CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN MỘT SỐ KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA VIỆC HẠ CỌC LÊN KHẢ NĂNG CHỊU TẢI CỦA CỌC 1. Ảnh hưởng của việc hạ cọc trong đất dính Đặc điểm khác nhau quan trọng giữa hoạt động của cọc dưới tác dụng của tải trọng động và tải trọng tĩnh rõ rệt là yếu tố thời gian, do đó sự khác biệt lớn nhất trong ứng xử ứng suất – biến dạng của đất xung quanh cọc là trong điều kiện hoạt động động và hoạt động tĩnh của cọc. Các ảnh hưởng này có thể mô tả kiểu cơ học như sau [3], [15]. Xét trường hợp cọc đóng, hay ép vào tầng trầm tích sâu là lớp đất sét bão hòa nước xem như không thấm trong quá trình thi công cọc.
Khi cọc đóng xuống thì thể tích khối đất bị dịch chuyển bằng với thể tích của cọc do chiếm chỗ mà thể tích này cũng khá lớn. Do đó hoạt động đóng cọc có thể gây ra những thay đổi về biến dạng trong đất sét (xem hình 1. Chuyển vị và nén ép của đất xung quanh do đóng cọc Đất có thể bị đẩy từ vị trí ban đầu BCDE sang ngang tới vị trí B’C’D’E’ (hình 1.2) hoặc từ FGHJ tới F’G’H’J’. Trong khi đóng cọc, đất sét bị mất một phần độ bền do đất bị xáo trộn nhưng lại xuất hiện một lượng tương đối nhỏ ma sát bên.
-4- Cọc được đóng, ép vào trong đất sét bão hòa nước không thấm được nên mặt đất có thể phình trồi lên do khối lượng đất bị dịch chuyển và nén ép một phần thể tích. Độ bền cắt trong đất sét bão hòa nước trước và sau khi đóng cọc Trên hình 1.2, cọc có bán kính oa được đóng sâu vào trong tầng đất sét, sự thay đổi của độ bền cắt dọc theo chiều dài cọc và khoảng cách theo phương ngang đến cọc được cho trên hình obcd, trong đó o là gốc tọa độ [3]. Đường A biểu diễn độ bền cắt trước khi đóng cọc và cũng là biểu diễn độ bền của đất sét khi đất còn nguyên dạng (độ bền ngắn hạn). Độ bền tại điểm B nào đó cách O một khoảng là đường BC.
Ngay sau khi đóng cọc, độ bền cắt biểu thị bằng đường B. Trước khi đóng cọc đất ở điểm a, thì sau khi đóng đã dịch chuyển đến điểm o, còn điểm gốc o đã dịch chuyển đến điểm f. Bây giờ ma sát bên là oe, đó cũng là độ bền cắt bị giảm đi và cũng chỉ ra một phần nhỏ của độ bền ban đầu od. Đất ở điểm o đã dịch chuyển và do đó phần lớn áp lực giữa các hạt bị biến mất.
Tổng cộng áp lực chất tải trước bao gồm áp lực giữa các hạt cộng với áp lực nước lỗ rỗng là không thay đổi. Do đó, phần mất đi của áp lực giữa các hạt đã được chuyển thành áp lực nước lỗ rỗng dưới dạng áp lực nước lỗ rỗng thặng dư. Như vậy, áp lực áp lực nước lỗ rỗng thặng dư -5- hình thành với giá trị đáng kể trong đất cạnh cọc ngay sau khi đóng cọc. Vì chỉ có lớp đất cách cọc rất gần mới bị xáo trộn nên áp lực nước lỗ rỗng tăng lên rất ít.
Hơn nữa, áp lực ngang bên cạnh cọc tăng do chuyển vị hướng ra ngoài của đất khi đóng cọc. Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư này tạo ra lập tức gây thấm và bắt đầu quá trình cố kết. Vì dòng thấm thường xuyên xảy ra từ điểm có áp lực cao tới khu vực có áp lực thấp, do đó hướng của dòng thấm là từ cọc và theo phương bán kính cọc hướng ra ngoài. Tuy nhiên, cũng có thể có hướng dòng thấm hướng lên trên hoặc xuống dưới.
Trong thời gian cố kết, các hạt đất chuyển dịch theo phương đường kính và hướng vào phía cọc vì nước thấm hướng ra. Như vậy đất trong phạm vi gần mặt cọc có hệ số rỗng giảm, còn đất ở xa lại bị giãn nở ra một ít. Do đó, sau khi đóng cọc, đất tạo nên ma sát bên với tốc độ khá nhanh. Điều này thể hiện rõ ràng trong việc thí nghiệm nén lại (Taylor, 1948).2, oh biểu hiện ma sát bên khi nén lại, còn đường C biểu thị độ bền phụ thuộc khoảng cách tính từ cọc.
Nếu như đường C biểu diễn độ bền xảy ra sau một ngày hay sau khi đóng cọc, thì đường D có thể là độ bền một vài tuần sau khi đóng cọc. Vì đất ở xa cọc hơi bị nở ra trong khi cố kết nên đường độ bền B và D có thể là dưới đường B một khoảng nhỏ trong vùng này. Nếu cọc nhẵn thì sức kháng ma sát trên bề mặt có thể nhỏ hơn so với độ bền cắt trong đất sét cách mặt cọc không xa. Trong trường hợp này, ma sát bên được biểu diễn bằng các điểm h’ và j’ thay cho điểm h và j.
Nếu thí nghiệm thử tải tiến hành trên cọc này sau khi đóng được một vài tuần thì ma sát bên được biểu diễn giản lược bằng oj. Còn nếu sau khi đóng một vài tuần, cọc được kéo lên thì một khối lượng đất khá lớn có thể bám vào cọc và lên cùng với cọc. Điều này giải thích độ bền tương đối: với điều kiện không đồng nhất, thì mặt phá hoại sẽ không đi qua od có chu vi nhỏ nhất, cũng không đi qua mặt có độ bền nhỏ nhất, mà lại xảy ra cạnh bán kính có tích của độ bền và chu vi là nhỏ nhất, có thể là ở điểm k (Taylor, 1948). Trong quá trình đóng cọc, lực chống đầu cọc nói chung là lớn, vì nó bằng với lực yêu cầu để tạo ra tất cả các xáo trộn đã mô tả ở trên.
Ngay cả đất có độ bền nguyên dạng cao cũng bị đẩy ra theo cách này. Đất loại này không thể nén được vì đất bão hòa nước không có khả năng chịu nén khi gia tải nhanh như khi đóng hoặc -6- ép cọc. Không còn chỗ nào thuận lợi để cho đất loại này dồn đến cả. Do đó cột đất phải chuyển động lên phía trên mặt để cọc có thể xuyên xuống lớp đất dưới mũi cọc.
Thực tế là tất cả sức kháng trong nhiều loại đất sét đều là sức chống đầu cọc khi đóng. DeMello (1969) đã giả thiết rằng ngay sau khi đóng cọc, lượng đất bị xáo trộn đã giảm từ 100% tại mặt tiếp giáp với cọc – đất tới không ở khoảng cách cỡ 1,5 đến 2 lần đường kính cọc tính từ thân cọc. Orrje và Broms (1967) đã chứng minh rằng, với cọc bê tông cốt thép hạ trong đất sét nhạy, chỉ sau 10 tháng thì độ bền không thoát nước hoàn toàn có thể trở lại giá trị ban đầu [3]. Hơn nữa, sự tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng quá mức, mức tăng độ bền của đất sau khi đóng cọc cũng xảy ra là do hóa lỏng tạm thời trong đất.
Soderberg (1962) cũng chỉ ra rằng việc tăng khả năng chịu tải cực hạn của đất (và do đó tăng độ bền cắt của đất) cũng tương tự với tốc độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng thặng dư và chúng phụ thuộc vào thời gian (hình 1. Độ tăng khả năng chịu tải theo thời gian (theo Soderberg, 1962) Áp lực nước lỗ rỗng phát triển trong quá trình đóng cọc: các số đo áp lực nước lỗ rỗng thặng dư phát triển trong đất do đóng cọc cho thấy rằng áp lực này ở sát thân cọc có thể bằng và thậm chí còn lớn hơn áp lực hiệu quả (Lambe và Horn 1965, Orrje và Broms 1967, Poulos và Devis 1979, D’Appolonia và Lambe 1971). -7- Trong vùng lân cận của cọc, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư phát sinh rất cao, trong một số trường hợp có thể xấp xỉ 1,5 đến 2 lần ứng suất thẳng đứng hiệu quả tại đó và thậm chí có thể gấp 3 đến 4 lần ứng suất hiệu quả thẳng đứng ở gần mũi cọc. Tuy nhiên nó sẽ giảm nhanh theo khoảng cách kể từ cọc và nói chung sự tiêu tán cũng rất nhanh.4, áp lực nước lỗ rỗng u được biểu diễn qua u / vo ' với vo ' là ứng suất thẳng đứng hiệu quả trước khi đóng cọc đơn, còn khoảng cách hướng tâm S tính từ cọc được biểu diễn qua S/ro trong đó ro là bán kính của cọc.
Ta thấy các điểm trên hình này không tập trung là do có nhiều loại đất khác nhau và các loại đất có độ nhạy lớn nên áp lực nước lỗ rỗng biến đổi lớn (Poulos và Davis, 1979). Tóm tắt một số kết quả đo áp lực nước lỗ rỗng (theo Poulos và Davis 1979) Những điểm ở xa có khoảng cách S/ro = 4 đối với đất sét thường và bằng 8 đối với đất sét nhạy thì áp lực nước lỗ rỗng giảm nhanh theo khoảng cách.4, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư thực tế có thể bỏ qua khi ở ngoài khoảng cách S/ro = 30. -8- Sự tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng: tốc độ phát tán của áp lực nước lỗ rỗng xung quanh cọc đã được đề nghị bởi Soderberg (1962) với giả thiết sự phân tán áp lực nước lỗ rỗng chỉ xuất hiện xung quanh cọc, sự phân tán này chủ yếu theo phương ngang, có thể xuất hiện ở gần đầu cọc và mũi cọc không đáng kể. Phương trình liên quan đến quá trình cố kết: u 2 u 1 u Ch 2 (1.1) t r r r Trong đó: Ch :hệ số cố kết theo phương ngang; U :áp lực nước lỗ rỗng.
Phương trình trên được viết ra từ dạng khác của Gibson và Lumb (1953), lời giải ở đây theo điều kiện thoát nước ở cọc và điều kiện ban đầu của sự phân tán áp lực nước lỗ rỗng. Soderbeg cho rằng hình thức ban đầu của sự phân tán này ảnh hưởng không lớn trong cách giải. Nguyên nhân đo được tốc độ biến đổi độ bền và sự khôi phục độ dính sau khi đóng cọc là do tốc độ cố kết trong vùng giới hạn lân cận của cọc. Sự phân tán này và mức độ cố kết trong khoảng R cho thấy ở hình (1.6), vùng phá hoại có kích thước R/ro 3 đến 5.
Lý thuyết phân tán cho tốc độ cố kết đất gần cọc -9- Theo kết quả so sánh của Radugin (1969) giữa lý thuyết và thực nghiệm cho thấy R/ro 5 ; C h 0,04in 2 /min (đất loại sét). So sánh biểu đồ thực nghiệm với lý thuyết về sự tăng tốc độ dính chặt Hình 1.6 thể hiện kết quả so sánh mức độ cố kết của lý thuyết với biểu đồ thời gian và thực nghiệm của Radugin.