Mô hình vật lý trong kỹ thuật

1

Mặt đất
g
Tác dụng của trọng trờng gây ra
áp lực địa tầng theo độ sâu
Tác dụng của lực ly
tâm gây ra áp lực
Đỉnh mẫu thí nghiệm
Đáy mẫu thí nghiệm
Sự sai khác giữa áp lực địa tầng v
Bán kính quay R1+a
Bán kính quay R1
theo bán kính đến tâm quay
a: chiều dy mẫu
áp lực do lực ly tâm
mô hình vật lý trong địa kỹ thuật
Nguyễn Đức Hạnh*
Lê thị Hồng Thị Vân*

Physical modelling in Geotechnics

ABSTRACT
: To study a geotechnical problem it can be
investigated by a full scale model at a site. However, due to the
naturally variable soil properties it is difficult to take all into
consideration. To overcome this, the investigated problem is
normally scaled down and investigated in a laboratory where
soil properties can be stricly controlled. In this paper, physical
modelling will be outlined and a specific 1-g model is given.

I. Mở đầu


Việc xây dựng các mô hình để nghiên cứu các
bi toán địa kỹ thuật l rất phổ biến trên thế
giới.
Hiện nay có hai loại mô hình đợc sử dụng l
mô hình 1-g v mô hình ly tâm. Với mô hình 1-
g chỉ có áp lực địa tầng ở một độ sâu no đó
đợc mô phỏng. Ngợc lại với mô hình ly tâm,
sự thay đổi áp lực địa tầng tăng dần tuyến tính
theo độ sâu có thể đợc mô phỏng bằng lực ly
tâm khi mẫu đất đợc đa vo buồng quay.




* Bộ môn Địa Kỹ Thuật
Trờng Đại học Giao Thông Vận Tải H Nội
Cầu Giấy - H Nội
Tel: 04-7841716



Hình 1 thể hiện nguyên lý của sự thay đổi áp
lực địa tầng (dới tác dụng của gia tốc trọng
trờng 1-g) v lực ly tâm tác dụng lên mẫu để
mô phỏng áp lực địa tầng của mô hình ly tâm.

Do sự thay đổi của gia tốc hớng tâm theo bán
kính nên có sự khác nhau về áp lực giữa hai
trờng hợp nhng sự sai khác ny l không
đáng kể (Schofield, 1980).









Hình 1. áp l
ự
c đ
ị
a tần
g
do
g
ia tốc tr
ọ
n
g
trờn
g
v l
ự
c l

y
tâm tron
g
mô hình l
y
tâm

2
Buồng ly tâm có tốc độ quay v bán kính cng
lớn sẽ mô phỏng đợc các bi toán địa kỹ
thuật có lớp đất cng sâu. Ví dụ một khối đất
có khối lợng 10kg, đợc quay trong buồng ly
tâm với bán kính quay l 4m với vận tốc góc l
= 16 radians/s sẽ có một gia tốc hớng tâm
l 4 x16
2
= 1024 m/s
2
v lực ly tâm l 10kg x
1024 m/s
2
xấp xỉ 10 kN.

Tuy nhiên với các thuộc tính nội tại của đất nh
lực ma sát, lực dính đơn vị, vấn đề tỷ lệ trong
mô hình ly tâm cần phải nghiên cứu thêm v
đây l một hạn chế của mô hình đối với các bi
toán địa kỹ thuật.

Với mô hình 1-g tuy chỉ mô phỏng đợc áp lực
địa tầng ở một độ sâu nhất định nhng nó vẫn
l một công cụ hữu ích để nghiên cứu các bi
toán địa kỹ thuật, hơn nữa nó khắc phục đợc
các hạn chế của mô hình ly tâm nh đã đề cập

ở trên.

Các phần tiếp theo sẽ trình by chi tiết một mô
hình 1-g đợc sử dụng để nghiên cứu một bi
toán địa kỹ thuật. Do khuôn khổ của bi báo
phần phân tích số liệu của thí nghiệm sẽ đợc
giới thiệu ở các bi báo tiếp theo.

II. MÔ hình thí nghiệm


2.1 Bi toán cần nghiên cứu

Nếu lấy trọng lợng thể tích của đất l 20
kN/m3, tiết diện vuông góc với bán kính quay
l 0.2x0.2m thì lực ly tâm của mô hình có thể
mô phỏng đợc áp lực địa tầng đến hơn 12m.
Khi mô phỏng bi toán với tỷ lệ n thì các giá trị
chủ yếu đợc mô phỏng với tỷ lệ cho trong
Bảng 1 (Powrie, 1997).

Phơng pháp thí nghiệm tải trọng tĩnh để xác
định sức chịu tải của cọc l phơng pháp tin
cậy nhất v đợc lm chuẩn mực để đánh giá
các phơng pháp khác. Tuy nhiên, giá thnh
thí nghiệm cao v thời gian thực hiện thí
nghiệm lâu.
Do các nhợc điểm ny, phơng pháp thí
nghiệm tải trọng động đợc nghiên cứu v phát
triển. Ban đầu kết quả của thí nghiệm tải trọng
động đợc phân tích đơn giản qua việc giải bi
toán va chạm v dùng định luật bảo ton năng
lợng. Smith (1961) đã kiến nghị tính đến hiện

tợng truyền sóng ứng suất trong việc phân
tích kết quả thí nghiệm tải trọng động. Kế đó
hiệu ứng về tốc độ gia tải đợc nghiên cứu
(Gibson v Coyle, 1968; Heerema 1979;
Litkouhi v Potskitt, 1980; Randolph v Deeks,
1992) v nó không thể bỏ qua khi phân tích kết
quả thí nghiệm. Hiệu ứng về tốc độ gia tải đó l
hiện tợng sức kháng cắt của đất phụ thuộc
vo tốc độ cắt. Sức kháng cắt cng cao khi tốc
độ cắt cng nhanh. Trong thí nghiệm tải trọng
tĩnh quá trình cắt l đủ chậm để có thể xem
sức kháng của cọc l sức kháng tĩnh. Ngợc lại
Các đ
ạ
i l
ợ
n
g
Giá tr
ị
tron
g
Giá tr
ị
tron
g
bi toán th
ự
c mô hình với t
ỷ

lệ 1:n
Chiều di
l
t
l
m
= l
t
/n
Diện tích
A
t
A
m
= A
t
/n
2
Thể tích
V
t
V
m
= V
t
/n
3
ứng suất

t

m
=

t
Lực
F
t
F
m
= F
t
/n
2
Mô men
M
t
M
m
= M
t
/n
3
Chuyển vị

t

m
=

t
/n
Biến dạng

t

m
=

t
Thời gian cố kết
t
ct
t
cm
= t
ct
/n
2
Tần số (trong thí nghiệm động)
f
t
f
m
= nf
t
Thời gian cho các tơng tác động
t
td
t

md
= t
td
/n
Vận tốc (cho các thí nghiệm động)
v
t
v
m
=v
t
Gia tốc (cho các thí nghiệm động)
a
t
a
m
= a
t
/n

Bản
g
1. T
ỷ
l
ệ
các đ
ạ
i l
ợ

n
g
tron
g
mô hình l
y
tâm so với bi toán th
ự
c

3
trong thí nghiệm tải trọng động, tốc độ xuyên
của cọc lớn do vậy sức kháng thu đợc trong
khi thí nghiệm l sức kháng động. Sức kháng
động đợc cho l bao gồm hai thnh phần
sức kháng tĩnh v sức cản nhớt. Thnh phần
sức cản nhớt phụ thuộc vo tốc độ cắt. Khi
phân tích kết quả thí nghiệm động cần tách
phần sức cản nhớt để thu sức kháng tĩnh của
cọc l giá trị cần thiết cho thiết kế.
Thời gian tác dụng tải trọng của thí nghiệm
động l rất nhanh (4 6 ms), do vậy hiện
tợng sóng ứng suất thể hiện rõ rệt v hiện
tợng ny lm quá trình phân tích số liệu phức
tạp hơn nhiều.
ý tởng tăng thời gian tác dụng tải trọng để
giảm thiểu đến mức có thể bỏ qua hiện tợng
sóng ứng suất đã cho ra đời phơng pháp tĩnh
động.

Tuy hiện tợng truyền sóng ứng suất đợc
giảm thiểu trong thí nghiệm tĩnh động nhng
để thu đợc sức kháng tĩnh của cọc từ thí
nghiệm tĩnh động, kết quả của nó cần đợc
phân tích để loại bỏ sức cản nhớt.

Từ vấn đề đặt ra ở trên, một mô hình vật lý
đợc thiết kế để nghiên cứu hiệu ứng tốc độ
gia tải khi cọc chịu tác dụng các dạng tải khác
nhau.

2.2 Kích thớc của mô hình thí nghiệm

Mô hình 1-g có thể phản ánh gần sát với thực
tế nếu nó có kích thớc đủ lớn. Tất nhiên kích
thớc của mô hình cng lớn, nó mô phỏng

cng tốt bi toán thực tế. Nhng do giá thnh
v thời gian thực hiện thí nghiệm nên kích
thớc của mô hình cần hạn chế. Hợp lý nhất l
biên của mô hình nên nằm ở vùng có ứng suất
v biến dạng l không đáng kể khi tiến hnh
thí nghiệm hoặc ít nhất, nằm ngoi biên của
vùng biến dạng dẻo.

2.3 Chuẩn bị mẫu

Với phơng pháp tĩnh động, một đối trọng đợc
đặt trên đầu cọc v phóng rời khỏi đầu cọc
bằng cách tạo ra áp lực khí trong buồng xi lanh
nhờ việc kích nổ một chất cháy nổ đặc biệt. Khi
khối đối trọng đợc phóng lên, một lực ngợc
chiều tác dụng vo đầu cọc v đợc đo bằng
hộp tải đặt ngay đầu cọc (Hình 2). Khi khối đối
trọng rơi xuống nó đợc giảm chấn bằng cuội
sỏi trong thùng chứa.
Quá trình gia v giảm tải của thí nghiệm xảy ra
trong khoảng 180-200 ms, di hơn nhiều so với
phơng pháp động (4-6 ms).
Theo kinh nghiệm, đối trọng dùng trong thí
nghiệm tĩnh động khoảng 5% tải trọng cần tác
dụng, còn với thí nghiệm động trọng lợng cần
thiết của quả búa khoảng 2% (Middendorp et
al. 2000).

Mẫu đất đợc chuẩn bị bằng cách trộn kỹ 3
th
nh phần, bột sét kaolin (chiếm 50% theo
khối lợng), bụi (chiếm 25% theo khối lợng),
cát mịn (chiếm 25% theo khối lợng) với nớc.
Sau khi trộn xong vữa sét có độ ẩm khoảng
55% bằng 1.5 lần giới hạn chảy. Vữa sét đợc
bơm vo một ống trụ để chuẩn bị quá trình cố
kết một chiều (Hình 3).

ống trụ rỗng hai đầu có chiều cao 1750mm với
đờng kính bằng 785mm. Trớc khi bơm vữa
mặt trong của ống đợc bôi trơn mỡ để giảm

A, Pile
B, Load Cell
C, Cylinder
D, Piston
E, Platform
F, Silencer

G, Reaction Mass
H, Gravel Container
I, Gravel
J, Laser
K, Laser Beam
L, Laser Sensor

A, Cọc G, Khối tải
B, Hộp đo tải H, Thùng chứa cuội sỏi
C, Xi lanh I, Cuội sỏi
D, Pít tông J, Thiết bị tạo tia la ze
E, Sn đỡ K, Tia la ze

F, Thiết bị giảm âm L, Thiết bị bắt tia laze
Hình 2. Các b
ộ
ph
ậ
n của thí n
g
hiệm tĩnh đ
ộ
n
g
Hình 3. Bơm vữa sét vo ốn
g
tr
ụ
để cố kết m
ộ
t
chiều

4
ma sát thnh ống khi cố kết đất. Trong quá
trình bơm vữa, một lớp nớc đợc thêm vo
trên bề mặt v ống bơm luôn nằm dới mực
nớc ny để tránh không khí bị giữ lại trong
vữa dới dạng khí kín.
ống trụ đợc đặt trên tấm bản đáy bằng thép
dy 30mm có đục lỗ để dây của các thiết bị đo
đi qua (Hình 4).

MODEL TESTING







Thiết bị đo áp lực nớc lỗ rồng đợc bố trí
trong mẫu để theo dõi quá trình cố kết v áp
lực nớc lỗ rỗng trong quá trình thí nghiệm cọc.
Các thiết bị ny đợc bố trí ở các cao độ v

bán kính khác nhau.
Thiết bị đo áp lực nớc lỗ rỗng (Hình 5) l một
mng cảm biến dy 0.09mm đợc dán vo đá
thấm. Một đầu của mng cảm biến sẽ tiếp xúc
với nớc cần đo áp lực, một đầu thông với
không khí có trong dây dẫn. Khi đó, sự chênh
áp lực nớc phía mặt trên của mng cảm biến
v áp lực không khí phía mặt dới của mng
cảm biến sẽ lm mng biến dạng v tín hiệu
đầu ra sẽ thay đổi tuyến tính với sự chênh lệch
áp lực ny.
Trong quá trình đo áp lực, nớc lỗ rỗng đi qua
đá thấm v tiếp xúc với mng cảm biến. Để đo
tốt áp lực, nớc lỗ rỗng phải đảm bảo nớc đi
qua đá thấm dễ dng. Do vậy, trớc khi cho
thiết bị vo mẫu đất, mẫu đá thấm của thiết bị
phải đợc bão ho nớc. Cách lm thông
thờng l ngâm thiết bị trong buồng kín n
ớc
(nớc ny cần phải đuổi khí trớc) v dùng
bơm hút chân không để đuổi khi trong đá
thấm.

Trong quá trình thí nghiệm, thiết bị cần phải
căn chỉnh khoảng 6 tháng một lần. Khi căn
chỉnh, áp lực nớc đợc tăng từng cấp, mỗi
cấp khoảng 50 đến 100 kPa. Với mỗi cấp, ghi
lại tín hiệu đầu ra. Các tín hiệu ny đợc ghi
bằng máy tính với một chơng trình đơn giản
đợc lập bằng ngôn ngữ Labview. Từ áp lực
tác dụng v tín hiệu đầu ra, hệ số chuyển đổi
giữa áp lực v tín hiệu điện có thể đợc xác
định (Hình 6).

Ngoi ra, trong mẫu còn đợc bố trí các thiết bị
đo gia tốc để đo gia tốc của đất xung quanh
cọc trong quá trình thí nghiệm động sau ny.
Sau khi vữa sét đợc bơm đến độ cao khoảng
1500mm trong ống, nó đợc cố kết dới cấp
áp lực 280kPa. Nớc thoát ra từ mẫu theo hai
chiều (trên v dới mẫu) (Hình 6).


Thiết b
ị
đo áp l
ự
c nớc lỗ
rỗng v đo gia tốc
Tấm bản đá
y
Hình 4. Tấm bản đá
y
v các thiết b

ị
đo
y = 71.12x + 0.71
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
0123456
Voltage (V)
Pressure (kPa)
Hình 5. Quan hệ áp l
ự
c v tín hiệu đầu ra
Hình 5. Thiết b
ị
đo áp l
ự
c nớc lỗ rỗn
g
Vỏ kim loại
Vòng thủy tinh
Mng cảm biến
Đá thấm
Dây dẫn

Vỏ nhựa kín nớc
12mm
6.5mm

5

Tấm đá
y

ốn
g
đ

ự
n
g
vữa sét
Thiết b
ị

g
ia tải
áp lực cố kết
một chiều
Mẫu đất
Thiết b
ị

g
ia tải áp l
ự
c cố kết
ốn
g
thoát nớc
trên v dới mẫu
Bn
g
ia tải
Tấm đá
y

Thiết b

ị

đo áp lực
nớc lỗ rỗng
Hình 6. Bố trí cố kết m
ộ
t chiều cho mẫu

6
Xi lanh thủy lực cấp tải đợc nối với bn gia tải
để tác dụng 1 áp lực phân bố đều lên bề mặt
mẫu. Biên của bn gia tải có 2 gioăng để ngăn
vữa sét v nớc thoát ra. Bn gia tải có hai lỗ
cho nớc thoát theo phơng đứng lên phía trên
mẫu đi ra ngoi. Tơng tự ở tấm bản đáy, một
lỗ đợc bố trí ở giữa tấm cho nớc thoát phía
dới mẫu.

Khi chuyển sang cố kết 3 trục, ống đựng mẫu
đợc tháo dỡ v tiếp đó, mẫu đợc bọc bằng
mng cao su. Hình 8 thể hiện sơ đồ cố kết 3
trục của mẫu. Phần giữa buồng ngoi v mng
cao su đợc bơm đầy nớc để tác dụng áp lực
ngang lên mẫu. Một mng cao su đợc đính
với tấm bản trên của buồng v nớc đợc bơm
vo khoảng giữa của mng đính v bản trên để
tác dụng áp lực đứng lên mẫu. Độ biến dạng
cho phép của mng đính vo bản trên khoảng
200mm đủ cho mẫu lún trong quá trình cố kết
3 trục. Khi chuyển từ cố kết một chiều sang cố
kết 3 trục, một lớp cát khoảng 200mm đợc
thêm vo trên đỉnh mẫu v khi cố kết, nớc
thoát theo phơng đứng qua lớp cát ny vo
ống trụ có đục lỗ v đi ra ngoi. ống trụ có đục
lỗ ny cao 220mm, ngăn lớp cát đệm trên tiếp
xúc với cọc. áp lực cố kết theo phơng đứng
v ngang đợc đo bằng hai thiết bị đo (Hình 8).
Việc đa cọc vo mẫu đợc thực hiện trong
quá trình chuyển từ cố kết 1 chiều sang cố kết
3 trục. Khi đ

a cọc vo mẫu, một ống thép
đợc ấn vo mẫu v đất trong ống đợc lấy ra
bằng khoan tay. Khi đến chiều sâu đã định,
ống thép đợc rút ra v cọc đợc đa vo
mẫu. Một ít nớc đã đuổi khí đợc cho vo
phần hở giữa thnh cọc v thnh lỗ khoan để
đảm bảo đất xung quanh cọc bão ho (quá

Trong quá trình cố kết, áp lực nớc lỗ rỗng, thể
tích nớc thoát ra v độ lún của mẫu đợc ghi
lại. Khi độ cố kết đạt khoảng 80%, chiều cao
ban đầu l 1500mm lún đến chiều cao khoảng
1000mm, mẫu đợc chuyển sang cố kết 3 trục.
Hình 7 l kết quả áp lực nớc lỗ rỗng trong quá
trình cố kết một chiều của một mẫu thí nghiệm.

trình chuyển từ cố kết 1 chiều sang 3 trục
thờng mất 2 ngy, do vậy, cọc có thể để qua
đêm trớc khi tác dụng áp lực ngang v đứng
lên mẫu). Một hệ dầm đợc thiết kế để gia
cờng cho tấm bản trên nhằm giảm thiểu dao
động đứng của tấm trong các thí nghiệm động
(Hình 8). Khi cố kết 3 trục, mẫu đợc tác dụng
áp lực theo phơng ngang v phơng đứng.
Giá trị các áp lực ny l 280kPa, bằng giá trị
áp lực trong cố kết một chiều. áp lực 3 trục tác
dụng lên mẫu đợc duy trì cho đến khi các thí
nghiệm với cọc kết thúc.


2.4 Hệ thống gia tải cho cọc

Với thí nghiệm tĩnh động v thí nghiệm xuyên
cọc với tốc độ không đổi, hệ thống thuỷ lực
điều khiển bằng máy tính đợc sử dụng. Thiết
bị ny nhận tín hiệu từ máy tính để tác dụng tải
trọng lên cọc theo dạng thức mong muốn. Hệ
tải ny có một bộ đo chuyển vị đợc tích hợp
ngay trong thiết bị (LVDT linear variable
displacement transducer)
Với thí nghiệm tĩnh (gia tải từng cấp) hệ thống

gia tải dùng trong cố kết một chiều đợc sử
dụng, do hệ gia tải điều khiển bằng máy tính
không có khả năng duy trì tải trong thời gian
di.
Một hộp đo tải đợc đặt giữa cọc v xi lanh để
đo tổng tải trọng tác dụng lên cọc
0
100
200
300
400
500
600
700
800
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300
Pore water pressure (kPa)
Height (mm)
t = 0 hour
t = 12 hours
t = 84 hours
t = 120 hours
t = 156 hours
t = 192 hours
t = 228 hours
t = 264 hours
t = 300 hours
t = 356 hours

Hình 7.

á
p lực nớc lỗ rỗng trong mẫu dới
quá trình cố kết một chiều

7

Hình 8. Sơ đồ cố kết 3 tr
ụ
c v c
ọ

c tron
g
mẫu
Thiết b
ị
thủ
y
l
ự
c
để tác dụng tải trọg
lên cọc
H
ộ
p đo tải
đầu cọc
Dâ
y
nối ra
máy tính
Phần nối c
ọ
c
với hộp đo lực
Thiết b
ị
đo áp l
ự
c
tác dụng lên mẫu

theo phơng đứng
Thiết b
ị
thủ
y
l
ự
c
để tác dụng tải trọg
lên cọc
H
ộ
p đo tải
đầu cọc
Thiết b
ị
đo áp l
ự
c
tác dụng lên mẫu
theo phơng ngang
Phần nối c
ọ
c
với hộp đo lực
Mn
g
ba tr
ụ
c

bọc mẫu
áp l
ự
c nớc
tác dụng theo
phơng ngang
lên mẫu
áp l
ự
c nớc
tác dụng theo
phơng đứng
lên mẫu
C
ọ
c
Lớp đệm
cát trên mẫu
Dầm tăn
g
cờn
g

tấm bản trên

8
2.5 Cọc thí nghiệm

Cọc thí nghiệm (Hình 9) có đờng kính 70mm,
di 1000mm v có 4 bộ phận chính:

Hộp đo tải mũi cọc: Hộp ny cho phép đo
sức cản mũi cọc, độc lập với sức kháng ma
sát.
Bộ phận đo lực ma sát: Bộ phận tự chế ny
có khả năng đo lực ma sát thnh cọc trên một
đoạn di 302mm.

2.6 Thiết bị điều khiển v ghi số liệu

Một hộp điều khiển đợc nối với máy tính v hệ
thống gia tải thuỷ lực để điều khiển các dạng
tải trọng tác dụng vo cọc.
Do thí nghiệm động đợc thực hiện với thời
gian rất ngắn từ 30ms đến 200ms nên một
thanh nhớ đệm đợc cắm thêm vo máy tính.
Với các thí nghiệm động, số liệu đọc từ các
hộp đo tải, thiết bị đo áp lực nớc đợc ghi vo
máy tính với tốc độ khoảng 3000 lần đọc trong
1 giây.

III. các thí nghiệm


Sau khi độ cố kết 3 chiều đạt đợc khoảng
90% thì bắt đầu quá trình thí nghiệm cọc.
Thiết bị đo áp lực nớc lỗ rỗng ngay tại bề
mặt thnh cọc. Thiết bị ny đợc bố trí cách
mũi cọc 534mm.
Thiết bị đo áp lực nớc lỗ rỗng tại bề mặt
mũi cọc.
Ngoi ra một đoạn nối có đờng kính nhỏ hơn
đờng kính cọc nối với cọc v hộp tải bên trên
(Hộp tải để đo tổng tải trọng tác dụng vo cọc)

Trong quá trình thí nghiệm cọc, áp lực 3 trục
lên mẫu vẫn đợc duy trì. Với mỗi thí nghiệm,
cọc đợc ấn vo trong mẫu đất một khoảng
7mm (bằng 1/10 đờng kính cọc). Sau mỗi thí
nghiệm cọc đợc nghỉ khoảng 24h cho đến khi
áp lực nớc lỗ rỗng xung quanh cọc trở về
trạng thái ban đầu v thí nghiệm tiếp theo đợc
thực hiện.
Có 3 dạng thí nghiệm chính đợc thực hiện:
Thí nghiệm ấn cọc vo đất với tốc độ không
đổi. Với dạng thí nghiệm n
y, cọc đợc ấn vo
đất với các tốc độ khác nhau: 0.01; 10; 30; 50;
100; 150; 200; 500mm/s. Mục đích chính của
thí nghiệm ny l nghiên cứu mối liên hệ sức
kháng động của cọc v tốc độ xuyên của cọc.
Sức kháng của cọc từ thí nghiệm nén với tốc
độ 0.01mm/s đợc xem l sức kháng tĩnh.
Thí nghiệm tĩnh động. Các xung tải mô
phỏng thí nghiệm tĩnh động đợc thực hiện với
Hộp đo tải mũi cọc
Hộp đo tải sức cản
ma sát
Đo áp lực nớc lỗ
rỗng tại bề mặt cọc
rỗng tại bề mặt mũi cọc
Đo áp lực nớc lỗ
thiết bị gia tải
Phần nối cọc với
bị đo đợc nối với máy tính

Dây dẫn của các thiết


Hình 9. Cấu t
ạ
o c
ọ
c thí n
g
hiệm

9
thời gian tác dụng tải trọng từ 180ms đến
200ms. Các xung tải có giá thị cực đại từ 15kN
đến 40kN. Thí nghiệm ny cung cấp sức kháng
động của cọc trong thí nghiệm tĩnh động. Kết
hợp với các thí nghiệm xuyên cọc với tốc độ
không đổi, mối quan hệ giữa sức cản nhớt v
vận tốc xuyên cọc đợc nghiên cứu.
Thí nghiệm tĩnh gia tải từng cấp. Với thí
nghiệm ny, cọc đợc gia tải từng cấp, tải
trọng mỗi cấp khoảng 3kN (xấp xỉ 1/6 sức
kháng tĩnh cực hạn của cọc). Thí nghiệm ny
kết hợp với thí nghiệm nén cọc với tốc độ
0.01mm/s để xác định sức kháng tĩnh của cọc.

iV. một số kết quả thí nghiệm


4.1 Thí nghiệm nén cọc với tốc độ không đổi

Một số kết quả thí nghiệm đợc thể hiện trên
Hình 10. Qua kết quả đo đợc, sức kháng
động phụ thuộc vo tốc độ xuyên cọc rất rõ
rệt. Tốc độ xuyên cng cao thì sức kháng động
cng lớn.














4.2 Thí nghiệm tĩnh động

Kết quả thí nghiệm tĩnh động với giá trị lớn nhất
của xung tải tác dụng l 29kN đợc thể hiện
trên Hình 11.

So sánh kết quả giữa thí nghiệm tĩnh động v
thí nghiệm nén cọc với tốc độ không đổi v =
0.01mm/s đợc thể hiện trên Hình 12.
















Kết quả cho thấy sức cản động của cọc trong

thí nghiệm tĩnh động cao hơn nhiều sức kháng
tĩnh của cọc.

4.3 Thí nghiệm gia tải từng cấp















Kết quả của một thí nghiệm tĩnh gia tải từng
cấp đợc thể hiện trên Hình 13. Trong hình vẽ
trên cần chú ý l tổng lực cản mũi cọc đo đ
ợc
v tổng lực cản ma sát đo đợc, không bằng
tổng sức cản của cọc, do hộp đo sức cản ma
sát chỉ đo sức cản trên một chiều di l
302mm trong lúc đó chiều di của cọc l
1000mm. Qua so sánh giữa thí nghiệm gia tải
từng cấp v thí nghiệm nén cọc với tốc độ v =
0.001mm/s cho thấy sức chịu tải của cọc giữa

hai loại thí nghiệm l tơng đơng. Do vậy, có
thể xem sức chịu tải của cọc khi thí nghiệm
nén cọc với tốc độ v = 0.01mm/s l sức kháng
tĩnh của cọc. Kết luận ny sẽ đợc sử dụng khi
phân tích thnh phần sức cản nhớt của cọc v
tác giả sẽ cố gắng trình by trong các bi báo
tiếp theo.


0
1
2
3
4
5
6
0 5 10 15 20 25 30
Tổng tải trọng (kN)
Độ lún (mm)
Tốc độ
0.01 mm/s
Tốc độ
50 mm/s
Tốc độ
100 mm/s
Tốc độ
200 mm/s
0
3
6

9
12
15
18
21
24
27
30
0 30 60 90 120 150 180 210 240
Thời gian (ms)
Tải trọng (kN)
-20
0
20
40
60
80
100
120
140
160
Tốc độ cọc (mm/s)
Tải trọng lên
cọc
Vận tốc cọc
Hình 10. Thí n
g
hiệm với các tốc đ
ộ
khác nhau

Hình 11. Quan hệ
g
iữa tải tr
ọ
n
g
, v
ậ
n tốc c
ọ
c
v thời gian của thí nghiệm tĩnh động

0
1
2
3
4
5
6
7
8
036912151821242730
Tải trọng
(kN)
Độ lún (mm)
Thí nghiệm nén
cọc với tốc độ
không đổi
V=

.01mm/s
Thí nghiệm
tĩnh động
0
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
4.5
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22
Tải trọng (kN)
Độ lún (mm)
Sức cản
ma sát
Sức cản
mũi
Tổng sức
cản
Hình 12. So sánh quan hệ tải tr
ọ
n
g
-đ
ộ
lún của th
í

n
g
hiệm tĩnh đ
ộ
n
g
v thí n
g
hiệm nén c
ọ
c với
v=0.01mm/s

Hình 13. Kết quả của thí n
g
hiệm tĩnh
g
ia tải
từng cấp


10
V kết luận

Các mô hình vật lý l một công cụ tốt để
nghiên cứu các bi toán địa kỹ thuật. Đất trong
phòng thí nghiệm đợc kiểm soát chặt chẽ. Do
vậy, sự khác nhau giữa thí nghiệm ny v thí
nghiệm khác đợc giảm thiểu. Cả hai mô hình

1-g v ly tâm đều có u nhợc điểm của nó
nên tuỳ thuộc vo bi toán cụ thể m chọn mô
hình phù hợp. Mô hình ly tâm có giá thnh đắt
nhng với một buồng quay có thể thực hiện
đợc nhiều bi toán nên nó cần đợc xem xét
để đầu t cho các trung tâm nghiên cứu lớn.


các ti liệu Tham khảo



GIBSON, G.C. & COYLE, H.M. (1968). Soil
damping constants related to common soil
properties in sands and clays. Research
Report No. 125-1, Texas Transportation
Institute, Texas A&M University.

HEEREMA, G.A., (1979). Relationship
between wall friction, displacement velocity
and horizontal stress in clay and in sand, for
pile driveability analysis. Ground Engineering
Journal, pp. 55
-65.

LITKOUHI, S. & POSKITT, T.J. (1980).
Damping constants for pile driveability
calculations. Geotechnique, Vol. 30, No. 1. pp.
77-86.

MIDDENDORP, P., GINNEKEN, G.J.J. van &
FOEKEN, R.J. van. (2000). The advantages
and disadvantages of dynamic load testing and
Statnamic load testing. In S. Niyama & J. Beim
(eds), Proc. 6th, Int. Conf. on the Application of
Stress Wave Theory to Piles, Sao Paulo,
Brazil, pp. 625-632.

NGUYEN, D.H., (2005). Statnamic testing of
Piles in Clay. PhD Thesis. The University of
Sheffield. UK.

NGUYEN, D.H., ANDERSON, W.F. & HYDE,
A.F.L. (2006). Interpretation of Statnamic load
tests on piles in clay. Proceedings of the the
six International conference on Physical
Modelling in Geotechnics. Hong Kong. Vol. 2.
pp, 965-970.

NGUYEN, D.H., ANDERSON, W.F. & HYDE,
A.F.L. (2006). A new analysis of data from
statnamic tests on piles in clay. Proceedings of
the tenth International conference on
Piling
and Deep Foundation, Amsterdam, May 31-
June 2, 2006.

Powrie, W. (1997). Soil mechanics, concepts
and appliations. E & FN Spon.

Randolph, M.F & Deeks, A.J. (1992).
Dynamic and static soil model for axial pile
response. Application of Stress Wave Theory
to Piles. Proc. 4th Int. Conf. on the Application
of Stress Wave Theory to Piles, The Hague,
The Netherlands, pp. 3-14.

SCHOFIELD, A.N. (1980). Cambridge
geotechnical centrifuge operations.
Geotechnique, Vol. 30, No. 3. pp. 227-268.

SMITH., E.A.L., (1960). Pile Driving Analysis
by the Wave Equation. Journal of Soil
Mechanics and Foundations. ASCE. Journal of
Geotechnical Engineering, Vol. 86. No. 4. pp.
35-61.