Báo cáo khoa học: "MộT Số VấN Đề LIÊN QUAN ĐếN VIệC TíNH TOáN SứC CHịU TảI CọC KHOAN NHồI THEO TIÊU CHUẩN HIệN HàNH Và MộT Số TIÊU CHUẩN KHáC" docx

Để thấy rõ những điều bất cập hoặc chưa thật sự hợp lý, có thể phân tích và so sánh một số kết quả tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi theo đất nền theo 20 TCN21-86 với kết quả nén tĩn

Trang 1

MộT Số VấN Đề LIÊN QUAN ĐếN VIệC TíNH TOáN SứC CHịU TảI CọC KHOAN NHồI THEO TIÊU CHUẩN HIệN HàNH Và MộT Số TIÊU CHUẩN KHáC

ThS Ngô châu phương

Bộ môn Cầu hầm – Liên Bộ môn Công trình Trường Đại học Giao thông Vận tải - Cơ sở II

Tóm tắt: Hiện nay vμ trong thời gian sắp tới chúng ta đang vμ sẽ xây dựng nhiều công

trình giao thông, dân dụng có sử dụng móng cọc khoan nhồi Mặc dù Bộ Xây dựng đã ban hμnh tiêu chuẩn “20 TCN21 – 86 vμ TCXD 195:1997”, nhưng trên cơ sở lý thuyết vμ thực nghiệm tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi đơn ở các công trình thực tế như cầu Mỹ Thuận, cầu Điện Biên Phủ, cầu Hiệp Phước … đã cho thấy nhiều vấn đề cần xem xét, bổ sung để có được phương pháp tính toán tin cậy Trong bμi báo nμy đưa ra một số kiến nghị tính toán sức chịu tải của cọc khoan nhồi trong điều kiện Việt Nam

Summary: We have been building many constructions using of bored cast-in-place pile

foundation Although the Ministry of Construction has published the specification “ 20 TCN

21-86 ” and “ TCXD 195:1997 ”, the theory and experimental calculation for resistance of single bored cast-in-place piles in actual constructions such as My Thuan bridge, Dien Bien Phu bridge, Hiep Phuoc bridge, have disclosed problems to be considered and supplemented in order to submit trustworthy methods in calculation This article proposes some proposals in calculation for resistance of bored cast-in-place piles in Viet Nam condition

CT 2

i Về NộI DUNG TíNH TOáN SứC CHịU TảI CủA CọC KHOAN NHồI THEO CáC TIÊU CHUẩN HIệN HμNH

1.1 Tính sức chịu tải cọc khoan nhồi theo kết quả thí nghiệm trong phòng

1.1.1 Theo tiêu chuẩn Việt Nam (20TCN 21-86 vμ TCXD 195:1997) 1.1.1.1 Theo tiêu chuẩn 20TCN 21- 86:

Theo điều 5.9, sức chịu tải cực hạn Φ của cọc khoan nhồi có và không có mở rộng đế, chịu tải trọng nén đúng tâm, được xác định theo công thức:

Φ = m(mR.R.F + uΣmf.fi.li) (1)

ở đây:

m - hệ số điều kiện làm việc;

mR - hệ số điều kiện làm việc của đất nền dưới mũi cọc;

F - diện tích mũi cọc khoan nhồi; u - chu vi thân cọc;

mf - hệ số điều kiện làm việc của đất ở mặt hông cọc;

Trang 2

fi - sức chống tính toán của lớp đất thứ i ở mặt hông của thân cọc;

li - chiều dày của lớp đất thứ i tiếp xúc với thân cọc;

R - sức chống tính toán của đất dưới mũi cọc

Khi tính toán sức chịu tải cực hạn Φ theo (1) có mốt số vấn đền cần được nghiên cứu và

làm rõ:

- Quy định hệ số mR = 0,9 thì chưa đủ để phản ánh bùn khoan lắng đọng dưới đáy lỗ khoan

và đất dưới mũi cọc bị xáo động, nhão Yếu tố này làm giảm khả năng chịu tải của mũi cọc rất

nhiều;

- Góc ma sát trong ϕ, ngoài khoảng 23 ữ 39 thì các hệ số α, β, Ak, Bk không có bảng tra

để xác định sức chống mũi cọc trong tầng đất cát;

- Chiều sâu chôn cọc h > 40 m (trường hợp mũi cọc trong đất sét) thì sức chống mũi không

có dữ liệu tra bảng;

- Lực cản mặt bên do lực ma sát và lực nén cục bộ gây ra Lực cản này phụ thuộc vào các

nhân tố như: loại đất, độ thô của vách lỗ, độ chặt của đất, tác dụng của vữa xi măng thẩm thấu,

lực đẩy ngang của vữa bê tông khi đúc cọc và sự tăng cường của các quá trình hấp phụ

bentonite, v.v Cho nên dùng lực ma sát mặt bên của cọc đóng nhân với hệ số điều kiện làm

việc của đất ở mặt hông của cọc mf = 0,6 để chuyển thành lực cản mặt bên của cọc khoan nhồi

là chưa phản ánh được vấn đề này;

- Với chiều sâu chôn cọc h > 35 m và độ sệt B ngoài khoảng 0.2 ữ 1 thì lực cản mặt bên

- Theo bảng 2, trang 32, 20TCN21–86, giá trị sức chống tính toán của lớp đất thứ i ở mặt

hông của thân cọc fi, khi lớp đất này là cát chặt thì tăng thêm 30% Điều này chưa thực sự hợp

lý, bởi vì chưa xét đến sự làm lỏng ra của lớp đất cát này khi khoan tạo lỗ và bị hấp phụ vữa

bentonite

Để thấy rõ những điều bất cập hoặc chưa thật sự hợp lý, có thể phân tích và so sánh một

số kết quả tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi theo đất nền theo 20 TCN21-86 với kết quả nén

tĩnh cọc theo bảng sau:

Bảng 1

T.troùng Muừi coùc thaõn coùc cửùc haùn cho pheựp ẹổnh coùc Tửụng ủoỏi Φgh (taỏn) Φm (taỏn) Φh (taỏn) Φ (taỏn) Pdn (taỏn)

Keỏt quaỷ tớnh toaựn - sửực c.taỷi theo ủ.neàn:

Keỏt quaỷ neựn túnh ẹoọ luựn

Teõn coõng trỡnh ẹửụứng

kớnh Chieàu daứi

Trang 3

Qua bảng 1, có thể đưa ra những nhận xét như sau:

- Sức chịu tải giới hạn của cọc theo tính toán lý thuyết lớn hơn sức chịu tải giới hạn thực tế (từ kết quả nén tĩnh) khoảng 16 ữ 60% Do vậy, mặc dù lấy hệ số tin cậy của sức kháng lớn nhất theo tiêu chuẩn này là 1,75 nhưng sức chịu tải cho phép theo tính toán lý thuyết vẫn lớn hơn sức chịu tải giới hạn thực tế (cọc khoan nhồi của cầu Mỹ Thuận, Φgh = 3900 tấn < Pdn = 5322 tấn)

- Sức chịu tải giới hạn do mũi cọc trong đất cát dưới mũi cọc theo tính toán (Fmtt = 7355 tấn, cọc khoan nhồi cầu Mỹ Thuận), lớn hơn rất nhiều so kết quả nén tĩnh bằng hộp kích OCell (Φmnt = 2320 tấn với độ lún tương đối 8%, theo báo cáo kết quả nén tĩnh cọc P2/14 – cầu Mỹ Thuận)

- Sức chịu tải giới hạn đơn vị fi do ma sát hông giữa đất cát xung quanh cọc và thân cọc theo tính toán (fi = 10t/m2, cọc khoan nhồi cầu Mỹ Thuận), gần bằng kết quả nén tĩnh bằng hộp kích OCell (fi = 9,37 t/m2, theo báo cáo kết quả nén tĩnh cọc P2/14 – cầu Mỹ Thuận) Từ kết quả này, có thể nhận xét: sức chịu tải giới hạn đơn vị fi do ma sát hông giữa đất sét xung quanh cọc

và thân cọc theo tính toán lớn hơn nhiều so với kết quả nén tĩnh (cụ thể: sức chịu tải giới hạn do

ma sát hông theo tính toán Φhtt = 2975 tấn > Φhnt = 2440 tấn với độ lún tương đối 1.04%, theo báo cáo kết quả nén tĩnh cọc P2/14 – cầu Mỹ Thuận)

Từ kết quả nén tĩnh cọc P2/14 – cầu Mỹ Thuận cho thấy rằng: độ lún để huy động hết sức chịu tải do ma sát hông, S = 25 mm (tương ứng với độ lún tương đối ΔS = 1,04%) Còn độ lún để huy động hết sức chịu tải do mũi cọc, S = 181 mm (tương ứng với độ lún tương đối ΔS = 8%);

1.1.1.2 Theo TCXD 195:1997

Sức chịu tải cực hạn Qu của cọc bao gồm 2 thành phần: ma sát mặt bên và sức chống mũi cọc:

CT 2

Qu = Qs + Qp

trong đó: Qs - sức chịu tải cực hạn do ma sát mặt bên;

Qp - sức chịu tải cực hạn do sức chống mũi;

Qu - sức chịu tải cho phép của cọc;

fs - ma sát bên đơn vị giữa cọc và đất;

qp - cường độ chịu tải của đất ở mũi cọc;

As - diện tích mặt bên cọc;

Ap - diện tích mũi cọc;

Việc tính toán sức chịu tải, Qu theo (2) cũng còn một số tồn tại như sau:

- Chỉ xác định được Nq, Zc/d, Kstanϕa, với ϕ = 25o ữ 45o, còn ngoài khoảng trên không xác

định được

- Với hệ số Nc = 6, khi chiều dài cọc lớn, tính được sức chống mũi khá bé so với thực tế, cũng như các công thức khác;

- Giá trị Kstanϕa (ứng với ϕ ≤ 25o ữ 31o) rất nhỏ (gần bằng 0) Cho nên ma sát bên đơn vị giữa cọc và đất rời (có ϕ’ = 28o ữ 34o) sẽ rất nhỏ (xấp xỉ bằng 0);

Trang 4

Để thấy rõ những tồn tại này, ta cũng tiến hành phân tích và so sánh một số kết quả tính

toán sức chịu tải cọc khoan nhồi theo đất nền theo TCXD 195 : 1997 với kết quả nén tĩnh cọc

theo bảng 2

Bảng 2

T.troùng Muừi coùc thaõn coùc cửùc haùn cho pheựp ẹổnh coùc Tửụng ủoỏi Φ gh (taỏn) Φ m (taỏn) Φ h (taỏn) Φ (taỏn) P dn (taỏn)

kớnh

Chieàu daứi

Sức chịu tải giới hạn của cọc theo tính toán lý thuyết nhỏ hơn sức chịu tải giới hạn thực tế

khoảng 17 ữ 174% Do vậy, khi lấy hệ số an toàn theo tiêu chuẩn này là 2 ữ 3 thì sức chịu tải

cho phép theo tính toán lý thuyết nhỏ hơn rất nhiều so với sức chịu tải giới hạn thực tế (cọc

khoan nhồi cầu Điện Biên Phủ, Qu = 840 tấn > Qa = 454 tấn)

Sức chịu tải cực hạn do ma sát mặt bên trong các lớp đất cát (rời) rất nhỏ

CT 2

1.1.2 Xác định sức chịu tải theo của cọc khoan nhồi theo các tiêu chuẩn khác

1.1.2.1 Theo tiêu chuẩn thiết kế AUSTROADS (92) của úc:

Sức chịu tải cực hạn Qu của cọc bao gồm 2 thành phần: ma sát mặt bên và sức chống mũi cọc:

Các ký hiệu trong (3) tương tự như trong công thức (2)

Kết quả tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi theo đất nền theo AUSTROADS 1992 úc và

kết quả nén tĩnh cọc được nêu ở bảng sau:

Bảng 3

T.troùng Muừi coùc thaõn coùc cửùc haùn cho pheựp ẹổnh coùc Tửụng ủoỏi Φgh (taỏn) Φm (taỏn) Φh (taỏn) Φ (taỏn) Pdn (taỏn)

Trang 5

- Sức chịu tải giới hạn của cọc theo tính toán lý thuyết lớn hơn sức chịu tải giới hạn thực tế khoảng 13 ữ 48% Nhưng với hệ số an toàn theo tiêu chuẩn này là 2 ữ 3 thì sức chịu tải cho phép theo tính toán lý thuyết vẫn nhỏ hơn sức chịu tải giới hạn thực tế (cọc khoan nhồi cầu Mỹ Thuận, Qu = 3900 tấn < Qa = 5322 tấn)

1.2 Xác định sức chịu tải của cọc khoan nhồi theo kết quả khảo sát bằng thiết bị thí nghiệm hiện trường

1.2.1 Theo tiêu chuẩn Việt Nam (TCXD 195 : 1997)

Xác định sức chịu tải cho phép của cọc, Qa( tấn), trong nền gồm các lớp đất dính và đất rời tính theo công thức:

Qa = 1.5ẹAp + (0.15NcLc + 0.43 NsLs)Ω - Wp hay: Qa = mpẹAp + (mfcNcLc + mfsNsLs)Ω - Wp (4) Các ký hiệu trong công thức xem tiêu chuẩn TCXD 195: 1997

Khi tính toán sức chịu tải của cọc theo (4), còn một số tồn tại cần nghiên cứu:

- Cường độ chịu tải lớn nhất của đất mũi cọc qp có thể tính được:

qp= 1.5*50 t/m2 = 75 t/m2 = 7,5 kg/cm2 Trong khi đó thì trị số giới hạn của qp từ 40 ữ 70 kg/cm2 Do vậy, sức chịu tải cho phép do mũi cọc rất thấp so với thực tế;

CT 2

Keỏt quaỷ tớnh toaựn - sửực c.taỷi theo ủ.neàn: Keỏt quaỷ neựn túnh

ẹoọ luựn Teõn coõng trỡnh ẹửụứng

kớnh

Chieàu daứi

- Ngược lại, ma sát bên đơn vị giữa cọc và đất dính (sét) rất lớn khi trị số N > 30 ữ 60, cụ thể như sau:

fs = 0,43*Ns > 0,43*(30 ữ 60) = 12,9 ữ 25.8 t/m2

Theo chú thích ở điều 3.2.1 của tiêu chuẩn này thì trị số giới hạn của fs ≤ 10 t/m2 Do vậy, sức chịu tải cho phép do ma sát bên giữa cọc đất dính (có N = 30 ữ 60) rất lớn so với thực tế Kết quả tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi theo đất nền dựa vào kết quả thí nghiệm hiện trường (TCXD195 : 1997) và kết quả nén tĩnh cọc được nêu ở bảng 4

Bảng 4

Bo

Ca Ca Se

T.troùng Muừi coùc thaõn coùc cửùc haùn cho pheựp ẹổnh coùc Tửụng ủoỏi Qu (taỏn) Qap (taỏn) Qas (taỏn) Qu (taỏn) Qa (taỏn)

Trang 6

- Sức chịu tải giới hạn của cọc theo tính toán lý thuyết lớn hơn sức chịu tải giới hạn thực tế

khoảng 71 ữ 81% Do vậy, khi lấy hệ số an toàn theo tiêu chuẩn này là 2 ữ 3 thì sức chịu tải cho

phép theo tính toán lý thuyết vẫn lớn hơn sức chịu tải giới hạn thực tế (cọc khoan nhồi cầu Mỹ

Thuận, Qu = 3900 tấn < Qa = 8195 tấn)

- Sức chịu tải cho phép do mũi cọc theo tính toán nhỏ hơn rất nhiều so với so với sức chịu

tải giới hạn thực tế do mũi cọc (kết quả nén tĩnh cọc khoan nhồi cầu Mỹ Thuận Qunt = 2320 tấn >

1104 tấn = 368t*3 = Qutt)

1.2.2 Theo tiêu chuẩn thiết kế AASHTO 1992 của Mỹ

Sức chịu tải cực hạn của cọc khoan nhồi Qu, được xác định theo công thức sau:

trong đó: QS - sức chịu tải cực hạn do ma sát mặt bên;

QT - sức chịu tải cực hạn do sức chống mũi;

W - trọng lượng cọc có kể đến lực đẩy nổi của nước

Kết quả tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi theo đất nền dựa vào kết quả thí nghiệm hiện

trường (AASHTO 1992) và kết quả nén tĩnh cọc được nêu ở bảng sau:

Bảng 5

CT 2

kớnh

Chieàu daứi

C

B

T.troùng Muừi coùc thaõn coùc cửùc haùn cho pheựp ẹổnh coùc Tửụng ủoỏi Qu (taỏn) Qp (taỏn) Qs (taỏn) Qu (taỏn) Qa (taỏn)

Sức chịu tải giới hạn của cọc theo tính toán lý thuyết có sai lệch so với sức chịu tải giới hạn

thực tế khoảng -30 ữ 31% Nhưng với hệ số an toàn là 2 ữ 3 thì sức chịu tải cho phép theo tính

toán lý thuyết vẫn nhỏ hơn sức chịu tải giới hạn thực tế (cọc khoan nhồi cầu Mỹ Thuận,

Qu = 3900 tấn > Qa = 2267 tấn)

ii MộT Số KIếN NGHị BƯớC ĐầU Về NộI DUNG TíNH TOáN SứC CHịU TảI CủA CọC

KHOAN NHồI THEO CáC TIÊU CHUẩN HIệN HμNH

2.1 Đối với tiêu chuẩn thiết kế 20 TCN 21 - 86

Qua nghiên cứu những vấn đề tồn tại và những nhận xét dựa vào ví dụ áp dụng công thức

tính toán các công trình thực tế như đã nêu, nên điều chỉnh các hệ số mR, mf và góc nội ma sát

Trang 7

ϕ cho phù hợp với khả năng chịu lực thực tế của cọc khoan nhồi trong điều kiện thi công có dùng vữa bentonite như sau:

- Hệ số làm việc của đất dưới mũi cọc khoan nhồi, mR = 0,9 theo 20 TCN21 - 86, kiến nghị chọn mR = 0,6, để xét đến sự giảm sức chống mũi do bùn lắng đọng đáy cọc, đất dưới đáy cọc

bị xáo động và bị nhão (thay đổi trạng thái);

- Hệ số làm việc của đất ở mặt hông của cọc mf = 0,6 theo 20TCN21 - 86, kiến nghị chọn

mf = 0,55, để xét đến sực giảm ma sát hông do đất vách lỗ khoan bị lỏng ra và bị hấp phụ vữa bentonite thành lớp áo sét;

- Giá trị góc ma sát trong ϕ, dùng để xác định các hệ số α, β, Ak, Bk khi tính sức chống mũi tính toán của đất dưới mũi cọc khoan nhồi R, cần kiến nghị chọn ϕ = ϕ’ – 3o (ϕ’ là góc nội

ma sát của đất cát trước khi thi công), để xét đến sự giảm sức chống mũi do đất cát dưới đáy cọc bị xáo động và hấp phụ vữa bentonite;

- Giá trị sức chống tính toán của lớp đất thứ i ở mặt hông của thân cọc fi, theo bảng 2, trang

32, 20TCN21 - 86 khi lớp đất i là cát chặt thì tăng thêm 30% Kiến nghị không tăng thêm 30%

để xét đến sự làm lỏng ra của lớp đất cát này khi khoan tạo lỗ và bị hấp phụ vữa bentonite; Công thức (1) được lập lại, cùng với các hệ số kiến nghị như sau:

Φ = m(mR.R.F + uΣmf.fi.li )

R = 0.65β(γ’1.d.Ak+ α.γ1.Bk) khi đất mũi cọc là cát trong đó:

Kiến nghị lấy mR = 0,6, mf = 0,55 và ϕ = ϕ’ – 3o ;

CT 2

ϕ là góc nội ma sát dùng để xác định các hệ số α, β, Ak, Bk khi đất mũi cọc là cát;

ϕ’ là góc nội ma sát của đất cát dưới mũi cọc trước khi thi công;

fi - tra bảng 2, tr32 - 20TCN21 - 86 đối với lớp cát chặt, kiến nghị không được tăng thêm; Các giá trị của các ký hiệu khác vẫn lấy theo tiêu chuẩn thiết kế này;

Kết quả tính toán với công thức đã được kiến nghị ở trên như sau:

Bảng 6

T.troùng Muừi coùc thaõn coùc cửùc haùn cho pheựp ẹổnh coùc Tửụng ủoỏi Φ gh (taỏn) Φ m (taỏn) Φ h (taỏn) Φ (taỏn) P dn (taỏn)

Trang 8

- Sức chịu tải giới hạn của cọc khoan nhồi tính toán theo công thức kiến nghị có sai lệch so

với sức chịu tải giới hạn thực tế khoảng - 23 ữ 22% Như vậy, với hệ số tin cậy ktc = 1.4 ữ 1.75 thì

sức chịu tải cho phép theo công thức kiến nghị vẫn nhỏ hơn sức chịu tải giới hạn thực tế (cọc

khoan nhồi cầu Mỹ Thuận, Qu = 3900 tấn > Qa = 2571 tấn)

2.2 Đối với tiêu chuẩn TCXD 195 :1997 sử dụng số liệu thí nghiệm trong phòng

Qua nghiên cứu những vấn đề tồn tại và những nhận xét dựa vào ví dụ áp dụng công thức

tính toán các công trình thực tế, nên điều chỉnh các hệ số Kstanϕa và Nc cho phù hợp với khả

năng chịu lực thực tế của cọc khoan nhồi trong điều kện thi công có dùng vữa bentonite như

sau:

- Kstanϕa tra theo hình 2 – tr303 TCXD195 có giá trị rất nhỏ (≈ 0), có thể điều chỉnh bằng

cách: nhân Kstanϕa với hệ số β = 20, nhưng βKstanϕa ≤ 0,65;

- Hệ số Nc = 6, theo tiêu chuẩn này, sẽ cho giá trị sức chống mũi thấp hơn thực tế Do đó

có thể điều chỉnh hệ số này; lấy Nc = 6[1 + 0,2(h/d)]; Nc ≤ 9 (h – chiều dài cọc được chôn trong

đất, d - đường kính cọc);

- Hệ số α tra theo tài liệu của AUSTROADS 1992;

CT 2

số kiến nghị để tiện theo dõi:

u s s p p

Đối với đất dí s u

p vp q

Kiến nghị:

chiều dài

Công thức (2) được lập lại, cùng với các hệ

Q = A f + A q

0.2 0.4 0.6 0.8 1

Hình 1.1

nh: f = αc ≤ 1 kg/m2

qp = cuNc

Đối với đất rời: f = σ’ K tanϕ = F.σ’

q = σ’ N

F = K tanϕ

Lấy N = 6[1+0.2(h/d)]; N

cọc được chôn trong đất, d - đường

kính cọc);

Lấy F = 20Kstanϕa; F ≤ 0.65;

Lấy α theo hình 1-1;

Các giá trị của các ký hiệu khác vẫn lấy theo tiêu chuẩn thiết kế này

Kết quả tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi với công thức đã được kiến nghị như nêu ở

trên (bảng 7):

Trang 9

Bảng 7

T.troùng Muừi coùc thaõn coùc cửùc haùn cho pheựp ẹổnh coùc Tửụng ủoỏi Qu (taỏn) Qp (taỏn) Qs (taỏn) Qu (taỏn) Qa (taỏn)

kớnh

Chieàu daứi

Sức chịu tải giới hạn của cọc tính theo công thức đã điều chỉnh có sai biệt so với sức chịu tải giới hạn thực tế khoảng 38 ữ 39% Như vậy, với hệ số an toàn FS = 2 ữ 3 thì sức chịu tải cho phép theo tính toán vẫn nhỏ hơn sức chịu tải giới hạn thực tế (cọc khoan nhồi cầu Mỹ Thuận,

Qu = 3900 tấn > Qa = 2241 tấn)

2.3 Đối với tiêu chuẩn TCXD 195 :1997, sử dụng số liệu thí nghiệm hiện trường

Khi tính toán sức chịu tải theo phương pháp này, nên điều chỉnh các hệ số mp, mfc và mfs cho phù hợp với khả năng chịu lực thực tế của cọc khoan nhồi trong điều kiện thi công có dùng vữa bentonite như sau:

CT 2

- Lấy mp = 1.5 theo TCXD195, dẫn đến sức chịu tải cho phép do đất mũi cọc rất nhỏ so với thực tế, kiến nghị chọn mp = 2.5;

- Lấy mfc = 0.15 theo TCXD195, dẫn đến sức chịu tải cho phép do ma sát hông giữa đất rời (cát) và thân cọc rất lớn so với thực tế, kiến nghị chọn mfc = 0.07;

- Lấy mfs = 0.43 theo TCXD195, dẫn đến sức chịu tải cho phép do ma sát hông giữa đất dính (sét) và thân cọc rất lớn so với thực tế, kiến nghị chọn mfc = 0.1;

Công thức (4) được lập lại, cùng với các hệ số kiến nghị để tiện theo dõi:

Qa = 1.5ẹAp + (0.15NcLc + 0.43NsLs)Ω - Wp trong đó:

Kiến nghị lấy mp = 2.5, mfc,= 0.07, mfs = 0.1;

Các giá trị của các ký hiệu khác vẫn lấy theo tiêu chuẩn thiết kế này

Kết quả tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi với công thức đã được kiến nghị như nêu ở trên:

Trang 10

Bảng 8

T.troùng Muừi coùc thaõn coùc cửùc haùn cho pheựp ẹổnh coùc Tửụng ủoỏi Qu (taỏn) Qap (taỏn) Qas (taỏn) Qu (taỏn) Qa (taỏn)

mm m S (mm) Δ S ( %)

Keỏt quaỷ neựn túnh ẹoọ luựn Teõn coõng trỡnh ẹửụứng

kớnh

Chieàu daứi

Qua bảng 8 nhận thấy rằng:

Sức chịu tải giới hạn của cọc tính theo công thức đã điều chỉnh, có sai lệch so với sức chịu

tải giới hạn thực tế khoảng 29 ữ 40% Như vậy, với hệ số an toàn FS = 2 ữ 3 thì sức chịu tải cho

phép theo tính toán vẫn nhỏ hơn sức chịu tải giới hạn thực tế (cọc khoan nhồi cầu Mỹ Thuận,

Qu = 3900 tấn > Qa = 2527 tấn)

iii KếT LUậN Vμ KIếN NGHị

Qua các nội dung phân tích nghiên cứu ở trên, có một vài nhận xét và kiến nghị về sức chịu

tải của cọc khoan nhồi theo đất nền (thi công bê tông cọc trong vữa bentonite) như sau:

Tính toán theo tiêu chuẩn 20TCN21 - 86 cho kết quả khá lớn so với thực tế và đặc biệt là

sức chịu tải của mũi cọc (khi mũi cọc nằm trong tầng cát) Còn khi sử dụng các hệ số điều chỉnh

như đã giới thiệu ở mục 2.1 thì kết quả tính được khá gần với kết quả thực tế CT 2 Theo tiêu chuẩn TCXD195:1997 (dựa theo số liệu thí nghiệm trong phòng) cho kết quả khá

bé so với thực tế và đặc biệt là sức chịu tải của cọc do ma sát hông (khi lớp đất ở hông cọc là

tầng cát) Còn khi sử dụng các hệ số điều chỉnh như đã giới thiệu ở mục 2.2 thì kết quả tính

được khá gần với kết quả thực tế

Theo tiêu chuẩn TCXD195 :1997 (dựa theo số liệu thí nghiệm hiện trường) cho kết quả rất

lớn so với thực tế (đặc biệt sức chịu tải của cọc do ma sát hông rất lớn còn sức chịu tải của mũi

rất bé) Còn khi sử dụng các hệ số điều chỉnh như đã giới thiệu ở mục 2.3 thì kết quả tính được

khá gần với kết quả thực tế

Còn tính toán theo tiêu chuẩn AUSTROADS:1992 (dựa theo số liệu thí nghiệm trong

phòng) và AASHTO:1992 (dựa theo số liệu thí nghiệm hiện trường) cho kết quả rất khá gần với

thực tế Kiến nghị có thể dùng tính toán sức chịu tải của cọc khoan nhồi theo đất nền

Tài liệu tham khảo

[1] Ngô Châu Phương Nghiên cứu giải pháp xử lý các sự cố thường xảy ra cho cọc khoan nhồi và giải

pháp tính toán cọc khoan nhồi ở Việt Nam.Luận án cao học 6/1999

[2] Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế - 20TCN 21 – 86

[3] Tiêu chuẩn thiết kế cọc khoan nhồi TCXD 195:1997

[4] Tiêu chuẩn thiết kế AASHTO 1992 của Mỹ

[5] Tiêu chuẩn thiết kế AUSTROADS :1992 của úc

[6] Kết quả nén tĩnh của các dự án: cầu Mỹ Thuận, cầu Hiệp Phước, cầu Thị Nghè 2, cầu Điện Biên Phủ,

cầu vượt Nguyễn Hữu Cảnh, Bồn dầu Hiệp Phước, Caraven Hotel, Sercib-53 Đồng Khởi, Bồn dầu Hiệp

Phước khu vực phía NamĂ

Tiêu đề	Một Số Vấn Đề Liên Quan Đến Việc Tính Toán Sức Chịu Tải Cọc Khoan Nhồi Theo Tiêu Chuẩn Hiện Hành Và Một Số Tiêu Chuẩn Khác
Tác giả	ThS. Ngô Châu Phương
Trường học	Trường Đại Học Giao Thông Vận Tải - Cơ Sở II
Chuyên ngành	Cầu Hầm - Liên Bộ Môn Công Trình
Thể loại	báo cáo khoa học

Định dạng
Số trang	10
Dung lượng	236,74 KB