dưới của giá trị này nằm trong khoảng từ 0,5 đến 5MPa, với giới hạn

trên từ 5 đến 25MPa. Các định nghĩa được công bố rộng rãi là dấu hiệu cho thấy

sự thay đổi của các đặc tính kỹ thuật địa kỹ thuật IGM.

Như vậy về nguyên tắc có thể coi loại đá phong hoá nứt nẻ là loại đất IGM.

Từ đó có thể áp dụng các công thức để tính toán sức chịu tải của cọc khoan nhồi

khi đặt vào tầng đá phong hoá nứt nẻ này.

1.4. Tổng quan một số phƣơng pháp tính toán sức chịu tải của cọc khoan

nhồi trong nền đá phong hóa nứt nẻ tại Việt nam

Hiện nay ở nước ta việc thiết kế cọc khoan nhồi được áp dụng theo tiêu

chuẩn LRFD (Mỹ) đối với ngành giao thông vận tải [5, 17] hoặc theo tiêu chuẩn

Việt Nam [4]. Trong các tiêu chuẩn này việc dự tính sức chịu tải của cọc được

chia ra làm hai trường hợp, khi cọc đặt vào đất thì sử dụng các công thức liên

quan đến sức kháng của nền đất như góc ma sát trong của đất rời, sức kháng nén

có nở hông trong điều kiện không thoát nước qu cho đất dính, sử dụng kết quả

thí nghiệm hiện trường như CPT, SPT… còn khi cọc ngàm vào đá thì có thể sử

dụng sức kháng nén của đá qu. Tuy nhiên đối với khu vực miền Trung ví dụ như

tỉnh Quảng Trị, trong nhiều trường hợp cọc khoan nhồi khi thi công vào tầng đá

phong hoá mạnh, cường độ nhỏ hơn so với đá nhưng lại lớn hơn nhiều so với

đất. Điều này dẫn tới khó khăn trong việc áp dụng tiêu chuẩn tính toán cũng như

kiểm tra. Các tiêu chuẩn thiết kế cọc khoan nhồi ở Việt nam và ngành Giao

thông Vận tải như tiêu chuẩn Thiết kế cầu 22 TCN-272-05 [1] cũng chưa đề cập

nhiều đến phương pháp tính toán khi cọc khoan nhồi được thi công vào lớp đá

phong hoá nứt nẻ [27]. Tác giả Vũ Công Ngữ [9] cũng giới thiệu loại đất IGM

này dựa vào tiêu chuẩn của Mỹ, tuy nhiên chưa trình bày nhiều về việc dự tính

sức chịu tải của cọc khoan nhồi cho lớp đất này. Tiêu chuẩn TCVN-11823-2017

[5] hiện nay đã có lý thuyết tính toán sức chịu tải của cọc khi đặt vào lớp IGM,

tuy nhiên hiện tại các tư vấn thiết kế vẫn chưa áp dụng nhiều và nội dung cọc

khoan đặt vào tầng phong hóa nứt nẻ vẫn còn mới tại nước ta.

1.4.1. Tính sức kháng theo nền và biến dạng của cọc khoan nhồi trong tầng

phong hóa nứt nẻ theo tiêu chuẩn cầu đƣờng bộ TCVN 11823-10:2017 [5]

1.4.1.1. Tính sức kháng ma sát thành bên và sức kháng chống nền danh định

của cọc khoan trong tầng phong hóa nứt nẻ

Sức kháng thành bên

Đối với cọc khoan nhồi ngàm trong đá sét (sa thạch, đá sét, bột kết

v.v…) một số tác giả đã xây dựng phương pháp thiết kế trên cơ sở mô hình

hóa tính toán, thử tải, các thí nghiệm trong phòng và tại hiện trường để xác

định sức kháng nén của đá mềm phiến sét, vì loại đá này khó lấy mẫu và thí

nghiệm theo các phương pháp thông thường. O’Neill [42] đã dùng thuật ngữ

“vật liệu địa chất trung gian giữa đá và đất - IGM” để chỉ các loại đá này cho

mục đích thiết kế cọc khoan nhồi. Thiết kế tương tự phương pháp - α. Sức

kháng ma sát đơn vị thành bên được xác định như sau:

( 1-1) fSN=αφ.qu

Trong đó:

qu: cường độ kháng nén của đá nguyên dạng (kPa)

φ: hệ số điều chỉnh xét đến mức độ có khe nối

α: hệ số thực nghiệm lấy theo hình 1-4

Biểu đồ được áp dụng với các điều kiện ghi trên hình vẽ 1-4, trong đó

Em = mô đun đàn hồi của khối đá, ζn là áp lực gây ra bởi bê tông tại thời

điểm đổ bê tông cọc, ζp là áp suất của khí quyển có đơn vị cùng với đơn vị

của ζn và wt là chuyển vị thẳng đứng cần thiết (25mm) để huy động toàn bộ

sức kháng thành bên.

Trên hình vẽ 1-4 thể hiện biểu đồ với giá trị góc ma sát của mặt tiếp

giáp bằng φrc = 30 độ. Nếu giá trị góc ma sát thay đổi thì điều chỉnh giá trị

thông số α với được tính theo biểu thức:

(1-2)

H nh 1-4: Hệ số α với loại địa chất trung gian giữa đất và đá IGM [30]

Để tìm giá trị α trên biểu đồ, cần xác định áp lực gây ra bởi bê tông

lỏng tại điểm giữa của lớp địa tầng thứ i, ζn. Nếu bê tông có γc độ sụt 17,5cm

hoặc lớn hơn và bê tông được đổ vào hố khoan với tốc độ 1,2m trong một

giờ hoặc nhanh hơn. Nếu ở chiều sâu zi* phía dưới bề mặt đá 1,2m có thể xác

định theo công thức 1-3, ζn ở chiều sâu lớn hơn sẽ lấy bằng giá trị zi* =

1,2m.

( 1-3)

Trong công thức 1-1, ϕ là hệ số hiệu ứng khe nối để xét đến việc có các

khe nối rỗng hoặc bị chèn mùn đất của khối đá. Các giá trị này không dùng

cho đá có giá trị RQD nhỏ hơn 20%. Với điều kiện địa chất này cần tiến

hành thử tải để xác định sức kháng thành bên.

Trong công thức 1-1 thì qu,i là giá trị qu trong lớp thứ i. Giá trị này

thường lấy bằng giá trị trung bình nén một trục các mẫu đá nguyên dạng

hình lăng trụ có đường kính 5 cm hoặc lớn hơn.

Sự tồn tại của loại địa chất yếu hơn giữa các vật liệu nguyên dạng có

thể lấy mẫu cũng được xem xét qua hệ số ϕ. Loại đá sét yếu có thể đánh giá

theo cách sử dụng tương quan giữa sức kháng nén, qu, với chỉ số N xuyên

tiêu chuẩn. Đồng thời Abu-Hejleh [20] đã xây dựng tương quan giữa chỉ số

N xuyên tiêu chuẩn với sức kháng ma sát thành bên. Các lớp đá mềm có thể

được phân loại trên cơ sở thạch học, giá trị SPT và cường độ kháng nén như

• Loại I: đá sét giống đất; giá trị N < 100

• Loại II đá sét pha cát rắn N > 100 và qu < 4,7 MPa

• Loại III là nền phiến sét rất rắn chắc ; 4,7

Với loại II và III có thể lấy mẫu giá trị RQD tương đối cao và cường độ

kháng nén của khối đá được xác đinh bằng thí nghiệm nén một trục có nở

hông.

Với loại I, đá sét giống đất; giá trị N<100, rất khó lấy mẫu để thí

nghiệm nén nở hông, xác định cường độ kháng nén theo tương quan với N

theo các biểu thức sau:

(1-4) qu = 1,66 N

Sức kháng ma sát thành bên và kháng mũi cọc đơn vị tính theo giá trị

xuyên tiêu chuẩn N được xác định theo biểu thức sau:

(1-5) fSN = 0,52 N

(1-6) qBN = 6,35 N

Trong đó:

fSN: sức kháng thành bên danh định

qBN: sức kháng mũi cọc danh định

Khi tính theo công thức (1-5) và (1-6), Abu-Hejleh [20]kiến nghị dùng

hệ số sức kháng ϕ = 0,70.

1.4.1.2. Sức kháng chống chân cọc khoan trên nền đá mềm nhưng lấy được

mẫu

Phương pháp xác định sức kháng chống chân cọc trên đá có thể áp dụng

cho cả sức kháng mũi cọc trên nền đá mềm IGM như đá phiến sét, bột kết.

Theo O’Neill [42] chỉ ra các công thức 1-7 đến 1-9 sau đây có thể áp dụng

cho địa chất trung gian giữa đất và đá IGMs Loại II và Loại III, khi các chỉ

tiêu của đá trầm tích phân lớp nằm ngang thỏa mãn và có các thông tin về

khoảng cách các vết nứt khối đá và độ mở rộng của vết nứt.

Khi khối đá có các vết nứt phân bố với khoảng cách ít nhất 30 cm và độ

mở rộng vết nứt không rộng quá 6mm, thì có thể xác định sức kháng chống

đơn vị mũi cọc như sau:

(1-7) qBN = 3 qu kSP d

Trong đó:

(1-8) Ksp=

d = (1-9)

Ở đây:

qu: Cường độ nén một trục của đá (kPa hoặc Mpa)

: Khoảng cách thẳng đứng giữa các vết nối (phân vỉa) của khối đá (mm)

td: Độ mở rộng của vết nối (mm)

B: Đường kính hốc ngàm chân cọc vào đá (mm)

Ds: Chiều sâu chôn ngàm chân cọc vào đá (mm)

1.4.2. Dự tính độ lún của cọc khoan trong tầng phong hóa nứt nẻ dưới tác

dụng của tải trọng dọc trục.

Phương pháp tính lún của cọc trong nền đá mềm (có đặc điểm trung

gian giữa đá và đất) IGM được O’Neill [42] đề xuất. Kết quả tính đường

cong quan hệ tải trọng - độ lún theo các phương trình của phương pháp này

phù hợp với kết quả tính theo mô hình phần tử hữu hạn phi tuyến và kết quả

thử tải cọc ngập vào nền đá phiến sét tại Texas, Hoa Kỳ.

Phương pháp này chỉ áp dụng để tính cho phần cọc ngàm trong nền

IGMs, không xét đến tầng đất phủ phía trên.

Việc xác định sức kháng ma sát thành bên danh định fsN cho cọc khoan

ngập trong đá mềm IGM theo các chỉ dẫn ở phần 1.4.1.1. Cần phải lựa chọn

giá trị thông số n, trên cơ sở mặt thành hố đá được phân loại là loại mặt

nhám hay mặt trơn. Nếu mặt thành đá được phân loại là trơn, thì giá trị n xác

định theo Hình 1.5. Nếu mặt thành đá được phân loại là nhám thì n = ζn/qu, ở

đây ζn là ứng suất thẳng đứng có hiệu tại chiều sâu mà fSN được tính và qu

cường độ chịu nén nở hông của mẫu lõi trên toàn bộ chiều sâu của hố đá.

Một giả thiết quan trọng để tính theo phương pháp này là coi mặt tiếp giáp

giữa đá và cọc khoan là dẻo (không biểu hiện tính chất biến dạng hóa mềm

khi phá hoại do lực). Hố khoan đá được giả thiết là vật liệu đồng nhất dọc

theo thành hố đá và nền bên dưới đáy hố. Các bước thực hiện của phương

pháp như sau:

(1-10) (AE)cọckhoan= Ec (Ac + nAs)

Trong đó:

Ec: Mô đun đàn hồi của bê tông

Ac: Diện tích mặt cắt ngang phần bê tông

As: Diện tích mặt cắt ngang của cốt thép dọc trong cọc khoan

n: Tỷ lệ mô đun đàn hồi

Es: Mô đun đàn hồi của cốt thép

 Tính các thành phần đặc trưng kích thước hình học:

(1-11)

(1-12)

H nh 1-5: Thông số n của thành hố nhẵn trong hố khoan nền đá mềm IGM [41]

 Chọn một chuỗi các giá trị chuyển vị ở đỉnh phần cọc ngàm vào trong nền

đá mềm, wc. Với mỗi giá trị wc đã cho tính giá trị sức kháng (tải trọng đặt

lên đỉnh phần cọc khoan ngàm vào đá mềm) tương ứng với giá trị chuyển vị

này theo các bước sau đây:

 Tính thành phần độ lún đàn hồi:

(1-13)

 Tính thành phần độ lún trong phạm vi không đàn hồi:

(1-14)

 Tính áp lực đơn vị đạt tới mũi cọc khoan nhồi:

(1-15)

 Tính Qc , tải trọng nén đặt ở đỉnh của phần cọc khoan nhồi ngàm

trong đá tương ứng với giá trị Wc :

Nếu Hf < n (trong phạm vi tuyến tính của biến dạng):

(1-16) Qc=

Nếu Hf > n (trong phạm vi tuyến tính của biến dạng):

(1-17) Qc=

1.4.3. Tính toán sức kháng cọc khoan nhồi đặt trong tầng phong hóa nứt nẻ

dựa theo các nghiên cứu nước ngoài.

1.4.3.1. Sức kháng bên của cọc nhồi theo FHWA 1999 (Reese và O’neill) [41,

42]

- Sức kháng bên fi của cọc nhồi trong IGM hạt thô (nhóm 3, IGM3)

Theo Mayne và Harris [27], có thể tính toán theo biểu thức dưới đây:

(1-18) fi = Kζ’ztgδ

Trong đó:

ζ’z - ứng suất hữu hiệu do bản thân đất gây ra tại cọc đang xét, tính bằng bar (1 bar 1 kG/cm2);

δ – góc ma sát ngoài; δ = 0.75φ nếu quá trình khoan sử dụng dung dịch

bentonite dưới sự kiểm soát chất lượng tốt. Nếu sự kiểm soát chất lượng

không tốt lắm, nên giảm δ xuống

φ – góc ma sát trong, theo Schmertmann thì có thể ước tính φ của đất hạt

thô qua thí nghiệm SPT như sau:

(1-19) φ = arctg [ /(12.2+20.3ζ’z)]0.34

N60 – kết quả thí nghiệm SPT, đã hiệu chỉnh theo 60% năng lượng hữu

ích. Nếu N60 100 thì lấy N60 = 100;

K – hệ số áp lực ngang của đất tác dụng lên cọc; có thể lấy K bằng hệ số

áp lực ngang tĩnh Ko (tức là, sau khi khoan lỗ trong IGM hạt thô, quá trình

đổ bê tông ngay sau đó sẽ đưa áp lực ngang tĩnh trong đất về giá trị cũ).

Ko tạm ước tính qua công thức sau:

(1-20) Ko = (1 – sinφ)OCRsinφ

Ở đây hệ số quá cố kết OCR có thể tạm ước tính qua thí nghiệm SPT như

(1-21) OCR

Như vậy, hệ số áp lực ngang lên cọc nhồi là:

K= (1- sinφ)[ sinφ

- Sức kháng bên fi của cọc nhồi trong IGM hạt mịn (nhóm 3, IGM1)

Sức kháng bên đơn vị cực hạn của cọc nhồi chịu nén trong đá IGM1 là:

(1-22) fi = 2αKαSuαE với thành nhẵn

(1-23) fi = SuαE với thành ráp (nhám)

Điều kiện sử dụng phương trình trên là tỷ số Em/qu phải nằm trong khoảng

115 500 (với IGM1, Em thường khoảng 250 qu, còn với IGM2, Em 115 qu).

Các thông số cần thiết cho phương trình trên là:

α – hệ số không thứ nguyên

φrc – góc ma sát ngoài giữa đá IGM và bê tông (rc là viết tắt của rock –

concrete, đá –bê tông);

Kα – hệ số phụ thuộc góc ma sát ngoài theo biểu thức dưới đây:

1.73 tgφrc

Kα

Et – môđun đàn hồi của mẫu đá IGM1

Em – môđun đàn hồi của khối đá IGM1

qu – sức kháng nén đơn của IGM, qu = 2Su

ζn – áp lực ngang tác động vào thành hố khoan do vữa bêtông tươi lúc

đổ cọc. Nếu tốc độ đổ bêtông lớn hơn 12 m/h thì có thể ước tính ζn như

(1-24) ζn Mγbttz

Trong đó:

γbtt – trọng lượng riêng của vữa bê tông tươi. Thông thường, khi trên

mực nước ngầm γbtt = 2.3 2.4 t/m3, còn dưới mực nước ngầm, ta sử dụng trọng lượng riêng đẩy nổi là γbtt = 1.3 1.4 t/m3;

z – chiều sâu của cọc đang xét;

M – hệ số không thứ nguyên phụ thuộc vào độ sụt của vữa bê tông tươi

và độ sâu z(m) của đoạn cọc đang xét;

 αE – hệ số phụ thuộc vào tỷ số mô đun đàn hồi (Em) cho khối đá và mô đun

đàn hồi của mẫu đá (Et). Như vậy, với đá và IGM nguyên khối (không có nứt

nẻ, Em = Et) thì αE=1. Với đá và IGM nứt nẻ, αE được lấy trong bảng 1-9. Từ số

liệu trong bảng này, có thể lấy xấp xỉ:

(1-25) )0.2579 √ αE 0.9762 (

 αE cũng có thể tra từ bảng 1-10.

H nh 1-6: Hệ số α cho IGM (O’Neill và cộng sự, 1996-1999)[41]

H nh 1-7: Quan hệ giữa hệ số M và độ sụt của bêtông cọc nhồi (O’Neill [42])

ảng 1-7: Đánh giá hệ số αE từ môđun biến dạng

1 0.5 0.1 0.05 0.02 0.3 Em/Et

1 0.8 0.55 0.45 0.3 0.7 αE

ảng 1-8: Đánh giá hệ số αE từ chỉ tiêu RQD của đá

RQD (%) 100 70 50 30 20

Khe nứt kín 1 0.85 0.6 0.5 0.45

αE Khe nứt hở 0.85 0.55 0.55 0.5 0.45

Tuy nhiên, giá trị cực đại fi của cọc nhồi trong đá tính ở công thức (1-22)

và (1-23) được huy động dưới chuyển vị khá lớn, đặc biệt với trường hợp thành

nhám. Trong khi đó, quy phạm Mỹ chỉ cho phép độ lún cho phép là [S] = 2.5

cm. Do đó, FHWA khuyến nghị sử dụng hệ số Kf làm giảm fi đi nhằm hạn chế

độ lún:

(1-26) fi[S]=2.5cm = Kffi;

(1-27) 1 (không thứ nguyên); Kf =

[S] với [S] = 0.025m; (không thứ nguyên); (1-28) Hf =

(1-29) n = ζn / qu với thành nhám

n tra trên hình 1-8 với thành nhẵn;

Ω = 1.14√ – 0.05*√ +log (không thứ nguyên) (1-30)

γ = 0.37√ + 0.13 (không thứ nguyên) (1-31) – 0.15*√ + log

tổng chiều dài đoạn cọc ngàm trong IGM, kể cả đá gốc nếu có; –

d – đường kính đoạn cọc ngàm IGM;

– môđun đàn hồi của tiết diện cọc, có kể cả thép;

– môđun đàn hồi mẫu IGM, tính trung bình cho toàn bộ mẫu IGM

nằm trong phạm vi

– độ lún cho phép, theo các tiêu chuẩn ở Mỹ thì [S] thường là 2.5cm;

H nh 1-8: Giá trị n trường hợp thành nhẵn

Như vậy, trong hai trường hợp thành nhám và nhẵn, giá trị Ω và γ là giống

nhau; còn các giá trị n, Hf và Kf là khác nhau. Với thành nhám, Kf thường khá

bé, còn với thành nhẵn, Kf có thể lấy bằng 1.

- Sức kháng bên fi của cọc nhồi trong đá (nhóm 4)

Tương tự phần trước (IGM hạt mịn), ta phân biệt hai trường hợp: thành

nhẵn và thành nhám như trình bày dưới đây.

- Thành nhẵn:

Horvath và Kenney (1979) [49] tiến hành thí nghiệm nén tĩnh cọc trong đá

ở vùng Nam Ontario (Canada) và kiến nghị dự báo sức kháng bên đơn vị cực

hạn như sau:

(1-32) fi = 0.65√ αE = 0.92√ αE

Nếu sức kháng nén của đá lớn hơn của bê tông ( >R28) thì lấy = R28;

R28 là cường độ chịu nén trung bình của mẫu bê tông hình trụ tròn ở 28

ngày.

Ví dụ, bê tông mác #300 thì R28 300 kG/cm2; qu và R28 đều tính bằng bar

(1 bar 1 kG/cm2)

- Thành nhám:

 Phương trình dưới đây áp dụng cho cả đá và IGM1 [25]:

(1-33) fi = 0.8 RF0.45qu αE

Nếu qu > 0.75 R28 thì lấy qu =0.75 R28;

 Carter, Kulhawy (1988) [26] , Rowe và Armitage (1984) [45] cũng tiến

hành thí nghiệm nén tĩnh trên 25 cọc nhồi trong đá và kiến nghị sức kháng bên

đơn vị cực hạn của cọc nhồi trong lỗ khoan đá thành nhám như sau:

(1-34) fi = 1.9√ αE= 2.69 √ αE

Nếu qu > R28 thì lấy fi = 0.05 R28.

Trong các công thức trên, αE là hệ số giảm sức kháng bên do sự nứt nẻ của đá.

1.4.3.2. Sức kháng mũi cọc nhồi theo FHWA 1999 (Reese và O’neill [41])

- Sức kháng mũi cọc khoan nhồi trong đất dính (nhóm 1) không thoát nước

được xác định như sau:

(1-35) qp = NcSu

Thông thường, Nc = 9; với đất càng yếu thì Nc càng nhỏ.

Nếu chiều dài đoạn cọc ngàm trong lớp đất quá ngắn (Lng < 3B), thì sức

kháng mũi giảm đi như sau:

qp= (

(1-36) )NcSu

- Sức kháng mũi của cọc nhồi trong đất cát (nhóm 2) thoát nước

Sức kháng mũi đơn vị của cọc nhồi trong đất cát được dự báo dựa trên kết

quả thí nghiệm SPT như phương trình dưới đây:

(1-37) qp = 57.5 N60 (kPa)

Sức kháng mũi của cọc nhồi trong IGM hạt thô (nhóm 3, IGM3) -

Mayne và Harris (1993) [27]dự báo sức kháng mũi đơn vị của cọc nhồi dựa

trên kết quả thí nghiệm SPT như sau:

(1-38) qp = 0.59* +0.8 (bar)

Trong đó:

:Ứng suất hữu hiệu do bản thân đất tại mũi cọc, tính bằng bar;

N60 : Kết quả SPT (hiệu chỉnh theo năng lượng);

Nếu N60 100 thì lấy N60 = 100.

Giả sử = 4 bar (tức là ở độ sâu khoảng 40 m, mực nước ngầm tại mặt đất), với IGM3 có N60 =90 sẽ cho qp =28.5 bar =2850 kPa. Nhận thấy rằng

đất cát có N60 = 50 cũng sẽ cho một giá trị qp như vậy theo công thức 1-37. Rõ

ràng quá trình khoan tạo lỗ đã làm giảm sức kháng bên của các loại đất này.

- Sức kháng mũi của cọc nhồi trong IGM hạt mịn (IGM1) và đá (nhóm 4)

nguyên khối (ít nứt nẻ) không thoát nước

Công thức dự báo sức kháng mũi đơn vị thường được sử dụng cho cả đá

IGM và đá nguyên khối :

(1-39) qp = 2.5 qu = 5.0 Su khi Lng >1.5d

Trong đó:

Lng – chiều dài đoạn cọc ngàm trong lớp đá IGM hoặc đá.

Nếu Lng < 1.5d và bên trên lớp đá IGM hoặc đá là đất yếu, thì sức kháng

mũi đơn vị sẽ nhỏ hơn:

(1-40) qp = 0.5 qu =Su

Mặc dù giá trị 0.5 qu không phải là sức kháng cực hạn, nhưng Williams cho

rằng cần áp dụng biểu thức này để hạn chế độ lún của cọc trong đá có lẫn bùn.

Với đá IGM và đá gốc ít nứt nẻ RQD = 70 100%, các khe nứt đều kín và

gần nằm ngang, nên sử dụng công thức sau đây:

(1-41) qp (MPa) = 4.83[qu (MPa)]0.51

Sức kháng mũi của cọc khoan nhồi trong IGM hạt mịn (IGM1) và đá -

(nhóm 4) nứt nẻ không thoát nước

Theo Carter, Kulhawy (1988) [26] thì có thể dự báo thiên về “an toàn” như

(1-42) qp = √ + *√ √ +qu

Trong đó:

qu – sức kháng nén đơn vị của mẫu đá nguyên vẹn;

s, m – hệ số cho trong bảng 1-9. Trong đó, m phụ thuộc vào loại đá.

ảng 1-9: Giá trị của s và m [33]

m S Chất Mô tả nứt nẻ; lƣợng Loại Khoảng cách khe nứt A B C D E đá đá

1 7 10 15 17 25 Tuyệt vời Khe rất nhỏ (kín); khoảng

cách > 3m

Rất tốt Gần kín, khoảng cách 1:3m 0.1 3.5 5 5 8.5 12.5

Tốt 0.04 0.7 1 1 1.7 2.5 Phong hóa kém; khoảng

cách 0.3:1m

10-4 0.14 0.2 0.2 0.34 0.5 Trung Phong hóa trung bình;

bình khoảng cách 0.3:1m

10-5 0.04 0.05 0.05 0.09 0.13 Kém Phong hóa, có mùn,

khoảng cách 0.03:0.3m

0 0.007 0.01 0.01 0.017 0.025 Rất kém Phong hóa manh, khoảng

cách ≤ 0.05m

ảng 1-10: Loại đá để tìm m

Loại đá Chất lƣợng Mô tả

Đá có chứa cacbonat. A kém

Đá có chứa sét,đá bùn, đá bụi, đá phiến sét. B

Đá có chứa cát: đá cát, đá cát thạch anh. C

Đá hỏa thành thành (đá nham thạch hạt mịn: andesite D (đá núi lửa có chứa feldspar), dolerite, đá điata, đá riolit.

Loại đá Chất lƣợng Mô tả

Đá hỏa thành hạt thô, đá tinh thể biến chất: granit, đá E gabro, đá gơnai. tốt

- Sức kháng mũi của cọc nhồi trong đá (nhóm 4) có nứt nghiêng, thoát nước

Khi mũi cọc nhồi nằm trong đá mà các khe nứt nằm nghiêng (và thường

các khe nứt song song nhau), ta có thể coi nước lỗ rỗng tiêu tán tốt khi có tải

trọng. Davis, Carter và Kulhawy kiến nghị cách dự báo sức kháng mũi thoát

nước như sau:

(1-43) qp = Ncs [ct+ tg(φt)]

Trong đó:

ct và φt – lực dính và góc ma sát trong của thỏi đá (nguyên khối);

- ứng suất hữu hiệu do bản thân đất tại mũi cọc;

Ncs – hệ số sức chịu tải tra từ hình 1-9; trên hình này,

(1-44) cjr =

Ở đây:

ck và φk – lực dính và góc ma sát trong của vật liệu lấp trong khe nứt;

Thông thường ck rất nhỏ, do đó thể bỏ qua. Nếu coi φk = φt = 35o thì ta

có:

(1-45) cjr =

Đối với đá, người ta thường chỉ làm thí nghiệm xác định qu và qt (sức

như sau:

kháng nén và sức kháng kéo), còn rất hiếm khi làm thí nghiệm xác định ct. Mac

Veight (1992) chứng minh rằng, có thể ước lượng ct qua qu và qt

(1-46) Ct = 0.5 √

Từ hình 1-9, ta thấy rằng Ncs rất nhỏ khi góc nghiêng của khe nứt ω φk = φt =35o.

H nh 1-9: Quan hệ giữa Ncs với góc nghiêng ω và sức kháng cắt

- Các cách tính khác dựa trên các đặc trưng cơ lý

Sức kháng thành bên của cọc nhồi trong IGM hạt mịn và đá

 Với đá và IGM nguyên khối:

Theo Reymonolds và Kaderabek (1980):

(1-47) ( )

Theo Mac Veight (1992) [39] cho loại IGM 2 và các loại đá rắn hơn:

(1-48) √

Theo Rowe và Armitage (1987) [45] :

√

(1-49) [ ( )] √

Trong đó:

– sức kháng cực hạn của đất/mùn nằm trong khe nứt;

= 0.6 với hố khoan sạch, thành nhám, = 0.45 với các trường

hợp khác;

Trong trường hợp nền biến động mạnh, nên giảm đi từ 30 50% so với giá trị

tính được trong phương trình trên.

 Với đá và IGM nứt nẻ, ta cũng giảm sức kháng bên đi một đại lượng là

Sức kháng mũi của cọc nhồi trong IGM hạt mịn (nhóm 3, IGM1) và đá -

(nhóm 4)

Ngoài ra có thể sử dụng cách tính dưới đây (O’Neill ) cho cả IGM1 và đá nhóm

4, cho cả nguyên khối (hoặc khe nứt kín) hay nứt nẻ.

 Tính và (công thức (1.30) và (1.31) phần 1.4.1.2;

 Nếu đáy hố khoan sạch thì ở một độ lún nào đó, sức kháng mũi cọc là:

)

(√

)(

(1-50)

(1-51) ] [ Trong đó:

 Nếu đáy hố khoan bẩn ta nên giảm đi, thậm chí về 0.

- Sức kháng mũi của cọc nhồi trong IGM hạt mịn (nhóm 3, IGM1) và đá

(nhóm 4) nứt nẻ không thoát nước

Ngoài cách tính ở phần trên, có thể còn dùng cách tính của Canada (1985)

(CFEM) được trình bày trong [48] như sau:

(1-52)

Trong đó:

- hệ số độ sâu, nếu

- chiều dài đoạn cọc ngàm trong đá hoặc IGM;

d – đường kính cọc nhồi;

- hệ số sức chịu tải, phụ thuộc vào sự nứt nẻ của đá hoặc IGM;

√

(1-53)

Ở đây: - khoảng cách giữa các khe nứt;

- bề rộng khe nứt;

Công thức trên áp dụng khi 0.05< /d<2 và 0< / <0.02

 ;

Công thức của CFEM phù hợp nhất cho IGM hặc đá ở nhóm B.

1.4.3.3. Sức chịu tải kéo dọc trục của cọc nhồi

Với cọc nhồi chịu kéo thì sức kháng bên đơn vị cực hạn giảm đi so với cọc chịu

nén như sau:

(1-54)

 Trong đất dính,

 Trong IGM hạt mịn (nhóm 3, IGM1) hoặc đá:

(1-55) (cọc cứng hơn nhiều so với đất/đá );

(cọc có độ cứng nhỏ hơn nhiều so với

đất/đá) (1-56)

Ở đây:

L - chiều dài cọc, không kể các phần cọc nằm trong đất yếu (ví dụ như

bùn, đất chứa nhiều hữu cơ…);

- mô đun đàn hồi của vật liệu cọc (tính cả phần thép);

- mô đun biến dạng khối đá

 Trong đất hạt thô và IGM hạt thô (nhóm 3, IGM3): Ψ=0.75

- Sức kháng mũi của cọc nhồi chịu kéo

Cọc nhồi chịu kéo chỉ có sức kháng mũi nếu mũi cọc được mở rộng chân (ngoài

ra, còn có thể có lực hút bám rất nhỏ giữa mặt mũi cọc và đất/đá). Việc mở rộng

chân chỉ thực hiện được trong đất dính (đất rời thì rất dễ sụp lở, còn đá thì khó

có khả năng phá ngang rộng để mở chân). Trong đất dính, phần mở rộng chân,

sức kháng mũi đơn vị của cọc nhồi chịu kéo là:

(1-57)

Trong đó:

- sức kháng cắt không thoát nước của đất dính, tính trung bình trong

khoảng 2d từ phần mở rộng chân lên trên;

- hệ số sức chịu tải kéo;

với đất sét không nứt nẻ Ở đây:

với đất sét không nứt nẻ

- chiều dài đoạn cọc ngàm trong lớp đất tốt; d là đường kính cọc.

1.5. Kết luận chƣơng 1

- Tổng hợp được các nghiên cứu và các phương pháp tính toán sức chịu

toán của cọc khi đặt vào tầng phóng hoá nứt nẻ

- Tổng quan về địa chất khu vực nghiên cứu, lớp đá phong hóa từ mạnh đến

trung bình, ảnh hưởng đến dự tính sức chịu tải cọc là lớp đại diện cho địa chất

khu vực Miền Trung và Quảng Trị có chiều dày tương đối lớn do đó cần nghiên

cứu khi thiết kế tính toán khả năng chịu lực của cọc khi đặt vào tầng địa chất

này.

- Khu vực Đà Nẵng, Quảng Trị và Quảng Bình có lớp đá phong hóa với giá

trị RQD: 0-30% cường độ từ 2,5Mpa ÷25Mpa có chiều dày từ 4,5m ÷25m thuộc

địa tầng IGM nhóm III khi tính theo tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ Việt

Nam TCVN 11823-10:2017 .

- Đưa ra định hướng nghiên cứu của đề tài tập trung sức chịu tải của cọc

khoan nhồi vào lớp đá phong hóa nứt nẻ

CHƢƠNG 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT VÀ THỰC NGHIỆM ĐÁNH GIÁ

SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI TRONG TẦNG ĐÁ PHONG

HOÁ NỨT NẺ

2.1. Tổng quan về các phƣơng pháp xác định sức chịu tải của cọc khoan

nhồi có gắn các thiết bị đo dọc theo thân cọc tại Việt nam.

Ở nước ta những nghiên cứu đầu tiên về thí nghiệm nén tĩnh kết hợp đo

biến dạng dọc thân cọc được nhóm tác giả Nguyễn Minh Hải, Trần Thanh

Quang tiến hành nghiên cứu tại công trình Royal Tower ở quận 7, thành phố Hồ

Chí Minh. Nghiên cứu này đã áp dụng phương pháp phân tích ngược được

Fellenius đề xuất. Gần đây tiếp tục áp dụng thí nghiệm có gắn O-cell cho một số

công trình cọc khoan nhồi vào đá tại Đà Nẵng [6].

Đề tài của Hoàng Thanh Hải đề xuất quy trình xác định quy luật t-z của cọc

cũng như xử lý số liệu biến dạng dọc thân cọc theo phương pháp xác định

module đàn hồi pháp tuyến cho một số cọc khoan nhồi tại Hà Nội [7]. Hai

nghiên cứu chỉ dừng lại ở thiết lập đường truyền tải trong cọc mà chưa có những

so sánh với các phương pháp tính toán giải tích hay phần tử hữu hạn để đề xuất

lựa chọn phương pháp tính toán sức chịu tải cọc có độ tin cậy cao và phù hợp

với địa chất nước ta. Lê Phương đã phân tích đường truyền tải trọng trong cọc

bằng thí nghiệm nén tĩnh kết hợp đo biến dạng dọc thân cọc [10]. Các thiết bị thí

nghiệm này tương tự như thiết bị thí nghiệm nén tĩnh cọc, tuy nhiên các thí

nghiệm này có gắn thêm các thiết bị đo biến dạng dọc theo thân cọc. Các thiết bị

đo biến dạng được gọi là đầu đo ứng suất bằng dây rung (Straingages – Sister

H nh 2-10: Cấu tạo thiết bị đo biến dạng – Model 491

bar). Thiết bị này được công ty Geokon cung cấp (Hình 2-1).

ảng 2-11 ảng liệt kê các phương pháp xác định độ cứng của cọc [10]

H nh 2-11 iến dạng ứng với từng cấp tải trọng theo độ sâu

H nh 2-12: Đường truyền tải trong cọc.

H nh 2-13:Mô hình phân tích Plaxis.

H nh 2-14: Kết quả thử tĩnh và Plaxis

H nh 2-15: iểu đồ so sánh kết quả

Kết quả thí nghiệm đo biến dạng dọc theo thân cọc cho thấy có thể vẽ được

các biểu đồ tải trọng - chuyển vị của cọc tại từng cao độ gắn thiết bị đo (hình 2-

2), đó cho phép vẽ được đường truyền tải trọng theo chiều sâu như hình 2-3. Tác

giả cũng sử dụng phần mềm Plaxis 3D để tính toán, mô phỏng lại quá trình nén

tĩnh cọc như ở hình 2-4. Kết quả thử tải và mô hình Plaxis 3D cho thấy có sự

tương đồng giữa các kết quả như ở hình 2-5 và 2-6.

2.2. Tổng quan về các phƣơng pháp xác định sức chịu tải của cọc khoan

nhồi có gắn các thiết bị đo dọc theo thân cọc trên thế giới

Thí nghiệm nén tĩnh đo biến dạng dọc thân cọc được áp dụng từ những

năm 1969 cho các cọc bê tông cốt thép đúc sẵn tại rất nhiều nơi trên thế giới để

xác định mức độ huy động ma sát bên dọc thân cọc [32]. Sau đó các nghiên cứu

thực nghiệm trên cọc khoan nhồi cũng đụợc tiến hành để đươc xác định sức

kháng thành cọc cũng như sức kháng mũi cọc khoan nhồi [13, 21-27, 29, 30, 33,

35-39, 42, 44, 47, 51, 53].

Sức chịu tải cho cọc đóng vào tầng đất IGM đã được phòng giao thông của

Montana (Canada) phân tích 9 dự án [31]. Đối với IGM thì có thể xác định theo

giá trị sức kháng nén 1 trục cho đá, hoặc dùng chỉ số búa SPT cho đất rời. Mỗi

một dự án đã được phân tích bằng báo cáo thiết kế, số liệu thi công và phần

mềm CAPWAP. Mục đích của việc phân tích 9 dự án này dự đoán sức chịu tải

của cọc đóng vào tầng IGMs. Kết quả cho thấy nên kết hợp nhiều phương pháp

như nén tĩnh, CAPWAP và phần mềm Driven cho thiết kế sẽ phân tích được sức

chịu tải của cọc chính xác hơn. Ngoài ra cũng đã sử dụng phương pháp SPT,

phần mềm phân tích cho cọc đóng bê tông cốt thép …

Nhiều thí nghiệm ở Mỹ cho thấy chỉ dùng thí nghiệm nén tĩnh thì không đủ

để đánh giá ứng xử của cọc [13, 26, 28, 40]. Ví dụ cọc khoan nhồi đường kính

1,2 m và chiều dài khoảng 15,6 m và được thi công xuyên qua lớp cát và ngàm

vào lớp đá vôi yếu ở Tampa, Florida. Kết quả thí nghiệm cho thấy các thông tin

quan trọng có thể thu được từ việc gắn các thiết bị đo, nếu như chỉ dùng thí

nghiệm nén tĩnh thông thường sẽ không xác định được. Chú ý rằng sức kháng

thành cọc trong đá được huy động tại chuyển vị nhỏ hơn 13mm và sức kháng cắt

sẽ huy động tính dư và biến dạng cứng dần (strain-hardening) đến giá trị lớn

nhất của chuyển vị vượt quá 38mm. Như vậy không thể bỏ qua sức kháng của

thành cọc trong đá trong trường hợp này. Sức kháng ở mũi cọc xuất hiện ứng

với chuyển vị của mũi cọc ban đầu là 13mm, có thể là do việc thổi rửa đáy lỗ

khoan không sạch, nhưng sau đó sẽ tăng tuyến tính đến giá trị chuyển vị tối đa

(38mm tương ứng với 3% cọc).

Thí nghiệm Osterberg cũng dùng để xác định sức chịu tải của cọc khoan

nhồi, thí nghiệm này có nhiều ưu điểm và cũng được áp dụng khá rộng rãi [18,

50, 52].

Dưới đây trình bày chi tiết một số nghiên cứu trên thế giới xác định sức

chịu tải thông qua nén tĩnh của cọc khoan nhồi có xét đến đo đạc, quan trắc biến

dạng dọc thân cọc bằng cảm biến đo biến dạng.

2.2.1. Thí nghiệm thử tải cọc cho cọc khoan nhồi tại Ấn Độ

Muthukkumaran (2004) [35] đã thí nghiệm cọc với các thiết bị đo biến

dạng (strain gage) dọc theo thân cọc như ở hình 2-7. Lực dọc thân cọc cho toàn

bộ các cấp tải trọng được đo đạc ứng với các độ sâu khác nhau được chỉ ra ở

hình hình 2-8. Tác giả này đã nghiên cứu cho các trường hợp mũi cọc đặt vào

các lớp đất đá khác nhau như đất sét, đá phong hóa và đá gốc. Kết quả được

trình bày như ở hình 2-9.

H nh 2-16: Điều kiện địa chất điển h nh tại vị trí cọc thí nghiệm và sơ đồ bố trí

thiệt bị đo (strain gauges) trên cọc.

H nh 2-17: Lực dọc thân cọc cho toàn bộ các cấp tải trọng

H nh 2-18: Lực dọc thân cọc trong các lớp địa chất khác nhau

2.2.2. Thí nghiệm thử tải cọc cho cọc khoan nhồi tại Nashville (Mỹ)

Ví dụ dưới đây giới thiệu một chương trình thử tải cọc có gắn thiết bị đo

dọc theo thân cọc khoan nhồi. Đây là một chương trình thí nghiệm thử tải một

cách cẩn thận, ghi chép đầy đủ với các số liệu quan trắc tin cậy và được phân

tích kĩ lưỡng. Các thí nghiệm được tiến hành nhằm tính toán cũng như đánh giá

hoạt động của cọc khoan nhồi vào trong lớp đá tiêu biểu với chất lượng lớp đất

nền yếu và được dự đoán là lớp chịu tải chính của nền. Dữ liệu của thí nghiệm

này nhằm mục đích cung cấp cơ sở cho tính toán cọc khoan nhồi ở khu vực

Nashville khi đặt vào lớp đá.

a) Phƣơng pháp luận và điều kiện địa chất

Khu vực thí nghiệm được chọn có địa chất là đá vôi nằm ở phía Đông của

Nashville (Mỹ) được chỉ ra ở hình 2-10.

H nh 2-19: Vị trí thí nghiệm tại Mỹ

b) Phƣơng pháp thí nghiệm

Phương án thử nghiệm bao gồm thí nghiệm sử dụng thiết bị đo lực

Osterberg để quan trắc sức kháng lớn nhất của thành bên và mũi cọc trong tầng

đá vôi. Thi công ống vách có đường kính 137cm vào nền đá, cọc khoan nhồi có

đường kính D=122cm và một tấm đệm có đường kính 91,5cm có gắn O-cells.

Do thí nghiệm đầu tiên bị phá hoại tại thành cọc và không đạt đến giới hạn chịu

lực, thí nghiệm thứ 2 sẽ được điều chỉnh lại kích thước bằng cách giảm đường

kính cọc khoan nhồi xuống còn D=66cm nhằm huy động một lượng vừa phải

sức kháng bên, đồng thời với diện tích đệm tải (có gắn O-cells) nhỏ hơn, để có

thể đo được sức kháng mũi lớn hơn. Bên cạnh đó, thí nghiệm lần 2 còn được lấp

đầy với bê tông cho tới gần mặt đất để tăng cường sức kháng bên tới giá trị lớn

nhất có thể.

H nh 2-20: ố trí thiết bị đo

Điều kiện địa kỹ thuật

Các lỗ khoan được bố trí như hình 2-12 xung quanh cọc. Hai cọc thí

nghiệm cách nhau khoảng 9,15m, khoảng cách từ lỗ khoan bằng khoảng 2,44m

tính đến tim cọc. Các thí nghiệm khoan lõi, RQD và cường độ nén 1 trục của đá

được thể hiện như hình.

H nh 2-21: Vị trí thí nghiệm và lỗ khoan

H nh 2-22: Tỉ lệ thu hồi lõi khoan

H nh 2-23: Chỉ số RQD tại theo độ sâu

H nh 2-24: Cường độ mẫu đá theo độ sâu

Thi công các cọc thí nghiệm

Cả 2 cọc thí nghiệm đều được thi công trong điều kiện khô ráo bằng cách

khoan vào đá, thi công ống vách có đường kính 137cm vào đỉnh lớp đá, thi công

cọc khoan nhồi đường kính 122cm vào lớp đá cần đo sức kháng.

H nh 2-25: Thiết bị thi công

Sau khi hoàn thành giai đoạn đào, khoan mùn tại mũi cọc, kiểm tra chất

lượng đá phía dưới lớp đặt cọc. Dưới đây là tóm tắt thí nghiệm.

 Thí nghiệm cọc 1:

 Lỗ khoan 129,5cm, khe nứt 7,62cm ở vị trí 48,3 cm; 1,3cm đá và 1,9cm

kẽ nứt.

 Đá phong hóa 45,72cm với các lỗ rỗng và phiến

 Thí nghiệm cọc 2:

 Lỗ khoan 183cm, 0,95cm khe nứt tại vị trí đệm tải 91,5cm.

 Trường hợp bình thường, nhà thầu có thể yêu cầu mở rộng lỗ khoan cọc

thêm ít nhất 0,61m sâu trong đất nhằm xuyên qua hơn 7,62cm dưới khe

nứt

H nh 2-26: Vị trí gắn Thiết bị thí nghiệm

c) Kết quả thí nghiệm

Kết quả thí nghiệm cọc 1 và 2 được trình bày như sau:

Sức kháng thành bên trong đá được xác định từ kết quả thí nghiệm cho cọc

số 1, bởi thí nghiệm này được thiết lập để huy động tối đa sức kháng bên và

không phức tạp như đối với thí nghiệm 2. Biểu đồ 2-19 chỉ ra sức kháng thành

bên ứng với chuyển vị của cọc khoan nhồi thể hiện ở hình bên dưới. Dữ liệu của

O-cells cho thấy rằng sức kháng bên được huy động tăng dần theo độ sâu. Tuy

nhiên, sự phân bố thực tế được thể hiện trên dữ liệu của các cảm biến

(Straingauges).

H nh 2-27: Sức kháng ma sát đơn vị và chuyển vị tương ứng

Số liệu cho thấy rằng sức kháng bên được huy động với một tỉ lệ tương

quan ứng với chuyển vị khoảng 0.2inch hoặc bé hơn, giá trị trung bình tối đa đối

với sức kháng của thành cọc 1 bằng 960kPa.

Giá trị sức kháng mũi đo được từ thí nghiệm 2 được thể hiện trên hình 2-

20.

H nh 2-28: Sức chịu tải và chuyển vị

Phân tích kết quả thí nghiệm

Sức kháng thành bên

Sức kháng thành bên của cọc trong thí nghiệm 1 được xem xét tương quan

với các lý thuyết tính toán khác cho sức kháng trong đá. Sức kháng thành bên

của cọc trong đá thường được tính toán bao gồm một số tương quan đối với giá

trị sức kháng nén. Giá trị trung bình của sức kháng thành bên cho thí nghiệm 1

vào khoảng 960kPa với chuyển vị khoảng 1,27cm. Tỷ lệ hồi phục lõi dao động

từ 74% đến 100% và RQD dao động từ 9% đến 65%.

Công thức tính toán cho sức kháng đơn vị fs được Rowe và Armitage [34]

đề xuất và sau đó được hiệu chỉnh bởi Kulhawy và Phoon như sau:

( )

(2-58) fs = C . pa . √

Trong đó: : cường độ kháng nén nở hông, (kPa)

:p suất không khí, (kPa)

C :là hệ số thực nghiệm dao động từ 0.65 đến 3.

Phân tích ngược lại kết quả với fs bằng 960kPa và bằng 57.2MPa cho ta

giá trị trung bình của hệ số C cho đá vôi là 0.4, giá trị này tương đối thấp so với

các loại đá khác. Lý do là do cọc này có lẫn đất sét trong khe nứt làm giảm chất

lượng bề mặt của đá vôi.

Sức kháng mũi

Sức kháng mũi của 2 cọc được huy động ứng với chuyển vị bằng 1%

đường kính cọc. Để đánh giá tương quan đặc trưng của tải trọng với biến dạng

của mũi cọc, cần xem xét độ lún, s của một vùng bán không gian đàn hồi, có

thể được biểu hiện như sau:

( )

s = 0.79 .

(2-59)

Trong đó: :áp lực,

E :mô đun đàn hồi của khối đá

Giá trị của hệ số Poisson thường được lấy là 0.25, và giá trị của s lấy từ

0.5% đến 1% của đường kính mũi cọc, mô đun đàn hồi của khối đá có thể được

tính toán ngược lại từ thông số thí nghiệm như trên hình.

H nh 2-29: Sức chịu tải và chuyển vị

Kết luận sơ bộ đối với thiết kế

Dựa trên thực tế thử tải, điều kiện của đá trong thí nghiệm 1 được coi là

không phù hợp và cần được khoan tiếp tục vào nền nhằm đạt được điều kiện địa

chất tương đương hoặc ổn định như đối với thí nghiệm 2. Kết luận được đưa ra

như sau:

 Khảo sát địa kỹ thuật cần được thực hiện đối với lõi đá và cần xác định

cường độ nén 1 trục của đá

 Khảo sát khu vực cần đảm bảo không tồn tại lỗ rỗng, khe nứt trong quá

trình hình thành sức chịu tải bên dưới cao độ dự kiến chịu tải.

 Nên thi công cọc khoan nhồi trong điều kiện khô ráo

 Lỗ khoan thăm dò cần đạt được độ sâu nhỏ nhất là 2 lần đường kính của

mũi cọc

 Không tồn tại nhiều hơn 2 khe nứt, khe nứt trên 1 khu vực có kích thước 2

lần đường kính mũi cọc và mỗi khe nứt không lớn hơn 1,27cm.

2.2.3. Thí nghiệm thử tải cọc cho cọc khoan nhồi tại Kazakhstan

Zhussupbekov báo cáo công trình liên quan đến thử tải cọc theo phương

pháp nén tĩnh có gắn thiết bị đo dọc theo thân cọc và so sánh với phương pháp

O-cell [18]. Kết quả được trình bày theo hình 2-23 đến 2-27.

H nh 2-30: Thí nghiệm nén tĩnh cọc

H nh 2-31: Điều kiện địa chất tại vị trí thí nghiệm và chi tiết bố trí thiết bị đo

H nh 2-32: Thiết bị thí nghiệm O-cell

H nh 2-33: Phân bố tổng lực thiết kế lên cọc PTP-1 và PTP-2 theo phương pháp

O-cell

H nh 2-34: Đường cong tải trong – H nh 2-35: So sánh kết quả thí nghiệm

lún của thí nghiệm cọc khoan O-cell và nén tĩnh

Kết quả cho thấy chỉ cần thí nghiệm nén tĩnh thông thường có gắn thiết bị

đo biến dạng dọc theo thân cọc sẽ cho kết quả khá tương đồng với thí nghiệm

phức tạp O-cell.

2.2.4. Thí nghiệm thử tải cọc khoan nhồi tại Maylaysia

Phương pháp mới thử tải cọc được giới thiệu tại Malaysia [46]. Đối với

mỗi cọc khoan nhồi, chuyển vị dạng dây rung (Vibrating Wire Strain Gauges) và

giãn kế (Vibrating Wire Extensometers) được lắp đặt bên trong cọc hình 2.28-

2.29. Thiết bị đo biến dạng được gắn ở 6 cao độ khác nhau. Kết quả thu được

đường cong truyền tải trọng theo độ sâu, biểu đồ tải trọng và chuyển vị của cọc

theo hình 2.30-2.32.

H nh 2-36: Thí nghiệm nén tĩnh cho cọc theo phương pháp gắn các thiết bị đo

chuyển vị và biến dạng dọc theo thân cọc khoan nhồi

H nh 2-37: Phương pháp thí nghiệm dùng phương pháp mới đo chuyển vị

của cọc

H nh 2-38: Một số h nh ảnh bố trí thiết bị đo theo lồng cốt thép

H nh 2-39: ố trí thiết bị đo loại mới H nh 2-40: iểu đồ phân bố lực tác

cho cọc có đường kính 750mm và chiều dụng theo chiều sâu

dài = 47.0m

2.2.5. Thí nghiệm thử tải cọc khoan tại Đài Loan

- Để thực hiện đề tài, NCS đã đi thực tế học tập kinh nghiệm tại Đài Loan

và các hình dưới đây trình bày bố trí thí nghiệm nén cọc khoan nhồi có gắn các

thiết bị đo biến dạng tại Đài Loan.

- Các vị trí đo và thiết bị cần thiết được trình bày ở hình 2-33 đến 2-36

- Kết quả thí nghiệm vẽ được biểu đồ phân bố theo độ sâu (Hình 2-37) và

biểu đồ t-z (Hình 2-38).

H nh 2-41: ố trí thí nghiệm trên mặt đứng

H nh 2-43: Thiết bị đo biến dạng của thanh cốt thép

Hình 2-42: ố trí thí nghiệm trên bằng, các vị trí gắn đầu đo trên mặt bằng

H nh 2-44: Thiết bị đo biến dạng của cọc

H nh 2-45: Phân bố sức kháng thân cọc theo chiều sâu

H nh 2-46: iểu đồ t-z

2.3. Nghiên cứu bố trí thí nghiệm hiện trƣờng sức chịu tải của cọc

Sau khi nghiên cứu tổng quan tài liệu các nghiên cứu trên thế giới và tại

Việt nam, để tiến hành thí nghiệm nén cọc cho cọc khoan nhồi thì cần các thiết

bị tối thiểu được trình bày như dưới đây. Dựa vào tổng kết các nghiên cứu trước

đó, thí nghiệm nén tĩnh và quan trắc, xác định ứng suất, biến dạng theo thân cọc

và mũi cọc có thể được tiến hành với các thiết bị chính như sau [10, 19, 21, 23,

25, 27, 29, 35, 43, 44]:

H nh 2-47: ố trí các thiết bị cho thí nghiệm nén tĩnh cọc kết hợp đầu đo biến

dạng dọc theo thân cọc

(i) Đầu đo lực (load cell): đo lực tác dụng lên đầu cọc

Một thiết bị đo lực (dạng load cell) là một bộ phận của hệ thống gia tải với

mục đích đo lực tác dụng vào đầu cọc. Thiết bị đo lực này là một tấm thép đàn

hồi với các lá điện trở đã được hiệu chỉnh gắn vào để đo lực. Nhìn chung, load

cell thường có độ chính xác cao hơn so với kích thuỷ lực.

(ii) Thiết bị đo biến dạng

Đo biến dạng là thành phần quan trọng khi thí nghiệm tải trọng tĩnh để xác

định được lực truyền vào cọc. Thông thường, các thiết bị đo biến dạng trong cọc

khoan nhồi thường được gắn gián tiếp lên thanh thép (sister bars) như ở hình 2-

40. Thanh thép gián tiếp thường bao gồm 1 thanh thép có đường kính 13mm và

chiều dài 1,2m với các thiết bị đo biến dạng được gắn gần phần giữa. Cốt thép

thường được dính bám vào bê tông và do đó có thể đo được biến dạng của thanh

thép từ đó tính ra biến dạng của cọc khoan nhồi tại vị trí gắn thiết bị.

H nh 2-48: H nh ảnh thiết bị đo biến dạng gắn vào lồng cọc khoan nhồi

Mục đích của việc gắn các thiết bị đo biến dạng nhằm thu được lực tác

dụng lên thành cọc tại các điểm đo, từ đó xác định được lực tác dụng truyền lên

đất giữa các điểm đo. Có thể tăng độ chính xác của việc đo biến dạng dọc theo

chiều dài cọc khoan nhồi bằng cách gắn nhiều thiết bị đo biến dạng tại một cao

độ để tránh độ lệch tâm của tải trọng hay ứng suất do mômen uốn tác dụng vào

thân cọc. Khi lấy giá trị trung bình của 2 đến 4 thiết bị đo biến dạng thì có thể

loại bỏ ảnh hưởng do cọc chịu uốn.

Tại vị trí đo biến dạng, lực truyền cho thân cọc sẽ được tính theo công thức

định luật Hook:

F =ε(AE)

Trong đó:

F = lực tác dụng vào thân cọc

ε = biến dạng dọc trục của cọc

A = diện tích cọc

E = mô đun đàn hồi của cọc

Khi đã xác định được lực truyền vào thân cọc tại các vị trí gắn đầu đo biến

dạng, vẽ được biểu đồ lực tác dụng theo chiều sâu. Các thiết bị đo cần thiết cho

1 cọc khoan nhồi dự kiến như sau:

ảng 2-12: Thống kê sơ bộ thiết bị đo cần thiết cho 1 cọc khoan nhồi

Tên thiết bị Số lƣợng Mục đích

Thiết bị đo lực tác dụng tại đầu cọc Đo tải trọng tác dụng 1 (load cell) vào đầu cọc

Thiết bị đo biến dạng dọc theo thân Đo biến dạng cốt thép tại

cọc loại lá điện trở (Strain gage) tại các cao độ từ đó tính ra 4

mỗi mức cao độ sức chịu tải thân cọc

Giãn kế (tale extensometer) Đo biến dạng thân cọc 2

Đầu đo chuyển vị tại đầu cọc 4 Xác định được độ lún

Tên thiết bị Số lƣợng Mục đích

của cọc

Data logger 1 Thu nhận dữ liệu

Ghi chú: trường hợp có 5 mức cao độ th cần tổng 20 thiết bị đo biến dạng dọc

theo thân cọc loại lá điện trở (Strain gage).

- Phân tích số liệu thu được như biến dạng của bê tông và biến dạng của

cọc với các giai đoạn gia tải.

- Theo nguyên lý vật liệu, lực tác dụng ở mỗi độ sâu được tính toán theo

công thức:

P=c.Ec.Ac

(2-60)

Trong đó:

 Ac: diện tích phần bê tông, là phần diện tích mặt cắt ngang của cọc

và diện tích cốt thép

Từ quan hệ của Ec, kết hợp với biến dạng của bê tông ở mỗi độ sâu và mỗi

cấp gia tải, ứng suất của cọc ở mỗi giai đoạn gia tải được tính toán. Mối quan hệ

giữa lực và độ sâu thí nghiệm ở mỗi giai đoạn thí nghiệm như sau.

Lấy hiệu của hai giá trị lực truyền ở độ sâu đó, chia cho diện tích xung

quanh giữa độ sâu đó, lực ma sát đơn vị được tính theo biểu thức:

f=(Pi-Pi-1)/A=(Pi-Pi-1)/.D.L

(2-6

Chuyển vị của cọc được đo đạc bằng cách đo độ lún đầu cọc và chuyển vị

tại các mức cao độ.

Lực ma sát và chuyển vị giữa các độ sâu được nội suy và mối quan hệ giữa

chuyển vị và biến dạng (t-z). Tính toán lực tác dụng vào cọc ở điểm sâu nhất và

giảm lực ma sát.

- Đối với mỗi thí nghiệm, biểu đồ cần được thể hiện bao gồm:

 Quan hệ tải trọng - độ lún

 Quan hệ độ lún - thời gian

 Quan hệ tải trọng - độ lún - thời gian

2.4. Kết luận chƣơng 2

- Đã đưa ra yêu cầu chung và số lượng các thiết bị cần thiết để thí nghiệm

nén cọc vào tầng đá phong hóa nứt nẻ.

- Trình bày chi tiết cách tiến hành một vài công trình thí nghiệm trên thế

giới, cách thu thập, xử lý số liệu khi nén cọc vào tầng đá.

- Cách gắn các thiết bị đo, các biểu đồ thu được trong quá trình nén cọc để

phục vụ cho chương tiếp theo liên quan đến thí nghiệm hiện trường.

CHƢƠNG 3. NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM HIỆN TRƢỜNG NÉN

TĨNH VÀ NHỔ CỌC CỦA CỌC KHOAN NHỒI ĐẶT TRONG TẦNG

ĐÁ PHONG HÓA NỨT NẺ

3.1. Nghiên cứu công thức tính toán lý thuyết dự tính sức chịu tải của cọc

khoan nhồi trong điều kiện đá phong hóa nứt nẻ

3.1.1. Tính toán theo các tiêu chuẩn Việt Nam hiện hành

Các hướng dẫn trong các tiêu chuẩn thiết kế hiện hành của nước ta hiện

nay quy định rất sơ sài về trường hợp tính toán sức chịu tải của cọc nhồi

trong đá phong hóa nói chung và đá phiến phong hóa nặng nói riêng. Theo

tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN-272-05 thì sức kháng của cọc khoan nằm

trong đá phong hóa không được quy định rõ ràng [1] .

- Khi tính toán theo tiêu chuẩn hiện hành 22TCN 272-05 [1]

Khi cọc khoan nhồi đặt vào lớp đá phiến phong hóa nặng thì xem như

lớp đá đó tương đương với lớp đất sét cứng. Tính sức kháng đỡ của cọc

dựa vào sức kháng bên của các lớp đất phía trên, cộng với sức kháng

bên của lớp đá phong hóa và sức kháng mũi của đá phong hóa theo

phương pháp sau:

(3-1)

Trong đó:

là các hệ số sức kháng mũi cọc và thân cọc.

là diện tích mũi và bề mặt thân cọc.

là sức kháng bên của lớp đất phía trên hoặc sức kháng bên của lớp đá

phong hóa tương đương với lớp đất dính, ở mặt bên của thân cọc (MPa):

+ Đất dính:

(3-2)

Trị số được tính theo kinh nghiệm thông qua kết quả thí nghiệm SPT:

= 0.006 =0.006

là sức kháng mũi của lớp đá phong hóa tương đương với lớp đất dính, ở dưới

mũi cọc (MPa):

+ Đất dính:

(3-3)

ảng 3-1: Sức kháng đơn vị ma sát thành cọc [1]

Tham khảo

Mô tả

Touma và Reese (1974)

< 0,24MPa

qs = Kv tan

ở đây:

K = 0,7 đối với Db  7500mm

K = 0,6 đối với 7500mm < Db  12000mm

K = 0,5 đối với Db > 12000mm

Meyerhof (1976)

qs = 0,00096N

Quiros và Reese (1977)

qs = 0,0025N < 0,19 MPa

Reese và Wright (1977)

Với N  53 thì qs = 0,0028 N

Với 53 < N  100 thì qs = 0,00021 (N - 53) + 0,15

Reese và O'Neill (1988)

qs =  v  0,19 MPa với 0,25    1,2

ở đây:

:  = 1,5 – 7,7x10-3

ảng 3-2: Sức kháng đơn vị mũi cọc [12]

Tham khảo Mô tả

Touma và Reese (1974) Rời - qp (MPa) = 0

Chặt vừa - qp (MPa) =

 K = 1 Chặt vừa Dp  500 mm

 K = 0.6 Dp đối với Dp  500 mm

Rất chặt - qp (MPa) =

 Chỉ dùng khi Db > 10D

Meyerhof (1976) qp (MPa) = < 0.13 Ncorr đối với cát

< 0.096 Ncorr đối với bùn

không dẻo

Reese và Wright (1977) qp (MPa) = 0.064 N đối với N  60

qp (MPa) = 3.8 đối với N > 60

Reese và O'Neill (1988) qp (MPa) = 0.057 N đối với N  75

qp (MPa) = 4.3 đối với N > 75

- Tính toán theo tiêu chuẩn mới TCVN 11823: 10-2017 [5]

Nội dung chính đã được trình bày tại mục 1.4.1

3.1.2. Một số hướng dẫn tính toán theo các tiêu chuẩn nước ngoài và một số

nghiên cứu khác

- Các hướng dẫn của nước ngoài về tính toán chịu tải trọng của cọc nhồi

trong đá phong hóa nặng

- Theo Handbook of Geotechnical Investigation and Design Table

Đối với các loại đá phong hóa nặng không lấy được mẫu nguyên trạng,

việc phân loại và ước tính sức chịu tải của đá được lấy theo giá trị SPT ngoại

suy do thiết bị đóng SPT không thể xuyên thêm trước khi đạt giá trị cần

khảo sát:

ảng 3-3: Phân loại đá phong hóa theo giá trị SPT ngoại suy

Cƣờng độ Giá trị SPT ngoại suy Sức chịu tải cho phép

Cực thấp đến thấp 60 ~ 150 500 kPa ~ 1.5 MPa

100 ~ 350 Trung bình 1 ~ 5 MPa 250 ~ 600 Cao

Rất cao đến cực > 500 > 5 MPa cao

Theo phân loại trong Bảng 3-2 ở trên, giá trị SPT ngoại suy có thể đạt

đến 600. Đối với các trường hợp có SPT lớn hơn là đá lấy được mẫu nguyên

trạng để thí nghiệm nén. Ngược lại, khi SPT < 60 thì có thể xem lớp đá

phong hóa đó là đất. Sức chịu tải thành bên của cọc được tính toán từ chỉ số

RQD của đá như sau:

ảng 3-4: Sức chịu tải thành bên cực hạn của cọc trong đá

Cƣờng độ sức

Các đặc tính chuẩn của vật liệu Điều kiện xây dựng kháng thành bên

cực đại

Đất đá có RQD << 25% Bề mặt trơn nhẵn, 0.1

hoặc có dùng vữa Đá chất lượng kém RQD < 25%, 0.2 sét có xen kẹp sét, khuyết tật < 60mm

Đá chat lượng trung bình RQD = 0.45

25%~75%, khuyết tật 60 ~ 200mm Bề mặt nhám nhân

tạo do xới rãnh Đá chất lượng tốt RQD > 75%, 0.7

khuyết tật > 200mm

Trong đó, là cường độ nén không nở hông của đá tươi cùng loại.

Hệ số an toàn đối với công trình vĩnh cửu nằm trong khoảng từ 2,3 ~ 4 tùy

mức độ kiểm soát.

- Theo tiêu chuẩn Nhật Bản JRA [8]

Đối với đá mềm phong hóa thường rất khó để lấy mẫu và ước tính cường độ

kháng cắt. Trong trường hợp này, có thể sử dụng tương quan giữa giá trị N hiệu

chỉnh và các tính chất vật liệu của đá gốc.

Sức chịu tải dọc trục cho phép của cọc đơn.

( 3-4)

Trong đó

là sức chịu tải dọc trục cho phép của cọc (kN) và là hệ số an toàn đối với cọc chống bằng 3 và cọc ma sát bằng 4 tương ứng với tổ hợp tải trọng

dài hạn.

là thông số hiệu chỉnh hệ số an toàn phụ thuộc vào phương pháp ước

tính sức chịu tải cực hạn của cọc (kN).

Sức chịu tải cực hạn của mũi cọc ( )

(kN/m²) (3-5)

Hoặc

(3-6) (kPa)

Trong đó:

là cường độ kháng nén 1 trục (kPa)

là lực dính của lớp đất dưới mũi cọc (kPa)

là dung trọng lần lượt của lớp đất dưới và trên mũi cọc (kN/m³)

là bề rộng hay đường kính cọc (m)

hệ số ảnh hưởng chiều sâu cọc, tính từ mặt đất đến mũi cọc

là hệ số hình dạng móng, móng vuông hoặc tròn thì và

là hệ số sức chịu tải lấy theo Hình 3-1

Lực dính và góc ma sát của đất phải được lấy từ khảo sát và thí nghiệm đất.

H nh 3-1: iểu đồ xác định hệ số sức chịu tải mũi cọc

Sức kháng bên lớn nhất của cọc nhồi

(kPa) (3-7) hoặc

Trong đó: là lực dính của lớp đất (kPa) và là số búa SPT của lớp đất.

- Theo AASHTO LRFD 2010 [16]

Cọc khoan nhồi trong đá phong hóa (IGM’s) tính toán trong điều kiện

10.8.3.5. dựa theo phương pháp của O’Neill and Reese (1999)[41].

Đối với đá phiến sét phong hóa nặng:

Sức kháng mũi cọc

Công thức xác định sức kháng mũi cọc như sau:

(3-8) √ √( √ ) mục (A10.8.3.5.4c-2)

Trong đó: là các tham số về độ nứt nẻ của các loại đá (Bảng 3-5)

là sức kháng nén đơn trục của đá (kPa),

Sức kháng thân cọc

Trong thiết kế, trước tiên phải xác định được lỗ khoan vào trong đá phong

hóa có thành nhẵn hay nhám, vì tính nhám của thành lỗ khoan ảnh hưởng rất lớn

đến sức kháng thành bên của cọc. Công thức xác định sức kháng bên cho trường

hợp thành nhẵn như sau:

(3-9)

Với là hệ số

Đối với đá phong hóa có RQD <20% cần phải có thí nghiệm thử tải để

xác định sức kháng thành bên.

là hệ số tra bảng.

ảng 3-5: Quan hệ giữa chất lượng chung và hằng số vật liệu sử dụng trong xác

định cường độ phi tuyến của đá

Loại đá: Đá phong hóa ra sét – đá

bùn, đá bột kết, đá phiến sét và đá Chất lượng đá Hằng số phiến (từ bình thường đến phong

hóa)

Chất lượng đá Kém

Khoảng cách khe nứt từ 0.03m

~ 0.3m

Chất lượng đá Rất kém

Đá phong hóa mạnh, khoảng

cách khe nứt < 0.05m với nhiều

lỗ trên bề mặt, đá phong hóa ra

hạt mịn.

ảng 3-6: Mô đun đàn hồi của đá

RQD (%)

Khe nứt kín Khe nứt hở

100 1.00 0.60

70 0.70 0.10

50 0.15 0.10

20 0.05 0.05

qui = là giá trị thiết kế trong lớp thứ i, thông thường nó là giá trị trung

bình của thí nghiệm nén một trục trên các lõi đá nguyên vẹn.

Đối với một số trường hợp, không thể lấy mẫu phù hợp cho phòng thí

nghiệm, Cavusogle et al. (2004) đã phát triển mối tương quan giữa qu với thí

nghiệm CPT được áp dụng cho đá phiến sét thường gặp trong khu vực

Dallas và vùng lãnh thổ khác của bang Texas và Oklahoma (Mỹ).

Đối với đá phiến sét yếu của vùng Denver (Mỹ) và các khu vực khác

thường gặp ở bang Colarado cũng có thể được đánh giá bằng phương pháp

trên. Tương quan giữa sức kháng nén dọc trục và chỉ số SPT và hoặc cũng

có thể tính toán sức kháng thành bên trực tiếp từ chỉ số SPT như đã được

đưa ra bởi Abu-Hejleh et al. (2003)[20].

(kPa) (3-10)

- Theo phương pháp Colorado SPT – Based Design (CBS) Method

Phương pháp CSB đã được áp dụng bởi các kỹ sư địa kỹ thuật cho cả

hai loại đá phong hóa yếu, có và không có tính dính kể cả đá tốt. Sức kháng

đơn vị được xác định chỉ dựa vào duy nhất chỉ số SPT.

Việc xác định giá trị N (SPT) thích hợp cho các mục đích thiết kế khác

nhau được dựa trên sự đồng dạng của lớp phủ bề mặt, loại kết cấu và kinh

nghiệm của người kỹ sư. N thường được lấy giá trị trung bình của lớp địa

chất xem xét, giá trị trung bình thấp nhất của tất cả các lỗ khoan, hoặc thậm

chí có thể giá trị N thấp nhất thu được trong một lớp.

Khi có sự thay đổi rõ ràng số búa SPT dọc theo chiều dài cọc (ví dụ: số

búa SPT tăng lên theo chiều sâu), thì sức kháng cho phép thành bên cũng

thay đổi dọc theo chiều dài cọc. Với việc thiếu thông tin các yếu tố địa chất

phù hợp thì hệ số an toàn được cho vào trong phương pháp thiết kế CSB, hệ

số an toàn bằng 3 thường được giả định và được đề nghị sử dụng cho sức

kháng cực hạn mũi và thành bên.

Sức kháng mũi cọc

(kPa) (3-11)

Sức kháng thành bên

(kPa) (3-12)

- Theo hai báo cáo của CDOT [20]

Đối với đá phiến sét phong hóa (Loai I: Sét kết có N<100) không lấy

được mẫu để thí nghiệm trong phòng thì sức kháng mũi và thân dựa vào thí

nghiệm SPT với hệ số sức kháng và hệ số an toàn bằng 2 như sau:

Sức kháng mũi cọc

(kPa) (3-13)

Sức kháng thành bên

(kPa) (3-14)

3.2. Thí nghiệm hiện trƣờng xác định sức chịu tải cọc khoan nhồi

3.2.1. Điều kiện địa chất cầu Ái Tử

Phân bố địa chất các lớp đất tại cầu Ái Tử được cho trong hình 3-2.

H nh 3-2: H nh trụ lỗ khoan tại vị trí cầu Ái Tử

Địa chất cụ thể của cầu Ái Tử gồm các lớp đất dƣới đây:

Lớp 1: Sét màu xám tro lẫn thực vật. Chiều dày 0.30m, xuất hiện hầu hết

trên đoạn tuyến đất làm nông nghiệp hoa màu.

Lớp 1A: Sét pha trạng thái dẻo cứng. Lớp này nằm dưới lớp 1, phân bố

đầu tuyến đoạn 3 đến đầu cầu Lai Phước. Lớp có chiều dày 2.70m. Lớp tiến

hành lấy 01 mẫu thí nghiệm (có bảng thí nghiệm chi tiết kèm theo). Kết quả thí

nghiệm sức kháng xuyên của lớp N30 = 14 búa. Đây là lớp có khả năng chịu tải kém Rtc<1.5 kG/cm2.

Lớp 1B: Sét màu xám tro, xám trắng. Trạng thái dẻo cứng. Lớp xuất hiện

từ Km7+394.25 đến cuối tuyến đoạn 3. Chiều dày của lớp từ 2.0–2.75m. Lớp

tiến hành lấy 01 mẫu thí nghiệm.

Lớp 3: Lớp bùn sét, màu xám đen, xám tro. Chiều dày của lớp 1.0–

18.60m, phân bố từ đầu tuyến đến Km8+618.34. Lớp tiến hành lấy 10 mẫu thí

nghiệm (có bảng thí nghiệm chi tiết kèm theo). Đây là lớp có sức chịu tải kém Rtc<1,0 kG/cm2. Kết quả thí nghiệm sức kháng xuyên tiêu chuẩn SPT tại hiện

trường N30 = 2-4 búa.

Lớp 3A: Lớp bùn cát hạt vừa màu xám đen, xám tro. Lớp nằm dưới lớp 3, phân bố cục bộ tại LK04. Đây là lớp có sức chịu tải kém Rtc<1,0 kG/cm2. Kết

quả thí nghiệm sức kháng xuyên tiêu chuẩn SPT tại hiện trường N30 = 4 búa.

Lớp 3B: Sét lẫn sỏi sạn, màu xám vàng, nâu đỏ. Là lớp có khả năng chịu tải trung bình, Rtc = 1.8-2.2 kG/cm2. Lớp tiến hành lấy 05 mẫu thí nghiệm. Kết

quả thí nghiệm sức kháng xuyên tiêu chuẩn SPT tại hiện trường N30 = 16-22

búa. Lớp này xuất hiện từ lý trình: Km8+581.33 đến cuối tuyến.

Lớp 3C: Sét pha trạng thái dẻo cứng. Lớp phân bố từ Km7+527.38 đến

Km8+245.90. Lớp tiến hành lấy 06 mẫu thí nghiệm (có bảng thí nghiệm chi tiết

kèm theo). Đây là lớp có khả năng chịu tải trung bình. Sức kháng xuyên tiêu

chuẩn của lớp N30 = 9 búa.

Lớp C: Cát sỏi màu xám vàng, xám trắng. Kết cấu chặt vừa. Chiều dày

chưa xác định xuất hiện tại LK4.

Lớp 7B: Đá bột kết, sét kết màu xám vàng xám xanh, nứt nẻ phong hóa

mạnh N30 = 17-25 búa, xuất hiện ở khu vực Cầu Ái Tử. Chiều dày từ 4 đến

5,3m.

Lớp 7C: Đá bột sét kết màu xám xanh, xám đen, phong hóa vừa xuất hiện

ở khu vực Cầu Ái Tử. Chiều dày từ 3,3 đến 14m.

Lớp 8: Đá bột sét kết màu xám xanh, xám đen, RQD = (22-25%), xuất

hiện ở khu vực Cầu Ái Tử. Chiều dày chưa xác định.

Kết luận: Lớp 7C là lớp đá phong hóa từ mạnh đến trung bình. Đây là lớp

đá ảnh hưởng đến sức chịu tải của cọc khi tính toán thiết kế và khi thi công,

cũng là đối tượng nghiên cứu của đề tài.

3.2.2. Giới thiệu tổng quan về thí nghiệm

- Tổng quan về vị trí thí nghiệm

Vị trí thí nghiệm nén tĩnh và nhổ cọc khoan nhồi vào tầng phóng hóa nứt nẻ

được thực hiện tại cầu Cầu Ái Tử Quảng Trị. Đây là một cầu thuộc Dự án đầu

tư xây dựng công trình tuyến tránh quốc lộ 1 đoạn qua thị xã Quảng Trị (hạng

mục cầu Thành Cổ và đường dẫn), tỉnh Quảng Trị đã được bộ GTVT phê duyệt

thiết kế bản vẽ thi công tại Quyết định số 2498/QĐ-BGTVT ngày 11/08/2016.

Hiện nay hạng mục cầu Thành Cổ đã thi công xong, các hạng mục còn lại đang

được gấp rút hoàn thiện. Trong các hạng mục đang hoàn thiện, có hạng mục các

cầu trên tuyền bao gồm 4 cầu: Cầu Bến Lội (km 0+659), cầu Sông Hiếu

(km2+520), cầu Lai Phước (km7+681.74), Cầu Ái Tử (km763+214.8).

- Thông tin cơ bản về cầu Ái Tử

 Cầu dạng bản liên tục bằng BTCT đổ trực tiếp trên nền cọc khoan nhồi D800

 Sơ đồ nhịp: Cầu dầm bản liên tục 5 nhịp mỗi nhịp dài 7,0m sơ đồ cấu tạo

bố trí như sau 1x(5x7)m

 Chiều dài cầu: 36.2m

 (Bố trí chi tiết xem trong phụ lục)

 Trong quá trình thí nghiệm hiện trường các Tiêu chuẩn kỹ thuật sau được

tham khảo:

ASTM D 1143 – 81: Tiêu chuẩn thí nghiệm nén tĩnh cọc.

TCVN 9393:2012: Cọc – Phương pháp thử nghiệm tại hiện trường bằng tải

trọng tĩnh ép dọc trục [2]

TCVN 9395:2012: Cọc khoan nhồi – Thi công, kiểm tra và nghiệm thu [3]

Tiêu chuẩn ASTM D3689 Tiêu chuẩn thí nghiệm cọc chịu tải trọng nhổ cho

móng sâu [15]

Tiêu chuẩn ASTM D1143M - 07(2013)e1 Tiêu chuẩn thí nghiệm cọc chịu tải

trọng tĩnh cho móng sâu [14]

- Số lượng cọc thí nghiệm được cho như bảng 3-7 như sau.

ảng 3-7 Số lượng cọc thí nghiệm

TT Số lƣợng Thí nghiệm Vị trí Ghi chú

Nén tĩnh cọc có gắn thiết 1 01 Mố T6 (cọc 1) bị đo dọc theo thân cọc

Giá trị tính toán Nhổ cọc có gắn thiết bị 2 02 Mố T6 (cọc 2,3) sẽ được lấy trung đo dọc theo thân cọc bình

3.2.3. Thí nghiệm nén tĩnh dọc trục

- Thiết bị thí nghiệm nén tĩnh

- Thiết bị thí nghiệm bao gồm:

 Thiết bị gia tải: Kích, bơm thủy lực;

 Hệ đo lún: Đồng hồ đo lún, hệ thống đo lún tự động, dầm chuẩn;

 Hệ phản lực: Dầm thí nghiệm, dầm phụ, tải chất thí nghiệm, cọc neo.

Các thiết bị cho nén tĩnh cọc như ở bảng dưới đây:

ảng 3-8 ảng thiết bị cần thiết cho thí nghiệm nén tĩnh cọc

Số Ghi TT Hạng mục Chi tiết lƣợng chú

KN500- 1 Load cell (thiết bị gia tải) • Khả năng: 500 tấn 04 200

Số Ghi TT Hạng mục Chi tiết lƣợng chú

2 Kích bơm cho việc gia tải • Loại: 2 chiều 01

Dầm chính cho hệ phản • Dầm thép 3 01 lực

• Dầm ngang thép 4 Dầm phụ cho hệ phản lực 08

5 Dầm chuẩn • Thép hộp 02 cái

Khối bê tông cho hệ phản Theo 6 • Khối bê tông cốt thép lực yêu cầu

• Phạm vi: 0÷600kg/cm2,

7 Đồng hồ đo lực sai số: 0.4%. 01

loại thuỷ lực

Thiết bị đo lún đầu cọc, • Hành trình 100mm Kyowa DT-100A 04 cái 8 • Độ chính xác 0.01mm

Thiết bị đo chuyển vị của 9 3 cọc: Rod extensometer

Thiết bị Đo biến dạng của

10 bê tông: [Concrete strain 10

gauge]

• Khả năng nâng ≥ 25 KR- 11 Cần cẩu 01 tấn 25H-V

12 Máy thuỷ bình 01 set

13 Tấm thép 02 Được chỉ ra trong bản vẽ

14 Dàn giáo 01

- Bố trí thí nghiệm

H nh 3-3: ố trí các thiết bị đo dọc theo lồng cốt thép

- Thiết bị đo chuyển vị

Thiết bị đo chuyển vị đầu cọc (DT-100A; KYOWA, JAPAN) có độ chính

xác 0.01mm và hành trình tối đa là 10cm, được nối với hệ thống đo số liệu tự

động, được cố định vào dầm chuẩn để ghi lại chuyển vị của đầu cọc trong suốt

quá trình thí nghiệm. Có 4 thiết bị đo chuyển vị ở đầu cọc.

H nh 3-4: Thiết bị đo chuyển vị đầu cọc

- Thiết bị đo chuyển vị của cọc: Rod extensometer

Trong thí nghiệm nén cọc, việc đo đạc sự co, giãn của cọc ở các độ sâu

khác nhau giúp cho việc xác định biến dạng của cọc khi chịu tải. Thiết bị đo

giãn kế bao gồm một đầu đo, 1 thanh đo và 1 neo tại điểm cuối.

Mỗi 1 cọc gắn 3 thiết bị và mỗi độ sâu gắn 1, tổng cộng có 3 thiết bị đo

biến dạng của cọc: tại đỉnh cọc, giữa cọc và mũi cọc.

H nh 3-5: Thiết bị đo biến dạng của cọc

Phƣơng pháp lắp đặt:

1. Lắp đặt thiết bị đo chuyển vị cọc tại các độ sâu định trước.

2. Khi lắp đặt lồng cốt thép, cố định điểm neo cuối cùng vào thanh cốt thép

đã xác định trước để cho vị trí của nó ứng với độ sâu đã xác định trước khi lắp

đặt. Sau khi lắp đặt thanh giãn kế và điểm cuối neo được bắt vít chặt vào thì ống

nhựa PVC sẽ được đặt vào. Cần một khoảng cách hợp lý để buộc dây vào thanh

cốt thép dọc chủ.

3. Khi cẩu lắp lồng cốt thép, điểm neo cuối và giãn kế dạng thanh cần phải

được bảo vệ cẩn thận bảo vệ khi rót bê tông vào.

4. Sau khi đổ bê tông cọc, quá trình lắp đặt kết thúc.

- Thiết bị đo biến dạng của bê tông: [Concrete strain gauge]

Trong thí nghiệm nén tĩnh cọc, biến dạng của bê tông tại các độ sâu khác

nhau được quan trắc để có thể hiểu biến dạng của bê tông khi cọc được gia tải.

Mỗi cọc được bố trí tại 5 độ sâu khác nhau và mỗi độ sâu gắn 2 thiết bị, tổng

cộng có 10 thiết bị đo biến dạng của bê tông.

H nh 3-6 Thiết bị đo biến dạng bê tông

SG=GL-0.7m, GL-2 m, GL-10.1, GL-11.5, GL-12.5m

Phƣơng pháp lắp đặt:

1. Cố định cảm biến đo biến dạng bê tông vào thanh thép chỉ định trước để

cho bản thân cảm biến đo biến dạng này được lắp đặt vào độ sâu đã biết.

2. Sau khi thi công xong lồng cốt thép và việc nâng các lồng cốt thép này

hoàn thành, đọc giá trị của cảm biến đo biến dạng bê tông để đảm bảo cảm biến

này làm việc bình thường.

3. Khi lắp đặt lồng cốt thép và gắn dây nối, các cảm biến và dây dẫn của

cảm biến phải được bảo vệ đúng cách để đảm bảo rằng biến dạng của bê tông

không bị hư hỏng trong quá trình đổ bê tông.

4. Sau khi cọc đổ bê tông xong, giá trị ban đầu phải được đọc ngay, và nó sẽ

được đánh giá là hoạt động bình thường hay không và việc lắp đặt được hoàn thành.

H nh 3-7 Các thiết bị đo và dây nối sau khi lắp vào lồng cốt thép

H nh 3-8: Sơ đồ bố trí thiết bị đo

H nh 3-9: Sơ đồ bố trí thiết bị đo

- Quy trình gia tải

Trình tự tăng tải và giảm tải: Tải trọng tác dụng vào đầu cọc ứng với mỗi

cấp tải trọng khác nhau tương ứng với % của tải trọng thiết kế. Tải trọng được

gia tăng lên cấp tiếp theo sau khi độ lún đầu cọc đạt độ ổn định tại cấp tải trọng

trước đó với trình tự tải trọng như sau:

Kiểm tra thiết bị: 0%  5 %  0%

Chu trình 1: 100%

Tăng tải: 0%  25 %  50%  75%  100%

Giảm tải: 100%  50%  0%

Quy trình 2: 150%

Tăng tải: 0%  25 %  50%  75%  100%  125%  150%

Giảm tải: 150%  100%  50%  0%.

ảng 3-9: Chu tr nh thí nghiệm

Phần

trăm Thời gian duy trì của tải trọng Thời gian đọc số liệu Chi tiết tải lên đầu cọc (phút) trọng

thiết kế

Kiểm tra thiết bị

0% 0 - -

5% Khoảng 10 phút -

0% 10 phút - -

Chu trình 1

Ít nhất 1 giờ và cho đến khi tốc Ghi lại số liệu tại 0-10- 25% độ lún không lớn hơn 20-30-45-60 phút 0.25mm/giờ nhưng không dài

Phần

trăm Thời gian duy trì của tải trọng Thời gian đọc số liệu tải Chi tiết lên đầu cọc (phút) trọng

thiết kế

hơn 2 giờ

Ít nhất 1 giờ và cho đến khi tốc Ghi lại số liệu tại 0-10-

độ lún không lớn hơn 20-30-45-60 phút 50% 0.25mm/giờ nhưng không dài

hơn 2 giờ

Ít nhất 1 giờ và cho đến khi tốc

độ lún không lớn hơn Ghi lại số liệu tại 0-10- 75% 0.25mm/giờ nhưng không dài 20-30-45-60 phút

hơn 2 giờ

Ghi lại số liệu tại 0-10-20-

30-45-60-120 phút và tiếp 100% Đo trong 6h tục 60 phút một lần cho

đến hết thời gian quy định

Ghi lại số liệu tại 0-10- 50% 30 phút 20-30 phút

Ghi lại số liệu tại 0-10- 0% 60 phút 20-30-45-60 phút

Chu trình 2

Ít nhất 1 giờ và cho đến khi tốc

độ lún không lớn hơn Ghi lại số liệu tại 0-10- 25% 0.25mm/giờ nhưng không dài 20-30-45-60 phút

hơn 2 giờ

Phần

trăm Thời gian duy trì của tải trọng Thời gian đọc số liệu Chi tiết tải lên đầu cọc (phút) trọng

thiết kế

Ít nhất 1 giờ và cho đến khi tốc Ghi lại số liệu tại 0-10-

độ lún không lớn hơn 20-30-45-60-phút 50% 0.25mm/giờ nhưng không dài

hơn 2 giờ

Ít nhất 1 giờ và cho đến khi tốc

độ lún không lớn hơn Ghi lại số liệu tại 0-10- 75% 0.25mm/giờ nhưng không dài 20-30-45-60 phút

hơn 2 giờ

Ít nhất 1 giờ và cho đến khi tốc

độ lún không lớn hơn Ghi lại số liệu tại 0-10- 100% 0.25mm/giờ nhưng không dài 20-30-45-60 phút

hơn 2 giờ

Ít nhất 1 giờ và cho đến khi tốc

độ lún không lớn hơn Ghi lại số liệu tại 0-10- 125% 0.25mm/giờ nhưng không dài 20-30-45-60 phút

hơn 2 giờ

Ghi lại số liệu tại 0-10-

20-30-45-60-70-80-90- Ít nhất 12 giờ và cho đến khi tốc 100-110-120 phút và - độ lún không lớn hơn 150% 3h-4h-5h-6h-7h-8h-9h- 0.25mm/giờ nhưng không dài 10h-11h-12h-13h-14h- hơn 24 giờ 15h-16h-17h-18h-19h-

20h-21h-22h-23h-24h

Phần

trăm Thời gian duy trì của tải trọng Thời gian đọc số liệu Chi tiết tải lên đầu cọc (phút) trọng

thiết kế

Ghi lại số liệu tại 0-10- 100% Đo trong 1h 20-30-45-60 phút

Ghi lại số liệu tại 0-10- 50% Đo trong 1h 20-30-45-60 phút

Ghi lại số liệu tại 0-10- 0% Đo trong 1h 20-30-45-60 phút

Trong quá trình thí nghiệm, trạng thái của cọc thí nghiệm, hệ thống quan

trắc, chuyển vị của hệ thống tải trọng phải được quan sát và ghi lại theo thời

gian.

Giá trị tải trọng, biến dạng, thời gian của đầu cọc phải được đo đạc và ghi

lại ngay khi tăng tải hoặc giảm tải.

- Thí nghiệm không đạt

Cọc làm việc được xem là không đạt khi:

- Tổng chuyển vị đầu cọc vượt quá 10%D (D là đường kính cọc).

- Vật liệu cọc bị phá hủy.

- Tổng chuyển vị đầu cọc dưới tác dụng tải trọng thí nghiệm lớn nhất và

biến dạng dư của cọc vượt quá quy định nêu trong phương án thí nghiệm.

- Kết thúc thí nghiệm

Thí nghiệm nén tĩnh sẽ được kết thúc khi:

- Tải trọng thí nghiệm tối đa đã được áp dụng cho cọc được thí nghiệm và

quy trình thí nghiệm đã được hoàn tất.

- Cọc thí nghiệm bị phá hoại (phá hoại do vật liệu, phá hoại do liên kết

giữa cọc và đất nền).

- Tạm dừng thí nghiệm

Thí nghiệm nén tĩnh phải tạm dừng khi:

- Các mốc chuẩn đặt sai, không ổn định hoặc bị phá hoại.

- Kích hay thiết bị đo không chính xác.

- Hệ phản lực không ổn định.

Việc thí nghiệm có thể được tiếp tục sau khi đã khắc phục, xử lý.

- Hủy bỏ thí nghiệm

Thí nghiệm nén tĩnh phải hủy bỏ khi:

- Cọc bị nén trước khi gia tải.

- Các tình trạng trên không thể khắc phục được.

- Chỉnh lí số liệu

- Phân tích số liệu thu được như biến dạng của bê tông và biến dạng của

cọc với các giai đoạn gia tải.

- Theo nguyên lý vật liệu, lực tác dụng ở mỗi độ sâu được tính toán theo

công thức của định luật Hook:

(3-15) P=c.Ec.Ac

Trong đó:

Ac: diện tích phần bê tông, là phần diện tích mặt cắt ngang của cọc và

diện tích cốt thép

Từ quan hệ của Ec, kết hợp với biến dạng của bê tông ở mỗi độ sâu và mỗi

cấp gia tải, ứng suất của cọc ở mỗi giai đoạn gia tải được tính toán. Mối quan hệ

giữa lực và độ sâu thí nghiệm ở mỗi giai đoạn thí nghiệm như sau.

Lấy hiệu của hai giá trị lực truyền ở độ sâu đó, chia cho diện tích xung

quanh giữa độ sâu đó, lực ma sát đơn vị được tính theo biểu thức:

(3-16) f=(Pi-Pi-1)/A=(Pi-Pi-1)/.D.L

Chuyển vị của cọc được đo đạc bằng cách đo độ lún đầu cọc và chuyển vị

tại các mức cao độ.

Lực ma sát và chuyển vị giữa các độ sâu được nội suy, và mối quan hệ giữa

chuyển vị và biến dạng (t-Z). Tính toán lực tác dụng vào cọc ở điểm sâu nhất và

giảm lực ma sát.

Đối với mỗi thí nghiệm, biểu đồ cần được nộp bao gồm:

 Quan hệ tải trọng-độ lún

 Quan hệ độ lún-thời gian

 Quan hệ tải trọng-độ lún-thời gian

H nh 3-10 Thí nghiệm nén tĩnh cọc thực tế tại Cầu Ái Tử

3.2.4. Thí nghiệm nhổ cọc

- Phương pháp thí nghiệm

Thí nghiệm nhổ cọc được thực hiện bằng cách tác dụng tải trọng dọc trục

sao cho cọc nhổ lên khỏi đất nền. Tải trọng tác dụng được thực hiện bằng hệ

thống kích thủy lực hoạt động dưới một bơm thủy lực với hệ phản lực là dầm thí

nghiệm và các gối đỡ bằng các khối bê tông.

Thí nghiệm nhổ cọc được áp dụng theo Tiêu chuẩn ASTM D3689 [46] “Tiêu

chuẩn thí nghiệm cọc chịu tải trọng nhổ cho móng sâu” và tham khảo một số

các dự án thực tế của các đơn vị chuyên thí nghiệm cọc khoan nhồi tại Việt

nam như Fecon và Adcom.

- Thiết bị thí nghiệm và phương pháp lắp đặt

Thiết bị lắp đặt bao gồm:

 Hệ gia tải: Kích, bơm thủy lực;

 Hệ đo lún: Đồng hồ đo lún, dầm chuẩn;

 Hệ phản lực: Dầm thí nghiệm, gối đỡ, neo liên kết.

Việc lắp đặt, bố trí thiết bị thí nghiệm được thể hiện trên hình 3-11. Dầm

thí nghiệm được kê lên 2 gối đỡ làm phản lực cho kích thủy lực. Kích thủy lực

đặt trực tiếp trên dầm thí nghiệm. Liên kết kích thủy lực với cọc thí nghiệm

được thực hiện bằng 16 thanh 25mm. Dầm chuẩn dùng để gắn đồng hồ đo

chuyển dịch được bố trí đối xứng cách đều hai bên cọc thí nghiệm. Khoảng cách

từ các gối đỡ đến cọc thí nghiệm, giữa dầm chuẩn đến cọc thí nghiệm và đến gối

đỡ được bố trí theo tiêu chuẩn quy định.

H nh 3-11 Sơ đồ bố trí thí nghiệm nhổ cọc

H nh 3-12 Thí nghiệm nhổ cọc thực tế tại Cầu Ái Tử

- Quy trình thí nghiệm

a. Quy tr nh gia tải

Quy trình gia tải cụ thể được trình bày trong bảng sau:

ảng 3-10: Quy tr nh gia tải cụ thể

Phần tram Thời gian duy trì của Thời gian đọc số tải trọng Chi tiết tải trọng lên đầu cọc liệu (phút) thiết kế

Kiểm tra thiết bị

0% 0 - -

5% Khoảng 10 phút -

0% 10 phút - -

Ghi lại số liệu tại 0- 25% Nhiều nhất 15 phút 4-6-10-15 phút

Ghi lại số liệu tại 0- 50% Nhiều nhất phút 4-6-10-15 phút

75% Nhiều nhất 15 phút Ghi lại số liệu tại 0-

Phần tram Thời gian duy trì của Thời gian đọc số tải trọng Chi tiết tải trọng lên đầu cọc liệu (phút) thiết kế

4-6-10-15 phút

Ghi lại số liệu tại 0- 100% Nhiều nhất 15 phút 4-6-10-15 phút

Ghi lại số liệu tại 0- 150% Nhiều nhất 15 phút 4-6-10-15 phút

Ghi lại số liệu tại 0- 175% Nhiều nhất 15 phút 4-6-10-15 phút

Ghi lại số liệu tại 0- 200% Nhiều nhất 15 phút 4-6-10-15 phút

Ghi lại số liệu tại 0- 150% Nhiều nhất 15 phút 4-6-10-15 phút

Ghi lại số liệu tại 0- 100% Nhiều nhất 15 phút 4-6-10-15 phút

Ghi lại số liệu tại 0- 50% Nhiều nhất 15 phút 4-6-10-15 phút

Ghi lại số liệu tại 0- 0% Nhiều nhất 15 phút 4-6-10-15 phút

b. Quy tr nh về dừng thí nghiệm

Dừng thí nghiệm trong các trường hợp sau:

 Đầu cọc bị nứt, vỡ;

 Tại cấp tải nào đấy, đầu cọc bị nhổ bằng 5 lần cấp tải trước đó hoặc vượt

quá 10%D (80mm);

3.3. Nghiên cứu theo phân tích ngƣợc kết hợp lí thuyết và kết quả đo đạc

trong quá trình thí nghiệm

3.3.1. Sức chịu tải của cọc theo lý thuyết

Kết quả tính toán sức kháng bên và sức kháng mũi theo TCVN 111823 –

10:2017 được tóm tắt như ở bảng dưới.

ảng 3-11: Sức kháng ma sát của cọc tại lớp đá phong hóa nứt nẻ

Kết quả tính toán Sức kháng ma sát bên Sức kháng ma sát mũi

đơn vị (MPa) đơn vị (MPa)

Tính toán theo TCVN 0,1728 0,7094 11823 – 10:2017

3.3.2. Sức chịu tải của cọc theo thí nghiệm

- Kết quả thí nghiệm nén tĩnh

Kết quả thí nghiệm cọc khoan nhồi

ảng 3-12: Tóm tắt tổng hợp kết quả đo lún cọc khoan nhồi.

Lún ứng Độ lún

Tải trọng với còn lại Lún giới Vị trí theo dõi Chiều thí TTTN ứng với Tên hạn cho lún (từ rod dài cọc nghiệm lớn nhất quá trình cọc phép extensometer) (m) yêu cầu tại từng hạ tải tại (mm) (T) vị trí từng vị

(mm) trí (mm)

1.43 0.4 Đầu cọc

T6-1 Giữa cọc 14 229.5 80 0.5 0.13

0.01 0 Mũi cọc

Kết luận:

- Cọc thí nghiệm T6-1, D800mm được thí nghiệm đến tải trọng 229.5 tấn.

Độ lún ứng với cấp tải lớn nhất là 1,43mm nhỏ hơn so với giới hạn cho phép

theo quy định tại điều 4.4.11 – 4.4.12 của TCVN 9393:2012 (10% đường kính

cọc: 800x10% = 80mm).

Kết quả thí nghiệm đo biến dạng ứng suất thân cọc khoan nhồi

- Từ nội lực của 2 cao trình có thể tính được sức kháng ma sát của lớp đất

xung quanh đoạn cọc giữa 2 cao trình Fmsi=Qi-Qi+1.

- Từ sức kháng ma sát Fmsi có thể tính được sức kháng ma sát đơn vị

fmsi=Fmsi/Sxqi, Sxqi là diện tích xung quanh của đoạn cọc giữa 2 cao trình.

- Nếu tính được sức kháng ma sát của tất cả các lớp đất xung quanh sẽ tính

được sức kháng mũi của lớp đất dưới đáy cọc

1. Sức kháng ma sát của lớp đất xung quanh đoạn cọc từ cao trình cách đáy

lồng 11.8m và cách đáy lồng 10.5m.

F1= F11.8 – F10.5 = 188,23– 185,89 = 2,34 ( T )

- Sức kháng ma sát đơn vị: f1= F1/Sxqi = (2,34 x10)/(2,512 x 1.3) = 0,0072MPa

2. Sức kháng ma sát của lớp đất xung quanh đoạn cọc từ cao trình cách đáy

lồng 10.5m và cách đáy lồng 2.4m.

F2= F10.5 – F2.4 = 185,89 – 86,56 = 99,33 ( T )

- Sức kháng ma sát đơn vị: f2= F1/Sxqi = (99,33 x 10)/(2,512 x 8.1) = 0,0488MPa

3. Sức kháng ma sát của lớp đất xung quanh đoạn cọc từ cao trình cách đáy

lồng 2.4m và đáy lồng.

F3= F2.4 – F0 = 86,56 – 19,15 = 67,41 ( T )

- Sức kháng ma sát đơn vị: f3= F1/Sxqi = (67,41 x 10)/(2,512 x 2.4) = 0.11181MPa

- Kết quả thí nghiệm nhổ

ảng 3-13: Tóm tắt kết quả đo chuyển vị cọc khoan nhồi

Chuyển Chuyển vị Tải vị ứng còn lại trọng với Lún giới ứng với Vị trí theo dõi Chiều thí TTTN hạn cho Tên quá trình lún (từ rod dài cọc nghiệm lớn nhất phép cọc hạ tải tại extensometer) (m) yêu tại từng (mm) từng vị trí cầu (T) vị trí (mm) (mm)

11.32 3.04 Đầu cọc

T6-2 và 4.18 Giữa cọc 14 260 5.73 80 T6-3

0.9 0.3 Mũi cọc

Kết luận:

Cọc thí nghiệm T6-2,3; D800mm được thí nghiệm đến tải trọng 260 tấn.

Chuyển vị ứng với cấp tải lớn nhất là 11,32mm nhỏ hơn so với giới hạn cho

phép theo quy định tại điều 4.4.11 – 4.4.12 của TCVN 9393:2012 (10% đường

kính cọc: 800x10% = 80mm).

3.3.3. Giải thích kết quả

Từ việc đo biến dạng tại các vị trí có thể xác định được sức kháng ma sát

thành bên qs theo các công thức bên trên. Sau đó có thể vẽ được biểu đồ phân bố

sức kháng thành bên theo độ sâu như chỉ ra trên hình 3-13. Rõ ràng tại vị trí lớp

IGM tại mũi cọc sức kháng thành bên đơn vị là lớn nhất 0.11 MPa.

Ngoài ra có thể vẽ được biểu đồ phân bố tải trọng tại các độ sâu khác nhau

dựa vào giá trị đo của biến dạng như chỉ ra ở hình 3-14.

H nh 3-13 iểu đồ sức kháng ma sát H nh 3-14: iểu đồ lực tác dụng theo

dọc theo thành cọc theo độ sâu với các độ sâu với các cấp tải trọng khi nén

cấp tải trọng khi nén tĩnh tĩnh

H nh 3-15: iểu đồ tải trọng độ lún thí nghiệm nén tĩnh

- Cọc thí nghiệm T6-1, D800mm được thí nghiệm đến tải trọng 229,5 tấn.

Độ lún ứng với cấp tải lớn nhất là 1,43mm nhỏ hơn so với giới hạn cho phép

theo quy định tại điều 4.4.11 – 4.4.12 của TCVN 9393:2012 (10% đường kính

cọc: 800x10% = 80mm).

- Như vậy ngoài chuyển vị tại đầu cọc có thể thấy chuyển vị tại mũi cọc rất

bé, được thể hiện ở hình 3-15.

Theo công thức tại phụ lục B (tính sức kháng theo nền và biến dạng của

cọc khoan trong nền đá và đá mềm yếu IGM ) trong tiêu chuẩn thiết kế cầu

11423-10:2017 thì sức kháng ma sát khi vào lớp IGM và sức kháng tại mũi cọc

khi vào lớp IGM như bảng sau:

ảng 3-14: So sánh kết quả tính toán theo IGM và kết quả thí nghiệm nén cọc

Khi tính theo Kết quả thí So sánh IGM nghiệm

0.1728x0,6=0.103 0.11181 Sức kháng ma sát thành cọc đơn vị qs

(MPa)

Sức kháng mũi cọc đơn vị qp (MPa) 0.7094x0,5=0.3545 0.5542

H nh 3-16: iểu đồ sức kháng ma H nh 3-17: iểu đồ tải trọng độ lún thí

sát dọc theo thành cọc theo độ sâu nghiệm nhổ cọc

với các cấp tải trọng khi nhổ cọc

ảng 3-15 So sánh kết quả tính toán theo IGM và kết quả thí nghiệm nhổ cọc

Kết quả thí So sánh Khi tính theo IGM nghiệm

0.1728 x 0,6=0.103 0.168 Sức kháng thành cọc qs đơn vị (MPa)

Dễ dàng nhận thấy, kết quả tính toán lí thuyết cần được hiệu chỉnh để áp dụng

một cách hiệu quả. Trong phạm vi luận án bước đầu có thể đưa ra một cách hiệu

chỉnh đơn giản là so sánh giữa kết quả lý thuyết và kết quả thí nghiệm. Có thể sử

dụng hệ số điều chỉnh, gọi là hệ số suy giảm A và B với lí thuyết như sau:

(3-17) fSN (thực tế) = A. fSN (tính toán)

(3-18) fp (thực tế) = B. fp (tính toán)

Hệ số kiến nghị là A = 0.1181/0.1036= 1.14 và B = 0.5542/0.3547=1.562

Khi đó, có thể tính toán cho sức kháng bên và mũi đơn vị:

(3-19) Sức kháng thành bên: fSN (kiến nghị) = 1.14. qu

Trong đó: qu là cường độ kháng nén của đá nguyên dạng

 là hệ số điều chỉnh xét đến mức độ có khe nối, nứt

    là hệ số thực nghiệm biểu thị trên hình vẽ

 

n là ứng suất của bê tông tại điểm giữa của lớp địa tầng.

Sức kháng mũi cọc: (3-20) fp (kiến nghị) = 4.687.qu.ksp.d

Trong đó:

Với:

là cường độ nén một trục của đá

khoảng cách thẳng đứng giữa các vết nứt (nối) phân vỉa của đá

độ mở rộng của vết nối

đường kính hốc ngàm chân cọc vào đá

chiều sâu chôn ngàm vào đá

Hiệu chỉnh thí nghiệm nhổ

(3-21) fSN (thực tế) = C. fSN (tính toán)

C=0.168/0.1036=1.62

Gộp chung lại lấy giá trị trung bình cho phần sức kháng thành bên=1,38 (trung

bình giữa thí nghiệm nén và kéo).

(3-22) fSN (kiến nghị) = 1.38. qu

Kết luận:

Sức kháng đơn vị thành cọc thí nghiệm lớn hơn so với tính toán là 14%.

Sức kháng đơn vị mũi cọc thí nghiệm lớn hơn so với tính toán là 38%.

So sánh với kết quả của Tan và Chow (2006) kết luận sức kháng ma sát của cọc

khi thi công vào lớp đá vôi tại Malaysia (1998).

Sức kháng ma sát liên quan đến chỉ số chất lượng đá RQD như sau :

(a) đối với trường hợp RQD < 25%, giá trị sức kháng ma sát thành cọc cho phép

qs= 0.3MPa;

(b) đối với trường hợp RQD= 25-70%, giá trị sức kháng ma sát thành cọc cho

phép qs= 0.6 MPa;

qs= 1 MPa.

Như vậy ứng với trường hợp a, sức kháng ma sát nhỏ hơn so với trường hợp cọc

thi công vào lớp đá vôi tại Malaysia.

3.4. Thí nghiệm siêu âm

Kết quả thí nghiệm siêu âm cho cọc T6-1, T6-2 và T6-3 cho thấy bê tông

đảm bảo đồng nhất (bảng 3-14), v>3000m/s. Chi tiết các biểu đồ có thể xem tại

phụ lục.

ảng 3-16 Kết quả thí nghiệm siêu âm cọc tại trụ T6

Tên cọc Mặt cắt Vận tốc (m/s) Nhận xét

3000 – 4450 1-2 Bê tông đạt yêu cầu về độ đồng

nhất 2-3 3200 - 4550 Cọc 1 – Trụ

T6 3-1 3000 - 3950

1-2 3150 – 4400 Bê tông đạt yêu cầu về độ đồng

nhất 2-3 3300 – 3800 Cọc 2 – Trụ

T6 3-1 3650 – 4250

1-2 3250 – 4550 Bê tông đạt yêu cầu về độ đồng

nhất 2-3 3100 – 4150 Cọc 3 – Trụ

T6 3-1 3050 – 4250

3.5. Kết luận chƣơng 3

- Chương này trình bày kết quả thí nghiệm kéo và nén cho cọc khoan nhồi

được thi công vào lớp đá phong hóa nứt nẻ công trình cầu Ái Tử tỉnh Quảng Trị,

đưa ra trình tự lắp đặt các đầu đo, các thiết bị cần thiết, thu thập số liệu và xử lý

kết quả.

- Kết quả thí nghiệm cho phép vẽ được biểu đồ sức kháng ma sát đơn vị tại

thân cọc và mũi cọc.

- So sánh kết quả tính toán theo tiêu chuẩn thiết kế TCVN 11823-10:2017

giữa sức chịu tải tại mũi cọc và thân cọc cho cọc khoan nhồi vào lớp đá

phong hóa nứt nẻ và kết quả thí nghiệm thực tế. Sức kháng đơn vị thành cọc

thí nghiệm lớn hơn so với tính toán là 14%. Sức kháng đơn vị mũi cọc thí

nghiệm lớn hơn so với tính toán là 38%.

- Thí nghiệm nhổ cọc có gắn các đầu đo dọc theo thân cọc là thí nghiệm mới

lần đầu tiên áp dụng để xác định khả năng chịu tải (sức kháng thành bên)

của cọc khoan nhồi tại Việt Nam.

- Các thí nghiệm siêu âm cho thấy các cọc này có bê tông đồng nhất.

CHƢƠNG 4. PHÂN TÍCH SỨC CHỊU TẢI CỌC KHOAN NHỒI TRONG

TẦNG PHONG HÓA NỨT NẺ THEO PHƢƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU

HẠN VÀ SO SÁNH ĐỐI CHỨNG VỚI KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU THỰC

NGHIỆM HIỆN TRƢỜNG

4.1. Lựa chọn phần mềm tính toán sức chịu tải của cọc khoan nhồi vào tầng

phong hóa nứt nẻ

Hiện nay có một số phần mềm chuyên dụng có thể mô phỏng được thí

nghiệm nén tĩnh và thí nghiệm nhổ cọc như FB-pier, Plaxis 2D, Plaxis 3D, Geo 5.

Đối với phần mềm Plaxis, đây là phần mềm khá mạnh của Hà Lan trong

lĩnh vực địa kỹ thuật. Phần mềm Plaxis 2D là một phần mềm thương mại theo

phương pháp phần tử hữu hạn xem xét đất theo mô hình phá hoại Mohr-

Coulomb hoặc theo các mô hình phức tạp hơn. Sức chịu tải của cọc được lấy từ

đường cong chuyển vị và tải trọng. Sức chịu tải của cọc được lấy ứng với giao

điểm của đường tuyến tính và đường cong trên biểu đồ. Sức chịu tải được lấy

bằng hệ số Multiplier trong các biểu đồ nhân với tải trọng để xác định tải trọng

giới hạn của cọc. Móng cọc khoan nhồi được mô phỏng như hình bên dưới.

H nh 4-1: Mô h nh hoá cọc đường khoan nhồi

Phần mềm Geo 5 là một phần mềm tính toán theo nguyên lý trạng thái giới

hạn, có các kiểm toán theo các quy trình hiện tại theo tiêu chuẩn của các nước.

Mô hình móng cọc đường kính nhỏ trong Geo 5 như ở Hình 4-2.

H nh 4-3: Kết quả tính toán cho H nh 4-2: Mô h nh hoá móng cọc

móng cọc khoan nhồi trong Geo 5

Như vậy đối với phần mềm Plaxis và phần mềm Geo 5, hiện tại không mô

phỏng được lớp đất IGM mà phải hoàn toàn do người dùng đưa các tham số của

đất vào. Như vậy việc mô phỏng quá trình tính toán sẽ phụ thuộc nhiều vào số

liệu đầu vào, ví dụ , ,c, E của lớp IGM.

Phần mềm FB Pier có phần mô tả lớp đất đá nứt nẻ IGM, như vậy có thể

mô phỏng thí nghiệm nén và nhổ cọc tốt hơn so với các phương pháp khác.

Ngoài ra phần mềm FB-pier còn có thể mô phỏng được tương tác giữa cọc và

đất theo đường cong p-y và đường cong t-z phù hợp với tiêu chuẩn TCVN

11823-2017. Như vậy đề tài kiến nghị sử dụng phần mềm FB-pier để tính toán.

4.2. Tính toán theo mô hình phần mềm FB-Pier

4.2.1. Phần mềm FB-Pier, giới thiệu và phân tích nguyên lí

FB-Pier là phần mềm phân tích kết cấu chuyên về phân tích mố trụ cầu và

các bài toán tương tác kết cấu - đất nền (soil-structure interaction). Phần mềm

FB-Pier được phát triển bởi viện phần mềm về cầu (BSI - Bridge Software

Institute) thuộc trường đại học UF (University of Florida) và được bảo trợ bởi

cục đường bộ liên bang Hoa kỳ (FHWA). Chương trình có khả năng phân tích

hệ móng cọc theo mô hình không gian, trong đó tương tác phi tuyến cọc - đất

100

mô phỏng bằng các mô hình p-y, T-z, T-θ. Chương trình còn có khả năng tính

được độ cứng tương đương của một hệ móng cọc thành một gối đàn hồi tổng

quát được đặc trưng bằng một ma trận độ cứng của gối đàn hồi. Gối đàn hồi này

được gắn vào kết cấu phần trên để mô phỏng tương tác giữa kết cấu phần trên

của cầu và nền móng. FB - Pier có thể tính toán với số lượng cọc tối đa là 2500

cọc và số lượng mố/trụ là 99 trụ. FB - Pier cho phép mô hình tới 50 cọc có chiều

dài khác nhau trong cùng 1 nhóm cọc.

Đây là một chương trình tính toán phi tuyến tính nguyên lí phần tử hữu hạn

với khả năng mô phỏng và phân tích nhiều cấu trúc trụ liên kết với nhau qua các

nhịp cầu. Có thể mô phỏng một cấu trúc tổng thể thông qua một mảng bao gồm

toàn bộ các loại tải trọng được liệt kê trong tiêu chuẩn AASHTO đối với phân

tích tĩnh hoặc các hàm tải trọng thay đổi theo thời gian đối với phân tích động.

Mỗi một cấu trúc cọc được mô hình gồm phần trụ cọc và mũ cọc. Hệ cấu trúc

này được mô hình với bệ cọc và cọc/trụ với mô hình đất phi tuyến tính. Phần

mềm tích hợp phân tích cấu trúc phần tử hữu hạn phi tuyến tính với các mô hình

đất phi tuyến đối với các ứng xử dọc trục, phương ngang và xoắn của đất, tạo ra

một hệ thống phân tích mô hình mạnh cho cọc và móng.

4.2.2. Mô hình tính toán

- Thiết lập mô hình cơ bản

Bài toán mô phỏng cọc khoan nhồi và xem xét ứng xử khi chịu tải trọng

nén và nhổ. Ý tưởng tính toán là mô hình cọc chịu tải như dạng cọc (Pile) cùng

với phần đầu cọc dài tự do (Free Length) Gắn với mũ cọc (Cap) là nơi chịu tác

dụng của tải trọng (Load Case) tương đương với các cấp tải thí nghiệm.

Mô phỏng cọc khoan nhồi chôn trong đất với chiều dài 14m, cùng với việc

phần mềm thực hiện phân tích bằng phương pháp phần tử hữu hạn, tiến hành mô

phỏng cọc bằng cách định dạng mô hình cọc (Pile) trong danh mục dữ liệu tổng

quan (Global Data).

Sử dụng định dạng của cọc là phi tuyến (Nonlinear), FB-Pier cho phép

người sử dụng thiết lập số lượng vòng lặp tính toán cũng như độ lệch chuẩn của

101

các giá trị xuất/nhập (Output/Input Data).

Đối với bài toán mô phỏng cọc khoan nhồi, số lượng vòng lặp

(Interactions) thiết lập là 1000 cùng với biên sai (Tolerance) không quá 100kN.

Cài đặt tùy chọn xuất dữ liệu thông qua bảng điều khiển dữ liệu xuất ra

(Print Control).

H nh 4-4: ảng thiết lập dữ liệu mô h nh cho chương tr nh tính toán

- Mô hình phần tử cọc và mũi cọc

Cọc được mô phỏng với chiều dài 14,8m bao gồm độ dài tự do (Free

length) là 0,8m và chiều sâu chôn cọc là 14m. Khối lượng riêng và đường kính

cọc được khai báo lần lượt thông qua mục Section Properties. Việc mô hình

phần tử hữu hạn cho cọc được thực hiện bằng cách phân chia cọc ra 21 phần tử,

với 5 nodes thuộc phần chiều dài tự do, và 16 nodes cho phần được chôn dưới

mặt đất.

H nh 4-5: Mô h nh cho phần tử cọc (Pile)

102

Lưu ý rằng ta có thể điều chỉnh các dữ liệu của mặt cắt ngang cọc bằng

cách lựa chọn và điều chỉnh dữ liệu nhập vào thông qua bảng điều chỉnh (Edit

Section Contents) và các chỉ tiêu của bê tông qua bảng điều chỉnh (Section

Constitutive Properties).

- Mô hình các lớp đất

Phần mềm FB-Pier cho phép người thiết kế mô phỏng và lựa chọn 3 phân

loại của đất gồm: đất dính (Cohesive), đất rời (Cohesionless) và đá (Rock). Các

lớp đất được lấy theo hình trụ lỗ khoan tại mố T6.

Hình trụ lỗ khoan tại vị trí cầu Ái Tử

Phạm vi mô phỏng của lớp 1 là từ cao độ +0m tới -2,2m, với các chỉ tiêu cơ

lí được nhập vào tương ứng với loại mô hình và phân loại lớp.

103

H nh 4-6: ảng điều khiển và thiết lập mô h nh các lớp đất (Lớp 1)

H nh 4-7: Chỉ tiêu của lớp đất thứ nhất

Lớp đất thứ hai dưới dạng sét pha dẻo mềm đến nửa cứng. Cao độ từ -2,2m

đến -3,5m. Lưu ý rằng mực nước ngầm (Water table) nằm cố định ở +0m (mặt

đất tự nhiên). Phân loại đất Cohesive, kiểu mô hình Clay (O’Neil).

Trong mục Axial để chọn Drilled Shaft Clay từ lớp thứ 2 trở đi. Các thông

số chỉ tiêu của đất được nhập như sau:

104

H nh 4-8: Mô hình lớp đất thứ 2 (Sét pha/Bùn)

H nh 4-9: Các chỉ tiêu của lớp thứ 2

Lớp đất thứ 3 là sét lẫn dăm sỏi từ cứng đến nửa cứng. Lớp này tiếp tục

được phân loại Cohesive và loại mô hình là Clay (O’Neil). Bề dày từ -3,5m đến

-11,6m. Chọn mô hình Drilled Shaft Clay và tiếp tục nhập dữ liệu chỉ tiêu của

lớp.

H nh 4-10: ảng mô h nh lớp đất thứ 3

H nh 4-11:: lớp đất số 3

105

Khi nhập dữ liệu cho các lớp đất, ta lấy thông số lực dính không thoát nước

Theo Kulhawy và Mayne (1990):

dựa vào chỉ số SPT của giữa lớp đất (Trung bình).

Với là lực dính không thoát nước của lớp tính toán.

106

là áp suất không khí, được lấy bằng 0,101 MPa.

là chỉ số SPT lấy trung bình của lớp đất.

Các giá trị e50 và e100 lần lượt là hệ số liên quan đến biến dạng chính

Lớp đất thứ 4 được phân loại là đá bột kết phong hóa mạnh tạo thành

phiến, được mô phỏng dưới dạng Đá (Rock), mô hình Weak Rock (Reese) với

cách tính toán (Axial/Tosional) dạng Drilled Shaft IGM và Hyperbolic.

H nh 4-12: Mô h nh lớp đất thứ 4

H nh 4-13: Chỉ tiêu của lớp

Trong đó với Mô đun đàn hồi của khối đá ( ) tính toán theo mục 4.6.5

TCVN 11823 – 10: 2017.

Giá trị nhập vào tối đa với mô hình dạng này là 400MPa. Có thể hiệu

107

chỉnh để chạy kết quả tính toán.

Hệ số cứng (Stiffness Constant) được khuyên dùng là: kmr = 0,0005

Các thông số nhập vào phần mềm Fb-pier được trình bày ở Bảng 4-1.

ảng 4-1 Tham số đầu vào của các lớp đất đá theo mô h nh F -pier

Sức Cƣờng kháng Mô đun độ nén Trọng Chiều cắt đàn hồi Hệ số RQD lƣợng 1 trục dày không của mô đun Lớp riêng mẫu đá thoát khối đá qu nƣớc Su

(m) (kPa) (kPa) (kN/m3) (kPa) % (Em/Ei)

Sét pha, dẻo 2.2 24 - 18 - - - cứng

Bùn cát mịn, 1.3 36 - 18 - - - xám

Sét pha sỏi 8.1 180 - 18 - - - dăm

Lớp 7: Đá bột

kết sét kết 5.6 - 398844 19 6700 20 0.05 phong hóa

mạnh

- Các chi tiết về mô đun Em, Ei được cho ở phụ lục.

- Mô phỏng tải trọng thí nghiệm

Tải trọng tính toán thông qua FB-Pier được chia làm nhiều bước tải/cấp tải

khác nhau (Load case). Có thể lựa chọn điểm đặt tải ở vị trí các nodes khác

nhau, cũng như là giá trị của chúng và chiều (+/-) phụ thuộc vào mục đích nén

hay nhổ tải trọng.

108

Bằng việc thêm vào nhiều bước tải khác nhau, chương trình sẽ tính toán

từng tổ hợp tải trọng độc lập, cho phép ta tiếp cận mô phỏng việc tăng tải/hạ tải

của thí nghiệm Nén tĩnh/Nhổ cọc khác nhau.

H nh 4-14: Mô phỏng tải trọng và quá tr nh gia tải thí nghiệm Nén tĩnh

Mô phỏng thí nghiệm Nén tĩnh gồm:

 6 Cấp tải (Load Case)

 Cấp 1: 382,5 kN

 Cấp 2: 765 kN

 Cấp 3: 1147,5 kN

 Cấp 4: 1530 kN

 Cấp 5: 1912,5 kN

 Cấp 6: 2295 kN

Mô phỏng thí nghiệm Nhổ cọc gồm:

8 Cấp tải (Load case)

 Cấp 1: - 325 kN

 Cấp 2: - 650 kN

 Cấp 3: - 975 kN

 Cấp 4: - 1300 kN

109

 Cấp 5: - 1625 kN

 Cấp 6: - 1950 kN

 Cấp 7: - 2275 kN

 Cấp 8: - 2600 kN

4.2.3. Kết quả tính toán

- Mô phỏng thí nghiệm nén tĩnh

Biểu đồ chuyển vị cọc đối với từng cấp tải và vị trí trên thân cọc như các hình

dưới đây.

H nh 4-15: iểu đồ độ lún từng vị trí của cọc qua các cấp tải

- Mô phỏng thí nghiệm nhổ cọc

110

H nh 4-16: Độ lún các vị trí trên cọc qua các cấp tải

4.3. So sánh kết quả tính toán giữa FB-Pier và kết quả thí nghiệm thực tế

H nh 4-17: Mô h nh tính toán bằng phần mềm F -Pier

4.3.1. Kết quả tính toán bằng phần mềm FB-Pier

H nh 4-18: Kết quả so sánh tính toán phần mềm F -Pier với kết quả thực tế

đối với thí nghiệm nén tĩnh

H nh 4-19: Kết quả so sánh tính toán phần mềm F -Pier

với kết quả thực tế đối với thí nghiệm nhổ cọc

111

4.3.2. Dự tính theo phần mềm Fb-pier

So sánh kết quả tính toán theo phần mềm và số liệu quan trắc:

112

ảng 4-2 So sánh kết quả thí nghiệm nén với kết quả tính toán theo F -pier

Khi tính theo phần mềm FB-

Tính toán theo thí nghiệm

pier

thực tế

Phương pháp tính toán

Đầu cọc Thân cọc Mũi cọc Đầu cọc Thân cọc Mũi cọc

Sức kháng thành cọc qs

0.00828

0.0514

0.1096

0.0072

0.0488

0.1118

(MPa)

Sức kháng mũi cọc qp

0.48

0.5542

(MPa)

ảng 4-3 So sánh kết quả thí nghiệm nhổ với kết quả tính toán theo F -pier

Khi tính theo phần mềm FB-

Tính toán theo thí nghiệm thực

pier

tế

Phương pháp tính toán

Đầu cọc Thân cọc Mũi cọc Đầu cọc Thân cọc Mũi cọc

Sức kháng thành cọc qs

0.0095

0.015

0.1511

0.0068

0.0145

0.1662

(MPa)

So sánh kết quả tính toán phần mềm FB-pier và kết quả tính toán theo thí

nghiệm thực tế:

+ Giá trị sức kháng đơn vị thành cọc qs: kết quả thí nghiệm lớn hơn so với

phần mềm 15.5%

+ Giá trị sức kháng đơn vị mũi cọc qp: kết quả thí nghiệm lớn hơn so với

phần mềm 10% tại lớp đá phong hóa nứt nẻ 7C

Cả hai thí nghiệm nén và nhổ đều cho thấy giá trị độ lún của cọc vào lớp đá

phong hoá nứt nẻ khá bé, chứng tỏ cường độ của đá khá lớn. Như vậy khi thiết

kế sức chịu tải của cọc trong nhiều trường hợp chỉ coi lớp đá phong hoá như lớp

cát và áp dụng công thức của lớp cát để tính toán như hiện nay sẽ dẫn đến lãng

phí, quá thiên về an toàn, gây khó khăn cho việc cần khoan sâu vào lớp đá

phong hoá nứt nẻ ngoài hiện trường.

113

4.3. Kết luận chƣơng 4

Dựa vào kết quả thí nghiệm nén tĩnh và thí nghiệm nhổ cọc có gắn các thiết

bị đo dọc theo thân cọc và mô hình thí nghiệm cọc theo phần mềm FB-pier có

thể đưa ra một số kết luận như sau:

- Thí nghiệm nén và nhổ cọc có đo biến dạng dọc theo thân cọc cho phép

tính toán sức chịu tải của cọc khoan nhồi vào tầng phong hoá một cách chính

xác hơn.

- Phần mềm Fb-pier cho phép dự tính sức chịu tải khá tương đồng với thí

nghiệm nén tĩnh và nhổ cọc thực tế khi tải trọng tác dụng ở cấp nhỏ và trung

bình.

- So sánh kết quả tính toán phần mềm FB-pier và kết quả tính toán theo thí

nghiệm thực tế:

+ Giá trị sức kháng đơn vị thành cọc qs: kết quả thí nghiệm lớn hơn so với

phần mềm 15.5%

+ Giá trị sức kháng đơn vị mũi cọc qp: kết quả thí nghiệm lớn hơn so với

phần mềm 10% tại lớp đá phong hóa nứt nẻ 7C

114

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

- Từ việc nghiên cứu số liệu địa chất khu vực miền Trung thông qua tổng

hợp kết quả khảo sát địa chất từ các công trình xây dựng cầu thực tế đặc biệt là

khu vực tỉnh Quảng Trị có thể khẳng định tầng địa chất đá phong hoá nứt nẻ khu

vực này thuộc tầng địa chất IGM - III theo tiêu chuẩn thiết cầu đường bộ 11823-

10: 2017.

- Thí nghiệm nén tỉnh, nhổ cọc kết hợp đo biến dạng dọc theo thân cọc là

phương pháp có độ tin cậy cao khi xác định khả năng chịu tải của cọc khoan

nhồi đặt trong tầng đá phong hóa nứt nẻ trong quá trình thiết kế và thi công;

Việc tính toán sức kháng của cọc khoan nhồi đặt vào tầng phong hóa nứt nẻ áp

dụng theo tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ hiện hành TCVN 11823-10:2017

cho kết quả gần đúng với kết quả thí nghiệm

- Kết quả thí nghiệm nén tĩnh và nhổ cọc vào tầng phong hóa nứt nẻ tại Cầu

Ái Tử cho thấy sức kháng đơn vị thành cọc thí nghiệm lớn hơn so với tính toán

là 14%. Sức kháng đơn vị mũi cọc thí nghiệm lớn hơn so với tính toán là 38%.

- Sử dụng phần mềm FB-pier để mô phỏng lại quá trình nén và kéo cho cọc

khoan nhồi khi đặt vào tầng phong hóa nứt nẻ đảm bảo tính sát, đúng với ứng xử

của cọc. So sánh kết quả tính toán phần mềm FB-pier và kết quả tính toán theo

thí nghiệm thực tế tại vị trí thí nghiệm cho kết quả:

+ Giá trị sức kháng đơn vị thành cọc qs: kết quả thí nghiệm lớn hơn so với

phần mềm 15.5%

+ Giá trị sức kháng đơn vị mũi cọc qp: kết quả thí nghiệm lớn hơn so với

phần mềm 10% tại lớp đá phong hóa nứt nẻ 7C

Kiến nghị

- Khi thí nghiệm xác định khả năng chịu tải dọc trục cọc khoan nhồi đặt

vào tầng đá phong hóa nứt nẻ, so với phương pháp nén tĩnh truyền thống, thí

nghiệm nhổ cọc có ưu điểm là tiến hành nhanh chóng, ít đòi hỏi đối trọng, có thể

115

xem xét sử dụng để xác định sức chịu tải của cọc (sức kháng thành bên) và kiểm

tra khả năng chịu tải của cọc trong quá trình thiết kế và thi công.

- Khi áp dụng “Tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ TCVN 11823-10:2017”

để tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi cho loại đất IGM cần hiệu chỉnh bằng

các công thức cho phù hợp với điều kiện địa chất khu vực. Tuy nhiên, cần có các

nghiên cứu:

+ Tiến hành thêm các nghiên cứu thí nghiệm nhổ cọc có gắn thiết bị

đo biến dạng dọc theo thân cọc với lực kéo tới hạn nhằm xác định sức kháng

thành bên lớn nhất của cọc, kết hợp với tính toán sức kháng mũi cọc theo TCVN

11823-10:2017 khi cọc đặt vào tầng đá phong hóa nứt nẻ để đưa ra hệ số điều

chỉnh trong công thức tính toán của tiêu chuẩn hiện hành sát với thực tế chịu lực

của cọc.

+ Nghiên cứu thêm các công trình thi công vào tầng đá phong hóa

nứt nẻ trong tương lai, thu thập số liệu nén và nhổ cọc để xác định chiều dài cọc

hợp lý cọc ngàm vào tầng đá phong hóa nứt nẻ.

116

TÀI LIỆU THAM KHẢO TIẾNG VIỆT

Bộ giao thông vận tải (2005):22TCN-272-05, Tiêu chuẩn thiết kế cầu 272-05

Bộ khoa học và công nghệ (2012): TCVN 9393:2012 Cọc- Phương pháp thử nghiệm

hiện trường bảng tải trọng tĩnh ép dọc trục.

Bộ khoa học và công nghệ (2012):TCVN 9395:2012, Cọc khoan nhồi - thi công và

nghiệm thu.

Bộ khoa học và công nghệ (2014):TCVN 10304:2014, "Móng cọc-Tiêu chuẩn thiết kế".

Bộ khoa học và công nghệ (2017): TCVN 11823-10:2017-Tiêu chuẩn quốc gia về thiết

kế cầu đường bộ.

6. Đỗ Hữu Đạo (2013), "Nghiên cứu áp dụng phương pháp thí nghiệm nén tĩnh mũi cọc

cho cọc khoan nhồi chịu tải trọng lớn tại Đà Nẵng", Tạp chí KHCN ĐHĐN 62(1), pp.

14-19.

7. Hoàng Thanh Hải (2011), "Nghiên cứu sử dụng đường cong t-z dự báo quan hệ tải

trọng-độ lún của cọc khoan nhồi ở khu vực Hà nội", Tạp chí KHCN Xây dựng -IBST(1),

pp. 1-7.

JRA, Hiệp hội đường bộ Nhật bản (2002), Tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ, phần IV:

Kết cấu dưới.

9. Vũ Công Ngữ và Nguyễn Thái, (2004), Móng cọc – Phân tích và thiết kế, Nhà xuất bản

Khoa học và Kỹ thuật.

10. Lê Phương (2015), "Phân tích đường truyền tải trọng trong cọc bằng thí nghiệm nén

tĩnh kết hợp đo biến dạng thân cọc". 1388, pp. 1-12.

11. Sơn, Nguyễn Thanh (2013), "Vấn đề khảo sát và tính toán sức chịu tải của cọc khoan

nhồi trên nền đá phiến phong hóa nặng qua một số công trình cầu trên địa bàn thành phố

Đà Nẵng ", Thông tin tư vấn Tedi, pp. 23-32.

12. Tedi (2017), Hồ sơ thiết kế cầu tuyến tránh Quảng Trị.

TÀI LIỆU THAM KHẢO TIẾNG ANH

13. Herrera, Rodrigo and Jones, Lawrence E. (2016), "Drilled Shaft Design and Load

Testing in Florida Intermediate Geomaterial and Weak Limestone". 2579(1), pp. 32-39.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

14. ASTM D1143 / D1143M - (2013), Standard Test Methods for Deep Foundations Under

Static Axial Compressive Load.”

15. ASTM D3689 / D3689M - (2013), Standard Test Methods for Deep Foundations Under

Static Axial Tensile Load,.

16. AASHTO (2010), "Specification for LRFD Bridge Design".

17. AASHTO (2012), Specification for LRFD Bridge Design, 6th edition. ed, American

Association of State Highway and Transportation Officials, Washington, D.C., iii, 27

pages.

18. A. Z. Zhussupbekov, A. R. Omarov, and G. A. Zhukenova (2017), "The experience in

applying of static load and O-cell pile testing geotechnologies in problematical soil

conditions of Astana", Japanese Geotech. Soc. Spec. Publ. 5(2), pp. 167–171.

19. Abdul Aziz , Lee Sieng Kai (2006), Innovation in Instrumented Test Piles in Malaysia:

Application of Global Strain Extensometer (GloStrExt) Method for Bored Piles, 10th

International Conference on Piling and Deep Foundations, Editor^Editors, Amsterdam,

pp. 1-8.

20. Abu-Hejleh, Naser M., et al. (2005), "Improvement of the Geotechnical Axial Design

Methodology for Colorado's Drilled Shafts Socketed in Weak Rocks". 1936(1), pp. 100-

107.

21. Armitage, R. K. Rowe and H. H. (2010), "A design method for drilled piers in soft

rock", Can. Geotech. J. 24(1), pp. 126–142.

22. Bica, Adriano V. D., et al. (2014), "Instrumentation and axial load testing of

displacement piles", Proceedings of the Institution of Civil Engineers - Geotechnical

Engineering. 167(3), pp. 238-252.

23. Brooks, Heather Margaret (2008), Axial capacity of piles supported on intermediate

geomaterials, Civil engineering, MONTANA STATE UNIVERSITY, Montana.

24. Brown, D., Wulleman, T., and Bottiau, M. (2016), "A comparison of design practice of

bored piles/drilled shafts between Europe and North America", DFI Journal - The

Journal of the Deep Foundations Institute. 10(2), pp. 54-63.

25. Brown, M. J., Hyde, A. F. L., and Anderson, W. F. (2006), "Analysis of a rapid load test

on an instrumented bored pile in clay". 56(9), pp. 627-638.

26. Carter, John P. and Kulhawy, Fred H. (1998), Analysis and design of drilled shaft

foundations socketed into rock: Final report.

117

27. D. E. Mayne, P.W. and Harris (1993), Axial load-displacement behavior of drilled shaft

foundations in Piedmont residuum, Georgia Tech Research Corp, Atlanta.

28. Fellenius, Bengt H., Harris, Dean E., and Anderson, Donald G. (2004), "Static loading

test on a 45 m long pipe pile in Sandpoint, Idaho", Canadian Geotechnical Journal.

41(4), pp. 613-628.

29. Gupta, Ramesh Chandra (2012), "Hyperbolic Model for Load Tests on Instrumented

Drilled Shafts in Intermediate Geomaterials and Rock". 138(11), pp. 1407-1414.

30. Gupta, Ramesh Chandra (2013), "Load-Settlement Behavior of Drilled Shafts in

Multilayered Deposits of Soils and Intermediate Geomaterials", Geotechnical Testing

Journal. 35(5), pp. 725-741.

31. H.Long, Jame (2016), Static Pile Load Tests on Driven Piles into Intermediate-Geo

Materials.

32. Haagen, B. H. Fellenius and T. (1969), "New Pile Force Gauge for Accurate

Measurements of Pile Behavior During and Following Driving: Research Note," Can.

Geotech. J. 6(3), pp. 356–362.

33. Hassan, Khaled M., et al. (1997), "Design Method for Drilled Shafts in Soft

Argillaceous Rock". 123(3), pp. 272-280.

34.

IW, Attewell PB and Farmer (1976), Principles of Engineering Geology. London:

Chapman and Hall, 1045.

35. K.Muthukkumaran, S.R. Grandhi (2004), Behaviour of instrumentation under vertical

loading -a field investigation, Indian Geotechnical conference, Editor^Editors, pp. 347-

350.

36. Kulkarni, R. U. and Dewaikar, D. M. (2017), "Analysis of rock-socketed piles loaded in

axial compression

in Mumbai region based on

load

transfer characteristics",

International Journal of Geotechnical Engineering. 13(3), pp. 261-269.

37. Kuo, Ching L., McVay, Michael C., and Birgisson, Bjorn (2002), "Calibration of Load

and Resistance Factor Design: Resistance Factors for Drilled Shaft Design". 1808(1),

pp. 108-111.

38. Ladanyi, B. (1977), "Friction and end bearing tests on bedrock for high capacity socket

design: Discussion", Canadian Geotechnical Journal. 14(1), pp. 153-155.

39. McVay, M. C., Townsend, F. C., and Williams, R. C. (1992), "Design of Socketed

Drilled Shafts in Limestone". 118(10), pp. 1626-1637.

118

40. Nguyen, Thai, et al. (2019), "Strength Envelopes of Florida Carbonate Rocks near

Ground Surface". 145(8), p. 04019034.

41. O'Neill, Michael W., et al. (1999), "Drilled shafts : construction procedures and design

methods".

42. O'Neill, Michael W., et al. (1996), Load transfer for drilled shafts in intermediate

geomaterials, Federal Highway Administration

43. Park, J. S. Lee and Y. H. (2008), "Equivalent pile load-head settlement curve using a bi-

directional pile load test", Comput. Geotech.,. 35(2), pp. 124–133.

44. Rahman, Saidur, Siddiqui, Shafiq, and Sharp, Kimberly (2019), "Behavior of Rock-

Socketed Drilled Shaft under Uni-Axial Loading: A Parametric Study", Geo-Congress

2019, pp. 213-222.

45. Rowe, R. K. and Armitage, Heupel Hemphill (1987), A design method for drilled piers

in soft rock.

46. S. S. Liew, C. M. Khoo, S. T. Tan, and Y. E. Loh (2011), "Pile Performance in

Weathered Meta-Sedimentary Formation and KL Limestone".

47. Simmonds, J. Hayes and T. (2002), Interpreting strain measurements from load tests in

bored piles, Proc. Ninth Int. Conf. Piling Deep Found, Editor^Editors.

48. Society, Canadian Geotechnical (1978), Canadian foundation engineering manual,

Canadian Geotechnical Society.

49. T. C. Horvath and Kenney, R. G. (1979), Shaft resistance of rocksocketed drilled piers,

Proc., Symp. on Deep Found., ASCE, New York, pp. 182–214.

50. Tony Ruban, Denton A. Kort (2011), Pile load testing of concrete belled pile and rock

socket pile using the Osterberg load cell, Pan-Arm CGS, Editor^Editors, Canada, pp. 1-

51. Yadav, Ramkripal (2016), "Analysis of Load Carrying Capacity of a Single Pile in

Weathered Rock", International Journal of Advanced Research in Science, Engineering

and Technology. 3(10), pp. 2764-2772.

52. Yang, Xiaoming, et al. (2008), "Resistance Factors for Drilled Shafts in Weak Rock

Based on O-Cell Test Data". 2045(1), pp. 62-67.

53. Zhang, Lianyang and Einstein, Herbert H. (1998), "End Bearing Capacity of Drilled

Shafts in Rock". 124(7), pp. 574-584.

119

120

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA TÁC GIẢ

1) Lê Đức Tiến; Nguyễn Châu Lân; Bùi Tiến Thành; Nguyễn Ngọc Long

(2019). “Nghiên cứu thí nghiệm nén tĩnh và thí nghiệm nhổ cọc của cọc khoan

nhồi khi đặt vào tầng phong hóa nứt nẻ khu vực Quảng Trị” (Hội thảo cục giám

định tại Quảng Ninh tháng 4 năm 2019)

2) Lê Đức Tiến; Nguyễn Châu Lân; Bùi Tiến Thành; Nguyễn Ngọc Long;

Nguyễn Đức Bình (2019). “Nghiên cứu sức chịu tải dọc trục của cọc khoan nhồi

khi đặt vào tầng phong hóa nứt nẻ khu vực Quảng Trị”. Tạp chí Cầu đường

tháng 4 năm 2019. Tr. 10-14.

3) Nguyen Chau Lan, Le Duc Tien, Bui Tien Thanh, Nguyen Ngoc Long

(2019). “Estimation of bearing capacity for bored piles installed in the

weathering rock in central Vietnam”. Proceedings of “The Third International

Conference on Transport Infrastructure and Sustainable Development

(TISDIC2019)” 31/8-1/9/2019 in Da nang.

4) Tiến, L. Đức, Dương, Đặng H., Lân, N. C., Thành, B. T., & Long, N.

(2019). “Đánh giá sức chịu tải cọc khoan nhồi trong lớp đá nứt nẻ từ kết quả thí

nghiệm và mô h nh phần tử hữu hạn”. Tạp Chí Khoa Học Công Nghệ Xây

Dựng (KHCNXD) - ĐHXD, 13(3V), 55-63.

https://doi.org/10.31814/stce.nuce2019-13(3V)-06

121

PHỤ LỤC

PHỤ LỤC 1: MỘT SỐ HÌNH ẢNH THÍ NGHIỆM CỌC

1. Thí nghiệm nén cọc

2. Thí nghiệm nhổ cọc

122

PHỤ LỤC 2: KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM

Thí nghiệm nén tĩnh

BIỂU ĐỒ QUAN HỆ GIỮA TẢI TRỌNG - ĐỘ LÚN

38.25

76.5

114.75

153

191.25

Tải trọng (T) 229.5

0.0031

0.0065

0.0092

0.0012 0.01

0.01

0.0019 0.09

0.21

0.25

0.4

)

0.43

0.5

m m

0.6

(

0.79

n ú l ộ Đ

0.9

1.22

0 0.1 .000 0 0 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

1.43

Biểu đồ lún đầu cọc

biểu đồ giữa cọc

biểu đồ đáy cọc

Thí nghiệm nhổ cọc

Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng- độ lún- thời gian

Tải trọng (T)

123

BIỂU ĐỒ QUAN HỆ GIỮA TẢI TRỌNG - ĐỘ LÚN 32.5

162.5

97.5

195

130

260

227.5

0.71

0.78

0.83

0.86

0.35 0.66 0.9

0.9

0.64 1.43

0.47 0.89 1.88

1.93

2.52

2.7

3.12

0.9

4.690

5.730

5.95

7.74

9.930

)

11.320

0 1 .000 0 0 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 m 13 m 14 ( n ú 15 l ộ Đ

Biểu đồ lún đầu cọc

biểu đồ giữa cọc

biểu đồ đáy cọc

Biểu đồ quan hệ giữa tải trọng- độ lún- thời gian

124

CONCRETE EMBEDMENT STRAIN GAUGE CALCULATION SHEET

Cầu Ái

153

Project :

Gauge Length (mm) :

Tử

Cách đáy

lồng

0.97

Install Location Reference :

Batch Factor (B) :

11.8m

Thermal Factor (με/°C)

2.2

Serier Number :

:

3190.5

Initial Site Reading (με) :

Positive Δμε/mm indicates tensile strain

Negative Δμε/mm indicates compressive

28.9

Initial Site Temp (°C) :

strain

Hình minh

họa:

Displace

Modu

Cross

%Require

Stre

Stra

Read

Tempera

ment

lus of

sectio

Ti

ment

ss

Load

in

Date

(mm)

ing

ture

elasti

nal

me

(T)

testing

(Mp

(∆μ

(με)

(°C)

city

area

load

a)

ε)

(Ec)

(m2)

0.03

1.19

12/25/2

10:

3191.

25 Ptk

0.000

0.503

1.76

29440

018

50 Ptk

28.8

0.001

0.503

9.59

12/25/2

11:

3197.

6.47

29440 0.19

018

12/25/2

11:

0.34

11.6

3202.

75 Ptk

28.8

0.002

0.503

17.21

29440

018

12/25/2

11:

0.64

21.9

3213.

100 Ptk

28.9

0.003

0.503

32.46

29440

018

12/25/2

11:

1.04

35.4

3228.

150 Ptk

28.3

0.005

0.503

52.54

29440

018

12/25/2

13:

1.51

51.6

3245.

175 Ptk

27.9

0.008

0.503

76.42

29440

018

12/25/2

14:

109.4

2.17

73.9

3267.

200 Ptk

28.4

0.011

0.503

29440

018

12/25/2

14:

0.78

26.7

3219.

100 Ptk

28.4

0.004

0.503

39.64

29440

018

12/25/2

14:

0.04

1.53

3193.

00 Ptk

28.3

0.000

0.503

2.27

29440

018

125

126

Dự án: Cầu Ái Tử

Tiêu chuẩn thí nghiệm / Testing standard:

Hạng mục: Trụ T6

Biểu đồ siêu âm cọc T6-1

TCVN 9396:2012

Thiết bị

thí nghiệm

Equipment:

OLSON INSTRUMENS

Tên cọc / Pile name: Cọc 1

Trụ T6

Tên mặt cắt / Tubepairs: 2-3

Ngày thí nghiệm / Testing date 06/10/2018

Số ống siêu âm / Number of tubes: 03

Khoảng cách giữa các ống siêu âm / Tube spacing: 0.38m

Biểu đồ vận tốc xung siêu âm / Velocity graph

Biểu đồ năng lƣợng và phổ / Energy and spectrum

graph

Dự án: Cầu Ái Tử

standard:

Tiêu chuẩn thí nghiệm / Testing

Hạng mục: Trụ T6

127

TCVN 9396:2012

Thiết bị thí nghiệm / Equipment:

OLSON INSTRUMENS

Tên cọc / Pile name: Cọc 2 Trụ

T6

Tên mặt cắt / Tubepairs: 2-3

Ngày thí nghiệm / Testing date: 06/10/2018

Số ống siêu âm / Number of tubes: 03

Khoảng cách giữa các ống siêu âm / Tube spacing: 0.38m

Biểu đồ vận tốc xung siêu âm / Velocity graph

Biểu đồ năng lƣợng và phổ / Energy and spectrum graph

Dự án: Cầu Ái Tử

Tiêu chuẩn thí nghiệm /

Testing standard:

Hạng mục: Trụ T6

128

TCVN 9396:2012

Thiết bị

thí nghiệm

Equipment:

OLSON INSTRUMENS

Tên cọc / Pile name: Cọc 3 Trụ T6

Tên mặt cắt / Tubepairs: 3-1

Ngày thí nghiệm / Testing date: 06/10/2018

Số ống siêu âm / Number of tubes: 03

Khoảng cách giữa các ống siêu âm / Tube spacing:

0.38m

Biểu đồ vận tốc xung siêu âm / Velocity graph

Biểu đồ năng lƣợng và phổ / Energy and spectrum

graph

Phụ lục (cách thu nhận số liệu)

129

CONCRETE EMBEDMENT STRAIN GAUGE CALCULATION SHEET

Cầu Ái Tử

153

Project :

Gauge Length (mm) :

0.97

Install Location Reference :

Batch Factor (B) :

Cách đáy lồng 11.8m

2.2

Serier Number :

Thermal Factor (με/°C) :

3195

Initial Site Reading (με) :

28.3

Initial Site Temp (°C) :

Positive Δμε/mm indicates tensile strain Negative Δμε/mm indicates compressive strain

Hình minh họa:

Date

Displace ment (mm)

Ti me

Load (T)

%Require ment testing load

Readi ng (με)

Temperat ure (°C)

Strai n (∆με)

Stre ss (Mp a)

Modul us of elastic ity (Ec)

Cross sectio nal area (m2)

25 Ptk

3150

28.4

-0.007

0.503

64.31

1.27 9

4/12/20 18

8:1 5

29440

- 43.43 0

Tại các cao độ cọc thì xác định được biến dạng  từ data logger, sau đó xác định được chuyển vị cọc tại các vị trí, có xét đến các hệ số điều chỉnh nhiệt độ. Từ đó xác định được lực tác dụng tại các độ sâu.

F =ε(AE)

Trong đó:

130

F = lực tác dụng vào thân cọc

ε = biến dạng dọc trục của cọc

A = diện tích cọc

E = mô đun đàn hồi của cọc

Đối với các strain gage tại các độ sâu, có 2-3 strain gage tại 1 độ sâu để so sánh. Straingage và data logger của hãng Geosience; chuyển vị đầu cọc được xác định bằng thiết bị đo chuyển vị của hãng Kyowa Nhật bản. Lực tác dụng được đo bằng Load cell có độ chính xác cao. Như vậy số liệu thí nghiệm đo được có độ tin cậy.

Cách thu thập số liệu áp dụng cho cả thí nghiệm nén tĩnh và thí nghiệm nhổ

cọc.