So sánh đánh giá mô hình tính lún cho nhóm cọc có xét đến phân bố của ma sát dọc thân cọc (SDF) và kết quả thí nghiệm

SO SÁNH ĐÁNH GIÁ MÔ HÌNH TÍNH LÖN CHO NHÓM CỌC<br /> CÓ XÉT ĐẾN PHÂN BỐ CỦA MA SÁT DỌC THÂN CỌC (SDF)<br /> VÀ KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM<br /> <br /> DƢƠNG DIỆP TH Y, PH M QU NG HƢNG,<br /> LÊ THIẾT TRUNG*<br /> <br /> <br /> Compare a model for pile group settlement considering distribution of<br /> friction along pile (SDF) and full – scale pile groups test<br /> Abstract: There are many methods for pile foundation settlement<br /> prediction. The method for piles proup settlement prediction in<br /> consideration of lateral fricion distribution along pile length (SDF) is used<br /> a little in Vietnam. The paper presents SDF method and compares the<br /> settlement calculated from SDF and from full-scale pile group test for<br /> some pile foundation with different number of piles. Conclusion is that for<br /> the elastic zone the settlement value is almost the same and for the plastic<br /> zone - not the same.<br /> Keywords: Settlement, pile group, f-w, q-w, full-scale.<br /> <br /> 1. GIỚI THIỆU * Dương Diệp Thúy và cộng sự (2014) đề xuất<br /> Hiện nay, có rất nhiều các mô hình tính toán phương pháp tính lún có kể đến sự phân bố của<br /> dự báo độ lún của nhóm cọc từ đơn giản đến ma sát dọc thân cọc (SDF). Phương pháp này<br /> phức tạp. Trong đó, phương pháp dự báo độ đưa được thành phần ma sát bên và sức kháng<br /> lún đang được sử dụng ở Việt Nam và trên thế mũi vào mô hình tính dựa trên đường cong f-w<br /> giới có thể kể đến như: 1) Phương pháp thực và q-w thể hiện quan hệ giữa ma sát đơn vị huy<br /> nghiệm, hoặc nửa thực nghiệm (Meyerhof, động (f) và sức kháng mũi đơn vị huy động (q)<br /> 1976; Vesic, 1977); 2) Phương pháp móng với chuyển vị (w). Mô hình tính là mô hình 3<br /> khối quy ước (SNiP 2.02.03-85 - tiêu chuẩn chiều dựa vào khoảng cách bố trí giữa các cọc<br /> móng cọc của Nga; Terzaghi – Peck 1967;<br /> theo phương x, y và chiều sâu chôn cọc để xem<br /> Poulos, 1993; Fellenius, 1991 và 2009); 3)<br /> xét đầy đủ tương tác giữa các cọc.<br /> Phương pháp sử dụng độ lún của cọc đơn kết<br /> Trong phạm vi bài báo, dựa vào kết quả thí<br /> hợp với hệ số tương tác giữa các cọc (Poulos &<br /> nghiệm thực của Koizumi (1967) và O’Neill<br /> Davis, 1980; Zhang & Lee, 2010); 4) Phương<br /> (1982) cho một số đài cọc, các tác giả đã: 1) So<br /> pháp số (Chow, 1986)…<br /> sánh điều kiện thí nghiệm và các giả thiết của<br /> mô hình; 2) So sánh, đánh giá kết quả tính toán<br /> từ phương pháp SDF với kết quả thí nghiệm.<br /> *<br /> Trường ĐH Xây dựng 2. GIỚI THIỆU PHƢƠNG PHÁP SDF<br /> 55 Giải Phóng, Hai Bà Trưng, Hà Nội Dương Diệp Thúy và cộng sự (2014) đã đề<br /> DĐ: 0982139388 ; 0979048886 ; 0982251377 xuất phương pháp tính lún có xét đến sự phân<br /> Email: thuyxd0582@gmail.com, bố của ma sát dọc thân cọc (SDF) như sau:<br /> phamquanghung@gmail.com 2.1. Các giả thiết và mô tả phƣơng pháp tính<br /> lethiettrung@gmail.com<br /> <br /> <br /> 22 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015<br />  - Đài móng tuyệt đối cứng đảm bảo phân bố Phân phối lực P0 trong cọc thành các thành<br /> đều tải trọng lên các cọc. phần ma sát dọc thân cọc Fi và sức kháng mũi<br /> - Giả thiết cọc chịu toàn bộ tải trọng của Pt tại mũi cọc (hình 1b) được dựa trên đường<br /> công trình và đất dưới đài cọc không tham gia cong f-w và q-w thể hiện quan hệ giữa ma sát<br /> chịu lực. đơn vị huy động và sức kháng mũi đơn vị huy<br /> Như vậy, với P là lực tác dụng lên đài móng động với chuyển vị. Các bước để phân phối ma<br /> thì lực tác dụng lên các cọc trong đài P0 = P/m sát dọc thân cọc Fi và sức kháng mũi Pt tại mũi<br /> với m là số lượng cọc trong đài. cọc như sau:<br /> 1. Xác định đường cong f-w và q-w cho các<br /> P P0 = P/m lớp đất (có thể sử dụng các mô hình lý thuyết<br /> hoặc thực nghiệm đã có hoặc có số liệu đo thực<br /> tế) – hình 2a.<br /> Fi Fi<br /> 2. Chia cọc thành n đoạn nhỏ đảm bảo một<br /> Fi đoạn cọc vẫn nằm trong phạm vi một lớp đất<br /> (hình 2b).<br /> 3. Giả thiết chuyển vị nhỏ ở đầu cọc w1 dựa<br /> Pt<br /> vào đường cong f-w xác định được sức kháng<br /> Pt<br /> Pt mũi Pn ứng với chuyển vị w1.<br /> P1,t = p1,t . At (1)<br /> Trong đó: pt = sức kháng mũi đơn vị huy<br /> bt gl<br /> động (lấy từ đường cong q-w) và At = diện tích<br /> a) b) c)<br /> mũi cọc.<br /> Chú ý: Chuyển vị nhỏ w1 ban đầu phụ thuộc<br /> Hình 1. Mô hình tính lún cho nhóm/bè cọc<br /> vào kích thước cọc, lực tác dụng vào đầu cọc<br /> P0. Nếu giá trị P0 rất nhỏ thì giá trị w1 có thể<br /> Các bước tính toán như sau:<br /> tiến tới 0 có nghĩa đầu cọc không có dịch<br /> 1) Xác định lực tác dụng lên các cọc là P0.<br /> chuyển hoặc không huy động sức kháng mũi<br /> 2) Chia cọc thành n đoạn cọc nhỏ có chiều<br /> của cọc.<br /> dài là dh (dh = L/n).<br /> 3) Phân phối lực dọc thân cọc bằng các lực Fi<br /> P0 P0 P0<br /> (tổng hợp lực ma sát trong một đoạn cọc) và lực<br /> 0 0<br /> kháng mũi Pt (hình 1b). Trong đó P0   Fi  Pt . f–z<br /> <br /> 4) Từ các lực tập trung đã được phân phối 1 P1<br /> Fi<br /> P1<br /> trong cọc dựa vào khoảng cách bố trí các cọc Mặt trên<br /> đoạn cọc 1<br /> 1 1<br /> để mô hình lực tập trung đặt trong lòng đất f– z<br /> Mặt dưới<br /> (hình 1c). 2 đoạn cọc 1<br /> P2<br /> 5) Tính toán ứng suất trong mặt phẳng vuông<br /> …..<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Pn<br /> góc với mặt phẳng mũi cọc tại trọng tâm đài với<br /> f– z<br /> n n<br /> chiều sâu tính từ mũi cọc trở đi. 3<br /> Đoạn<br /> 6) Sau khi có biểu đồ phân bố ứng suất trong Pt<br /> mũi cọc<br /> Pt<br /> đất (dưới mũi cọc), tính lún theo phương pháp a) b) c)<br /> đang được sử dụng hiện nay.<br /> 2.2. Phân phối lực dọc thân cọc Hình 2. Phân phối lực dọc thân cọc<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 23<br />  4. Giả thiết biến dạng trong đoạn cọc đang 2.3. Tính ứng suất gây lún do nhóm cọc<br /> xét là không đổi. Từ chuyển vị w1 dựa vào gây ra<br /> đường cong f-w cho đoạn mũi cọc xác định Sau khi xác định được thành phần ma sát Fi<br /> được thành phần ma sát fn. Lực ma sát được xác đặt tại trọng tâm các đoạn cọc đã chia và lực tập<br /> định theo công thức: trung Pt tại mũi cọc (hình 1b) tiếp theo là tính<br /> F1,n = fn.U.dh (2) ứng suất gây lún.<br /> Trong đó: U = chu vi cọc, dh = chiều dài của Dựa vào tọa độ của m cọc trong móng để mô<br /> đoạn cọc đang xét và fn = ma sát đơn vị giữa cọc hình trong không gian như hình 1c. Tính ứng<br /> và đất tương ứng với chuyển vị tương đối giữa suất tại mặt phẳng mũi cọc tới hết chiều sâu<br /> cọc và đất. chịu nén của đất với các lực đặt trong nền đất<br /> P1,n = P1,t + F1,n (3) theo Mindlin (1936) với giả thiết nền đất là bán<br /> Trong đó: P1,t và P1,n là sức kháng mũi và lực không gian đàn hồi.<br /> ở mặt trên ở đọan cọc thứ n tương ứng với m n<br /> <br />  8 (1  ) (F<br /> P<br /> z  i , j ,1  Fi, j ,2  Fi, j ,3  Fi, j ,4  Fi, j ,5 ) (4)<br /> chuyển vị w1. i 1 j 1<br /> 5. Chuyển vị của đoạn cọc bên trên (thứ n-1) Trong đó: Các giá trị Fi,j,1 đến Fi,j,5 được xác<br /> sẽ bằng chuyển vị giả thiết cộng thêm biến dạng định theo Minlin (1936) tương ứng với cọc thứ i<br /> đàn hồi. Từ chuyển vị mới này dựa vào đường và đoạn cọc thứ j.<br /> cong f-w để xác định thành phần ma sát và tính 3. SO SÁNH VỚI KẾT QUẢ THÍ<br /> được lực P1,n-1. Lặp lại quá trình tính như vậy sẽ NGHIỆM<br /> tính được lực tác dụng lên đầu cọc ứng với Các mô hình được so sánh dưới đây đều<br /> chuyển vị f1 là P1,0. được thí nghiệm với điều kiện:<br /> 6. So sánh giá trị P1,0 với giá trị P0 ban đầu - Đài cọc đặt cách mặt đất một khoảng<br /> + Nếu P 1,0 < P 0 tăng chuyển vị giả thiết đủ để đảm bảo đất bên dưới không tiếp<br /> lên w 2 và lặp lại từ bước 3 đến bước 5 cho nhận tải trọng;<br /> đến khi tìm được giá trị P i,0  P 0 thì kết - Đài cọc tuyệt đối cứng để đảm bảo tải<br /> thúc vòng lặp. Lấy ra giá trị thành phần ma trọng từ đài cọc truyền toàn bộ xuống cọc.<br /> sát và kháng mũi ở bước thứ i và i-1. Nội Với điều kiện thí nghiệm đưa ra hoàn toàn<br /> suy để lấy ra được thành phần ma sát ứng phù hợp với các giả thiết của phương pháp SDF.<br /> với lực P 0 . 3.1 Kết quả từ mô hình thí nghiệm của<br /> + Nếu ngay từ chuyển vị w1 mà P 1,0 > P0, Yasunori Koizumi<br /> giả thiết lại chuyển vị w1 hoặc nếu w1 đã quá Koizumi (1967) đã thí nghiệm phân tích sự<br /> nhỏ mà P 1,0 vẫn lớn hơn P0, lúc này có thể bỏ ảnh hưởng của nền đất xung quanh khi hạ cọc<br /> qua sức kháng mũi và tính với thành phần ma và so sánh độ lún của cọc đơn và nhóm cọc.<br /> sát ở các đoạn cọc và lần lượt loại bỏ thành Cọc đơn được thí nghiệm cách nhóm cọc là<br /> phần ma sát ở các đoạn cọc dưới cho tới khi 4,2m. Các cọc thí nghiệm là cọc thép có đường<br /> tìm được vị trí mà P 1,0  P 0. Trường hợp này kính là 300mm dày 1,6mm và chiều dài 5,5m.<br /> xảy ra khi lực tác dụng lên cọc là nhỏ, thành Khoảng cách các cọc được bố trí là 900mm từ<br /> phần ma sát của lớp đất bên trên đã huy động tâm đến tâm (3D). Tải trọng trong nhóm cọc<br /> đủ và phần ma sát và mũi bên dưới không được đặt trên đài được coi là tuyệt đối cứng.<br /> làm việc. Đài cọc cách mặt đất là 1,3m để đảm bảo tải<br /> Kết quả ở bước này cho ta lực tập trung Fi trọng truyền toàn bộ lên các cọc. Cọc đơn có số<br /> đặt tại trọng tâm các đoạn cọc và sức kháng mũi hiệu là 1, các cọc còn lại trong đài được đánh<br /> Pt đặt ở mũi cọc (hình 2c). số từ 2 đến 10 như hình 3.<br /> <br /> 24 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015<br />  3d 3d 30<br /> 4.2 m<br /> 25<br /> <br /> 20<br /> 3d 4 3 2 1<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> f (kPa)<br /> 15<br /> <br /> 3d 7 6 5 10<br /> f -w ở độ sâu<br /> 4,5m - 5,5m<br /> 5<br /> <br /> 10 9 8 0<br /> 0 5 10 15 20<br /> Chuyển vị w (mm)<br /> 1.3m max (kPa)<br /> <br /> 20 kPa<br /> 1.7m Cát bụi<br /> Hình 4: Mô hình f-w ở độ sâu 4,5m đến 5,5m<br /> 24 kPa<br /> 40<br /> 24 kPa<br /> 35<br /> <br /> 30<br /> Bùn sét 40 kPa<br /> 3.8m 25<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> f (kPa)<br /> 20<br /> 30 kPa 15<br /> f -w ở độ sâu<br /> 25 kPa 10<br /> 3,5m - 4,5m<br /> 5<br /> <br /> 0<br /> 0 5 10 15 20<br /> Chuyển vị w (mm)<br /> <br /> <br /> Hình 3: Mặt bằng bố trí cọc theo Koizumi (1967) Hình 5: Mô hình f-w ở độ sâu 3,5m đến 4,5m<br /> <br /> Từ số liệu khảo sát của 3 hố khoan, địa tầng 35<br /> <br /> của khu vực thí nghiệm bao gồm các lớp đất: 30<br /> <br /> <br /> lớp đất cát bụi dày 1,7m, lớp sét bụi dày 13,5m 25<br /> <br /> 20<br /> và lớp cuội sỏi bên dưới. Các vị trí thí nghiệm<br /> f (kPa)<br /> 15<br /> cách nhau 1m theo chiều sâu tương ứng là ranh 10 f -w ở độ sâu<br /> giới phân chia các lớp để tính toán. Số liệu sức 5<br /> 2,5m - 3,5m<br /> <br /> <br /> kháng cắt lớn nhất được lấy trong lớp là giá trị 0<br /> 0 5 10 15 20<br /> trung bình. Sức kháng mũi tại mũi cọc là 40 Chuyển vị w (mm)<br /> <br /> kPa. Hệ số Poisson sử dụng để tính toán là 0,5.<br /> Hình 6: Mô hình f-w ở độ sâu 2,5m đến 3,5m<br /> Lựa chọn mô hình f-w và p-w<br /> Sử dụng mô hình f-w của Vijayvergiya 30<br /> (1977), Heydinger & O’Neill (1986) và mô hình 25<br /> sức kháng mũi theo Vijayvergiya (1977). Từ 20<br /> hình 4 đến hình 9 các đường cong được xác<br /> f (kPa)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 15<br /> định trong phạm vi 1m và giá trị fu – ma sát bên<br /> 10<br /> đơn vị lớn nhất được lấy bằng giá trị trung bình f -w ở độ sâu<br /> 1,5m - 2,5m<br /> 5<br /> trong phạm vi chiều dày lớp đất đang xét với<br /> 0<br /> chuyển vị lớn nhất zmax là 5mm. Sức kháng mũi 0 5 10 15 20<br /> Chuyển vị w (mm)<br /> từ kết quả thí nghiệm của Koizumi (1967) là 40<br /> kPa. Đường cong p-w được mô tả như hình 10<br /> với chuyển vị lớn nhất là 3% đường kính cọc. Hình 7: Mô hình f-w ở độ sâu 1,5m đến 2,5m<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 25<br />  25<br /> Phân bố ma sát bên trong cọc (kN)<br /> 0 1 2 3 4<br /> 20 0<br /> <br /> 1260 kN<br /> 15<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> f (kPa)<br /> 1200 kN<br /> 10 1 900 kN<br /> <br /> f -w ở độ sâu 600 kN<br /> 5 0,5m - 1,5m 300 kN<br /> 2<br /> 0<br /> 0 5 10 15 20<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Độ sâu (m)<br /> Chuyển vị w (mm)<br /> 3<br /> <br /> Hình 8: Mô hình f-w ở độ sâu 0,5m đến 1,5m<br /> 4<br /> 25<br /> <br /> <br /> 20<br /> 5<br /> <br /> 15<br /> f (kPa)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 10 6<br /> <br /> <br /> 5<br /> f -w ở độ sâu 0m<br /> - 0,5m Hình 11: Ph n bố ma sát b n hu đ ng trong cọc<br /> Lực dọc trong 1 cọc (Tấn)<br /> 0 0 5 10 15<br /> 0 5 10 15 20 0<br /> Chuyển vị w (mm)<br /> <br /> <br /> Hình 9: Mô hình f-w ở độ sâu 0m đến 0,5m 1<br /> <br /> <br /> 45<br /> 40<br /> 2<br /> <br /> 35<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Độ sâu (m)<br /> 30<br /> 3<br /> q(kPa)<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 25<br /> 20<br /> 15 300 kN<br /> p-w tại độ sâu 4 600 kN<br /> 10 5,5m<br /> 5 900 kN<br /> <br /> 0<br /> 1200 kN<br /> 0 5 10 15 20 5 1260 kN<br /> Chuyển vị w (mm)<br /> <br /> <br /> Hình 10: Đường cong q-w 6<br /> <br /> Hình 12: Phân bố lực dọc trong cọc<br /> Kết quả tính toán So sánh đánh giá<br /> Tính toán với chuyển vị mũi giả thiết là<br /> 0,01mm, số lượng bước nhảy chuyển vị là 8000.<br /> Đoạn cọc được chia là 0,1m. Sử dụng Visual Basic<br /> Aplication (VBA) trong Excel viết chương trình<br /> tính nhỏ để tính toán. Do tọa độ của cọc giữa trùng<br /> với trọng tâm đáy móng nên khi tính ứng suất chọn<br /> vị trí cách trọng tâm móng 10-4 mm. Sau khi tính<br /> toán được ứng suất phân bố tại đáy móng do nền<br /> bên dưới mũi cọc chỉ có một lớp nên độ lún được<br /> tính toán theo phương pháp của Berardi &<br /> Lancellotta (1991). Hình 13: Ph n bố ma sát b n hu đ ng trong cọc<br /> <br /> 26 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015<br />  Kết quả tính lún theo phương pháp SDF sử Điều kiện đất nền và sơ đồ bố trí cọc được<br /> dụng mô hình f-w hoàn toàn theo Vijayvergiga thể hiện như hình 14. Với 6 lớp đất, lớp 1 là lớp<br /> (1977) và kết hợp sử dụng mô hình f-w của sét cứng dày 2,4m; lớp 2 là lớp sét pha cứng với<br /> Heydinger & O’Nell (1986) cho đất dính, chiều dày 1,3m; lớp 3 là lớp sét cứng dày 4,2m;<br /> Vijayergiya (1977) cho đất rời được thể hiện lớp 4 là lớp sét pha cứng dày 6,4m; lớp 5 là lớp<br /> như hình 13. Các kết quả tính toán từ mô hình cát lẫn sét hạt nhỏ ở trạng thái chặt chặt dày 4m<br /> SDF được so sánh với số liệu đo từ thí nghiệm và lớp 6 là lớp sét rất cứng với chiều dày chưa<br /> của Koizumi (1967) kết quả cho thấy rằng: xác định.<br /> - Ở giai đoạn đàn hồi kết quả từ phương pháp<br /> SDF (sử dụng cả hai mô hình f-w) đều phù hợp 3d 3d<br /> với kết quả đo thực tế độ lún của nhóm cọc. Tuy<br /> nhiên sử dụng mô hình f-w kết hợp của 3d<br /> Heydinger & O’Neill (1986) cho đất sét và<br /> 3d<br /> Vijayvergiga (1977) cho kết quả gần như chính<br /> xác với kết quả đo từ thực tế.<br /> - Khi cấp tải trọng cao có sự sai khác giữa m<br /> 0.92<br /> phương pháp SDF và kết quả đo lún của nhóm 0<br /> cọc. Kết quả thu được từ các mô hình thường cho Sét cứng<br /> 2.4<br /> chuyển vị nhỏ hơn so với kết quả của Koizumi Sét pha cứng<br /> 3.7<br /> (1967). Sự sai khác này là do giả thiết của mô<br /> Sét cứng<br /> hình f-w và q-w ở giai đoạn biến dạng dẻo.<br /> - Với phương pháp SDF cho kết quả tải trọng 7.9<br /> lớn nhất có thể tác dụng lên 1 cọc khoảng 140<br /> kN (tương đương khoảng 1260 kN lên nhóm Sét pha cứng<br /> cọc) khi đó cọc đã huy động toàn bộ ma sát bên<br /> và sức kháng mũi. Phương pháp SDF chưa tính 14.3<br /> <br /> toán được giai đoạn biến dạng dẻo khi tải trọng Cát<br /> tiếp tục tăng hoặc giữ nguyên tải trọng thì ứng 18.3<br /> Sét rất cứng<br /> xử của nhóm cọc thay đổi như thế nào. Do các<br /> mô hình f-w sử dụng giả thiết khi đã huy động<br /> toàn bộ ma sát bên và sức kháng mũi thì chuyển Hình 14: Mặt bằng bố trí cọc theo O’Neill (1982)<br /> vị tăng khi tải trọng không đổi.<br /> 3.2 Kết quả từ mô hình thí nghiệm của Kết quả ứng suất cắt không thoát nước được<br /> O’Neill, M.W. 1982. thể hiện như hình 15. Do kết quả thí nghiệm sức<br /> O’Neill (1982) đã làm thí nghiệm với cọc kháng cắt không thoát nước Su ở các độ sâu<br /> đơn và nhóm cọc 3x3 cọc và tổ hợp trong nhóm khác nhau và khi tính toán xác định đường cong<br /> 3x3 để được nhóm 4 cọc và 5 cọc. Sơ đồ bố trí f-w giá trị Su được lấy trung bình trong phạm vi<br /> cọc được thể hiện như hình 14. Với cọc thép có lớp phân tố đang xét.<br /> đường kính 273mm và chiều dày là 9,25 mm. Sau khi thí nghiệm xong với nhóm 9 cọc, các<br /> Chín cọc được bố trí theo hình vuông. Cọc được cọc góc được tách ra khỏi đài để làm thí nghiệm<br /> hạ xuống độ sâu 13,1 m. Đài cọc cứng cao 1,3 với nhóm 5 cọc. Cuối cùng, cọc giữa được tách<br /> m và cách mặt đất 0,92 m. Thí nghiệm được tiến ra để làm thí nghiệm với nhóm 4 cọc. Sơ đồ bố<br /> hành bởi đại học Houston (Houston – Tex). trí như hình vẽ.<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 27<br />  Ứng suất cắt không thoát nước<br /> (kPa)<br /> cọc giữa trùng với trọng tâm đáy móng nên khi<br /> 0<br /> 0 100 200 300<br /> tính toán ứng suất chọn vị trí cách trọng tâm móng<br /> 2<br /> 10-4 mm. Sau khi tính toán được ứng suất phân bố<br /> 4 tại mặt phẳng mũi cọc do nền đất bên dưới có<br /> 6 nhiều lớp đất khác nhau nên độ lún được xác định<br /> 8 theo phương pháp cộng lún từng lớp. Kết quả<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Độ sâu (m)<br /> 10 được thể hiện như hình 17 đến 20<br /> 12<br /> <br /> <br /> 14<br /> Sự phân bố ma sát bên trong cọc (kN)<br /> 0 2 4 6<br /> 0<br /> 16<br /> <br /> <br /> 18<br /> 2<br /> <br /> 20<br /> 4<br /> <br /> Hình 15: Sức kháng cắt không thoát nước của 650 kN<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Chiều sâu (m)<br /> 6<br /> nền đất khu vực thí nghiệm 600 KN<br /> 500 kN<br /> 8 400 kN<br /> 3d 3d 3d 3d 3d 3d 300 kN<br /> <br /> 10 200 kN<br /> <br /> <br /> 3d 3d 4,2d 3d 4,2d<br /> 12<br /> <br /> <br /> 3d 3d 3d<br /> 14<br /> <br /> <br /> <br /> Hình 17: Ph n bố ma sát b n hu đ ng trong cọc<br /> Hình 16: Sơ đồ bố trí cọc cho đài 9, 5 và 4 cọc Lực dọc trong một cọc (kN)<br /> 0 100 200 300 400 500 600 700<br /> 0<br /> <br /> Lựa chọn mô hình f-w và p-w<br /> Sử dụng mô hình f-w và q-w theo 2<br /> <br /> <br /> Vijayvergiya (1977). Sức kháng cắt không thoát<br /> 4<br /> nước của nền đất trong khoảng tính toán được<br /> lấy là giá trị trung bình trong khoảng lớp đất. 6<br /> Độ sâu (m)<br /> <br /> <br /> Theo O’Neill (1982) giá trị ma sát bên đơn vị 10 kN<br /> 20 kN<br /> lớn nhất giữa bề mặt cọc – đất được lấy bằng 8<br /> 30 kN<br /> <br /> 1/2 giá trị sức kháng cắt không thoát nước của 40 kN<br /> <br /> 10 50 kN<br /> đất. Tuy nhiên O’Neill (1982) không giải thích 60 kN<br /> <br /> rõ nguyên nhân lấy giá trị này. Mô hình f-w 12<br /> 65 kN<br /> <br /> <br /> được xác định với giá trị chuyển vị lớn nhất zmax<br /> = 5mm. Đường cong q-w được xác định với 14<br /> <br /> chuyển vị lớn nhất là 3% đường kính cọc.<br /> Hình 18: Phân bố lực dọc trong cọc<br /> Tính toán với chuyển vị mũi giả thiết là<br /> 0,01mm với tải trọng 20 tấn trở lên riêng với tải<br /> trọng nhỏ chuyển vị mũi giả thiết khoảng Kết quả tính lún theo phương pháp SDF sử<br /> 0,0001mm do lực tại mũi bé với giả thiết chuyển dụng mô hình của Vijayergiya (1977) được<br /> vị mũi lớn phản lực mũi sẽ lớn hơn tải trọng tại thể hiện như hình 19 đến 21. Các kết quả này<br /> đầu cọc. Số lượng bước nhảy chuyển vị khoảng là được so sánh với số liệu đo từ thí nghiệm của<br /> 8000. Đoạn cọc được chia là 0,1m. Với tọa độ của O’Neill (1982).<br /> <br /> <br /> 28 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015<br />  0 100 200<br /> Tải trọng (kN)<br /> 300 400 500 600 700<br /> cọc tuyệt đối cứng đảm bảo truyền toàn bộ tải<br /> 0<br /> trọng xuống cọc.<br /> 2<br /> b. Kết quả tính toán theo phương pháp SDF<br /> 4 cho kết quả khá sát với thí nghiệm trong giai<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> Chuyển vị - mm<br /> 6<br /> đoạn đàn hồi với cấp tải nhỏ.<br /> Kết quả đo theo<br /> O’Neill (1982) c. Ở giai đoạn biến dạng dẻo kết quả thí<br /> nghiệm và phương pháp SDF có sự sai<br /> 8<br /> Phƣơng pháp đề xuất<br /> sử dụng t-z<br /> 10 Vijayvergiya (1977)<br /> khác. Nguyên nhân chủ yếu là do việc xác<br /> 12<br /> định mô hình f-w và p-w. Đặc biệt do các<br /> mô hình f-w và q-w do các hầu hết các tác<br /> Hình 19: Mô hình thí nghiệm 9 cọc giả đều giả thiết thành phần ma sát đơn vị<br /> Tải trọng (kN) lớn nhất và sức kháng mũi đơn vị lớn nhất<br /> là không thay đổi khi chuyển vị lớn hơn<br /> 0 50 100 150 200 250 300 350 400<br /> 0<br /> <br /> <br /> <br /> 2<br /> chuyển vị lớn nhất. Điều này chưa mô tả<br /> hoàn toàn đúng sự làm việc của cọc ở giai<br /> đoạn biến dạng dẻo.<br /> Chuyển vị - mm<br /> 4<br /> <br /> <br /> <br /> 6 Kết quả đo theo O'Neill<br /> (1982)<br /> d. Mô hình SDF là đã đưa vào khá đầy đủ<br /> Tính toán theo phƣơng thành phần ma sát đến độ lún của nhóm cọc<br /> dựa trên đường cong f-w và q-w. Tuy nhiên<br /> 8 pháp đề xuất sử dụng t-z<br /> Vijayvergiya (1977)<br /> <br /> <br /> 10<br /> mô hình vẫn còn hạn chế là chưa xem xét<br /> được ảnh hưởng của đài cọc và nền đất dưới<br /> Hình 20: Mô hình thí nghiệm 5 cọc đài cọc đến độ lún của nhóm cọc.<br /> Tải trọng (kN)<br /> <br /> <br /> TÀI LIỆU TH M KHẢO<br /> 0 50 100 150 200 250 300<br /> 0<br /> <br /> <br /> <br /> 2<br /> <br /> 1. Dương Diệp Thúy, Phạm Quang Hưng, Lê<br /> Thiết Trung (2014). Một mô hình tính lún mới<br /> Chuyển vị - mm<br /> <br /> <br /> <br /> <br /> 4<br /> <br /> <br /> <br /> 6 Kết quả đo theo O'Neill cho nhóm cọc có xét đến phân bố của ma sát<br /> dọc thân cọc. Tạp chí địa k thuật Việt Nam,<br /> (1982)<br /> <br /> Tính toán theo phƣơng<br /> <br /> ISSN -0868-279X năm thứ mười tám số 1-2014.<br /> 8 pháp đề xuất sử dụng t-z<br /> Vijayvergiya (1977)<br /> <br /> <br /> 10<br /> Trang 42-49.<br /> 2. Heydinger, A.G., and O’Neill (1986).<br /> Hình 21: Mô hình thí nghiệm 4 cọc “Analysis of axial pile-soil interaction in clay,”<br /> International Journal for Numerical and Analytical<br /> Dựa vào kết quả tính toán ta thấy rằng: Methods in Geomechanics 10(4), 367-381.<br /> - Ở giai đoạn đàn hồi với tải trọng bé tính 3. Koizumi Y, Ito K. Field tests with regard<br /> toán theo phương pháp SDF và kết quả thí to pile driving and bearing capacity of piled<br /> nghiệm theo O’Neill (1982) là khá sát nhau. foundations. Japanese Geotechnical Society Soil<br /> - Với cấp tải cao kết quả có sự sai khác. Với Found 1967;7(3):30–53.<br /> nhóm cọc có 9 cọc chuyển vị ở cấp tải cao theo tính 4. Mindlin, R. D. Force at a Point in the interior<br /> toán nhỏ hơn so với kết quả thí nghiệm. Tuy nhiên of a semi-infinite solid Physic 8, 195, 1936.<br /> với nhóm 4 cọc và 5 cọc thì chuyển vị ở cấp tải cao 5. O’Neill, M. W., Hawkins, R.A., and<br /> theo tính toán lại lớn hơn kết quả thí nghiệm. Mahar, L.J, 1982. Load transfer mechanisms in<br /> - Với mô hình thí nghiệm của O’Neill (1982) do piles and pile groups. Journal of the<br /> không có kết quả thí nghiệm và khuyến cáo cho sức Geotechnical Engineering Division, ASCE,<br /> kháng mũi nên sức kháng mũi được xác định dựa vào 108(GT12): 1605-1623.<br /> các công thức thực nghiệm. Kết quả sai khác nhiều 6. Roberto C, Enrico C. Settlement analysis<br /> hơn so với mô hình của Koizumi (1967). of pile groups in layered soils. Can Geotech J<br /> 4. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 2006;43:788–801<br /> Từ những tính toán và phân tích ở trên, các 7. Vijayvergiya, V.N. “Load-movement<br /> tác giả đi đến một số kết luận và kiến nghị characteristics of piles”, Proceedings, Ports 77,<br /> như sau: American Society of Civil Engineers, Vol II,<br /> a. Điều kiện thí nghiệm hoàn toàn phù hợp 269-286, 1977<br /> với các giả thiết của phương pháp SDF là đài<br /> <br /> Người phản biện: PGS, TS NGUYỄN VĂN DŨNG<br /> <br /> <br /> ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 29<br />