›
›

Bài giảng Một số vấn đề về móng cọc - Trịnh Việt Cường

pdf 75 trang ngocly 2470
Download
Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Bài giảng Một số vấn đề về móng cọc - Trịnh Việt Cường", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

  • pdfbai_giang_mot_so_van_de_ve_mong_coc_trinh_viet_cuong.pdf

Nội dung text: Bài giảng Một số vấn đề về móng cọc - Trịnh Việt Cường

  1. MỘT SỐ VẤN ĐỀ VỀ MÓNG CỌC TS. Trịnh Việt Cường,Viện KHCN xây dựng
  2. Nội dung 1. Một số vấn đề về tiêu chuẩn trong lĩnh vực nền móng 2. Giải pháp nâng cao hiệu quả sử dụng móng cọc 3. Kết luận và kiến nghị
  3. Một số nét về áp dụng móng cọc ở Việt Nam Ø Móng cọc đã được áp dụng tương đối phổ biến từ những năm 1980, đặc biệt khi công nghệ cọc tiết diện nhỏ được sử dụng rộng rãi cho các công trình qui mô nhỏ đến trung bình; Ø Từ những năm 1990 đến nay, cọc tiết diện lớn với sức chịu tải cao được sử dụng cho hầu hết các nhà cao tầng, cầu và một số công trình công nghiệp; Ø Nhiều công nghệ thi công tiên tiến đã được đưa vào áp dụng nhưng chưa được tổng kết kinh nghiệm. Việc áp dụng một số giải pháp tiên tiến gặp khó khăn; Ø Đã xảy ra một số sự cố của móng cọc, đặc biệt là cọc nằm trong vùng chịu ảnh hưởng của ma sát âm, cọc chịu tải ngang, ; Ø Các tiêu chuẩn thiết kế móng cọc được xây dựng từ những năm 1990, đến nay chưa được soát xét.
  4. Thiết kế cọc theo ƯSCP và theo TTGH Ø TK theo ƯSCP được áp dụng từ giai đoạn đầu của ngành xây dựng. Đến nay nhiều tiêu chuẩn (Ví dụ Nhật Bản) vẫn sử dụng phương pháp này; Ø Từ thập kỷ 1950, thiết kế theo TTGH được áp dụng ở Liên xô, Đan Mạch, Đến nay đã được chấp nhận ở hầu hết các quốc gia; v Tại Mỹ, thiết kế theo TTGH được chấp nhận muộn hơn . Từ 1994 AASHTO áp dụng trong thiết kế cầu. Từ 2006 Bộ Giao thông Mỹ chấp nhận AASHTO LRFD trên toàn liên bang; v TCXD 205:1998 bao hàm cả thiết kế theo TTGH (theo SNiP 2.02.03.85) và ƯSCP (theo Nhật Bản, Canada, ).
  5. Thiết kế theo ứng suất cho phép Ø Thiết kế ứng suất cho phép được sử dụng từ đầu thế kỷ thứ 18. Trong tính toán áp dụng hệ số an toàn tổng thể FS: Q ≤ [Q] = Qn/FS Với: Q là tác động; Qn là trị tiêu chuẩn của tác động. Ø
  6. Hệ số an toàn trong thiết kế theo ƯSCP • Theo AASHTO, FS phụ thuộc vào mức độ kiểm soát chất lượng. Mức độ kiểm soát càng chặt chẽ thì FS càng thấp: Loại hình khảo sát, thí Áp dụng trong thiết kế và kiểm tra nghiệm chất lượng xây dựng Khảo sát địa chất x x x x x Tính toán tĩnh x x x x x Công thức động x Phân tích bằng lý thuyết x x x x sóng ứng suất Phân tích CAPWAP x x Thử tải trọng tĩnh x x Hệ số an toàn (FS) 3,50 2,75 2,25 2,00 1,90 • TCXD 205:1998 khuyến cáo FS=2 ÷3, nhưng thiếu hướng dẫn chi tiết
  7. THIẾT KẾ THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN Hai trạng thái giới hạn : 1. Rr = φRn ≥ ηiγiQi 2. S ≤ [S] γi - hệ số tải trọng ηi - hệ số (tính dẻo, mức dư sức kháng, tầm quan trọng), ηi = ηD⋅ηr⋅ηI >0,95 Qni – tải trọng tiêu chuẩn φ - hệ số sức kháng Rn – sức kháng tiêu chuẩn 7
  8. CÁC HỆ SỐ TẢI TRỌNG (AASHTO LRFD) Hệ số tải trọng Loại tải trọng γγγi Max. Min. DC : Cấu kiện và các phụ kiện 1,25 0,9 DD : Ma sát âm 1,8 0,45 DW: Lớp phủ mặt cầu và các tiện ích 1,5 0,65 EV : Áp lực đất thẳng đứng - Ổn định tổng thể 1,35 N/A - Kết cấu tường chắn 1,35 1,00 - Kết cấu cứng chôn trong đất 1,30 0,90 - Khung cứng 1,35 0,90 - Kết cấu mềm chôn trong đất, trừ 1,95 0,90 cống hộp thép - Cống hộp mềm bằng thép 1,50 0,90 ES : Tải trên bề mặt đất 1,5 0,75 6/18/2012 8
  9. HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CỌC ĐÓNG (AASHTO LRFD) v Hệ số sức kháng cho cọc đóng chịu tải trọng nén dọc trục: φ=k λv k - hệ số phụ thuộc vào phương pháp đánh giá sức chịu tải λv - hệ số xét đến mức độ kiểm soát chất lượng Nhận xét: - Hệ số sức kháng phụ thuộc vào phương pháp tính toán; - AASHTO hướng dẫn cách xác định φ ứng với các PP tính toán không nằm 6/18/2012 trong tiêu chuẩn. 9
  10. HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CỌC ĐÓNG (AASHTO LRFD) Hệ số λv Nhận xét: - Hệ số λv phụ thuộc vào mức độ kiểm soát chất lượng khi thi công; - Khi chất lượng được kiểm soát chặt chẽ thì λv cao và theo đó hệ số sức kháng cũng cao.
  11. HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CỌC NHỒI (AASHTO LRFD) Nhận xét: Khi kiểm tra sức chịu tải bằng thí nghiệm thì hệ số sức kháng rất cao (φ=0,8) 6/18/2012 11
  12. VÍ DỤ HỆ SỐ SỨC KHÁNG KHI THIẾT KẾ CỌC ĐÓNG THEO AASHTO LRFD TRƯỜNG HỢP 1 : - Tính toán sức chịu tải theo SPT: φφφ=0.45 λ v - Kiếm tra sức chịu tải khi thi công theo độ chối : λ v=0.8 - Hệ số sức kháng: φφφ=0.45x0.8 = 0.40 - Hệ số an toàn tương đương (với η i=0,95 và γ =1,25): FS e=1,25*0.95/0,4 = 2,96 TRƯỜNG HỢP 2 : - Tính toán sức chịu tải theo SPT: φφφ=0.45 λ v - Kiếm tra sức chịu tải bằng PDA và nén tĩnh : λ v=1.0 - Hệ số sức kháng: φφφ=0.45x1.0 = 0.45 - Hệ số an toàn tương đương (với η i=0,95 và γ =1,25): FS e=1,25*0,95/0,45 = 2,64 NHẬN XÉT : - Khi thí nghiệm cọc thì sức kháng được lấy cao hơn 12,5%; - Hệ số an toàn tương đương nằm trong khoảng 2,5-4; - Khi xét các loại tải trọng khác thì γ cao hơn nên FS cũng cao hơn. e 12
  13. VÍ DỤ HỆ SỐ SỨC KHÁNG KHI THIẾT KẾ CỌC NHỒI TRONG ĐẤT SÉT THEO AASHTO LRFD TRƯỜNG HỢP 1 : - Tính toán sức chịu tải bằng PP α : φφφ=0,6 (lấy trung bình) - Hệ số tải trọng: γ =1,25 (tĩnh tải) - Hệ số an toàn tương đương (với η i=0,95 và γ =1,25): FS e=1,25*0.95/0,6 = 1,98 TRƯỜNG HỢP 2 : - Sức chịu tải xác định theo nén tĩnh: φφφ=0,80 - Hệ số tải trọng: γ =1,25 (tĩnh tải) - Hệ số an toàn tương đương (với η i=0,95 và γ =1,25): FS e=1,25*0,95/0,80 = 1,48 NHẬN XÉT : - Hệ số an toàn tương đương khá thấp khi sử dụng cọc nhồi. Giá trị này tương đương Eurocode 7 và DIN 1054; - Trên thực tế ngành giao thông sử dụng hệ số an toàn rất cao. 13
  14. SỰ CẦN THIẾT XÁC ĐỊNH HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH KHÔNG NẰM TRONG AASHTO LRFD ü AASHTO LRFD đề xuất một số phương pháp tính toán sức chịu tải. Chênh lệch giữa kết quả tính ma sát bên theo các phương pháp đó có thể tới 3 lần; ü Nhiều tương quan áp dụng trong tính toán phụ thuộc và điều kiện đất nền địa phương. Không nên áp dụng một cách máy móc các tương quan xác định theo điều kiện đất nền và công nghệ thi công ở nước ngoài; ü Nhiều phương pháp tính toán lấy từ tài liệu nước ngoài cho kết quả chênh lệch so với thực nghiệm ở Việt Nam. →→→ Cần xác định hệ số sức kháng ứng với các phương pháp tính toán sức chịu tải của cọc quen thuộc ở Việt Nam.
  15. Ví dụ về xác định hệ số sức kháng cho PP tính toán của TCXD 205:1998 Hệ số sức kháng tính theo: COV R- Biến thiên của sức kháng, xác định theo TT và TN βT - Chỉ số tin cậy mục tiêu (βT = 2,0÷2,5 cho cọc đóng)
  16. SỐ LIỆU PHỤC VỤ TÍNH TOÁN Ø Số liệu đã sử dụng lấy từ thí nghiệm nén tĩnh 27 cây cọc tại 7 hiện trường ở Việt Nam; Ø Cọc đóng hoặc ép; Ø Ø B = 25 ÷40 cm, L = 13 ÷43,7 m; Ø Nén tĩnh đến 2 ÷3 lần tải trọng tính toán; Ø Sức chịu tải phụ thuộc chủ yếu vào lớp cát.
  17. Kết quả tính toán
  18. VÍ DỤ XÁC ĐỊNH HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CỌC ĐÓNG βT NHẬN XÉT : - Chỉ số tin cậy mục tiêu β là yếu tố có ảnh hưởng mạnh đối với hệ số sức kháng φT. - βT càng cao thì φ càng thấp và thiết kế càng thiên về an toàn. 6/18/2012 18
  19. TỒN TẠI TRONG TCXD 205:1998 Ø Trong tiêu chuẩn tồn tại song song các phương pháp thiết kế theo TTGH và theo ƯSCP: - Tính toán sức chịu tải theo TTGH được cho trong Phụ lục A (chủ yếu bằng cách tra bảng); - Tính toán sức chịu tải theo ƯSCP được cho ở các Phụ lục B và C. Ø Không phân biệt rõ các phương pháp thiết kế, do đó trong nhiều trường hợp đã sử dụng tải trọng tính toán khi thiết kế theo ƯSCP, dẫn đến lãng phí (quá thiên về an toàn).
  20. TỒN TẠI TRONG TCXD 205:1998 Ví dụ 3 Ø Công thức C.2.2 của TCXD 205:1998 tính toán sức chịu tải của cọc (theo tiêu chuẩn Nhật Bản, ƯSCP): Qa=1/3 {αNaAp + (0,2 N sLs + cL c)πd} Nhận xét : - Hệ số an toàn FS=3; - Một số người sử dụng tải trọng tính toán (hệ số vượt tải khoảng 1,2), hệ số an toàn tương đương FS’=1,2*3 = 3,6. Số lượng cọc bố trí cho công trình có thể tăng 20% (Lãng phí); - Cần áp dụng đồng bộ các phương pháp tính toán theo ƯSCP hoặc TTGH.
  21. Ví dụ 4: Nhận xét về độ an toàn trong thiết kế móng cọc thông qua so sánh kết quả tính toán theo Eurocode 7 (EN 1997) và TCXD 205:1998
  22. VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh (Eurocode 7) Tải trọng tác dụng lên móng : - Tổ hợp cơ bản: G k = 4500 T - Tổ hợp đặc biệt: G k + A k = 5600 T
  23. VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh 3 cây cọc (Eurocode 7) Load (T) 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 0 20 40 60 80 100 TP-1 TP-2 120 TP-3 (1425, 125) Settlement (mm) Settlement 140 TP-1: R m = 1600 T TP-2: R m = 1425 T Rm,mean = (1600+1425+1600)/3 = 1541 T TP-3: R m = 1600 T
  24. VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh 3 cây cọc (Eurocode 7) Sức chịu tải đặc trưng của cọc: Rk = Min {{{Rm,mean /ξξξ1; Rm,min /ξξξ2 }}} Theo Bảng A.9, EN 1997-1: Từ đó: Rk = Min {{{1541/1,2;1425/1,05 }}} = Min {{{1284 ;1375 }}} Rk = 1284 T
  25. VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh 3 cây cọc (Eurocode 7) Xác định số lượng cọc – Tổ hợp cơ bản Tình huống thiết kế 1 (DA-1): Tổ hợp 1 : Fc,d = 1,35G k = 1,35 x 4500 = 6075 T Rc,d = R c,k /γγγk = 1284/1,0 = 1284 T (FS = 1,35 x 1,0 = 1,35) Số lượng cọc cần thiết: n = 6075/1284 = 4,7 →→→ 5 cọc Tổ hợp 2 : Fc,d = 1,0G k = 1,0 x 4500 = 4500 T Rc,d = R c,k /γγγk = 1284/1,3 = 988 T (FS = 1,0 x 1,3 = 1,3) Số lượng cọc cần thiết: n = 4500/988 = 4,5 →→→ 5 cọc
  26. VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh 3 cây cọc (Eurocode 7) Tình huống thiết kế 2 (DA-2): Fc,d = 1,35G k = 1,35 x 4500 = 6075 T Rc,d = R c,k /γγγk = 1284/1,1 = 1167 T (FS = 1,35 x 1,1 = 1,485) Số lượng cọc cần thiết: n = 6075/ 1167 = 5,2 →→→ 6 cọc Xác định số lượng cọc – Tổ hợp đặc biệt Fc,d = 1,0G k +1,0A k= 4500 +1100 = 5600 T Rc,d = R c,k /1,0 = 1284/1,0 = 1284 T (FS = 1,0 x 1,0 = 1,0) Số lượng cọc cần thiết: n = 5600/1284 = 4,4 →→→ 5 cọc
  27. VÍ DỤ 4: TÍNH TOÁN THIẾT KẾ MÓNG CỌC (theo TCXD 205:1998) Sức chịu tải của cọc : Qu = 1425 T →→→ Qa = 1425/2 = 712,5 T (lấy theo cây cọc yếu nhất khi số cọc thí nghiệm ít hơn 6) Số lượng cọc : • Tổ hợp tải cơ bản: n = 4500/ 712,5 = 6,32 →→→ 7 cọc • Tổ hợp tải đặc biệt: n = 5600/ 712,5 = 7.86 →→→ 8 cọc
  28. TỔNG HỢP CÁC KẾT QUẢ TÍNH TOÁN (Ví dụ 4) Tiêu Nội dung Số cọc FS chuẩn EN 1997 TH tải cơ bản DA-1 TH1 5 1,35 TH2 5 1,3 DA-2 6 1,485 TH tải đặc biệt 5 1,0 TCXD TH tải cơ bản 7 2,0 205:1998 TH tải đặc biệt 8 2,0 Nhận xét: • Hệ số an toàn khi thiết kế theo EN 1997 thấp hơn đáng kể so với yêu cầu của tiêu chuẩn Việt Nam • Trong ví dụ này, nếu thiết kế theo tiêu chuẩn VN thì số lượng cọc cần bố trí nhiều hơn 33%
  29. Nhận xét Ø TCXD 205:1998 không phân biệt rõ các nội dung thiết kế theo TTGH và theo ƯSCP, do đó có thể dẫn đến thiết kế quá thiên về an toàn; Ø Thiết kế theo TCXD 205:1998 thiên về an toàn hơn so với nhiều tiêu chuẩn nước ngoài. Khi áp dụng TCXD 205:1998, số lượng cọc cần bố trí trong móng cao hơn khoảng 20-30% so với khi áp dụng EN 1997; Ø So sánh với một số tiêu chuẩn khác như DIN, ACI cũng cho thấy thiết kế nền móng theo tiêu chuẩn Việt Nam quá thiên về an toàn.
  30. Ví dụ 5: Nhận xét về độ tin cậy của dự báo sức chịu tải của cọc do GS. B. Fellenius tổ chức (Tháng 5/2011)
  31. (Canada, 5/2011) ü Cọc D400, sâu 19 m, thi công bằng phương pháp guồng xoắn liên tục; ü Đất nền chủ yếu là sét băng hà, trạng thái cứng; ü Yêu cầu dự báo Q u và chuyển vị tương ứng; ü Cọc được nén tĩnh sau khi BTC đã nhận kết quả dự báo của những người tham gia; ü Có 46 người tham gia, trong đó có 7 người Việt Nam.
  32. sức(Canada, chịu tải 5/2011) của cọc Danh sách những người tham gia:
  33. (Canada, 5/2011) Thống kê kết quả dự báo sức chịu tải giới hạn Nhận xét : Ø Kết quả dự báo rất phân tán, R max và R min chênh nhau tới 5 lần; Ø Độ phân tán do những người tham gia thiếu kinh nghiệm về cọc ở Canada; Ø Trong mọi trường hợp, KQ tính toán sức chịu tải chỉ nên coi là số liệu dự báo.
  34. So sánh kết quả dự báo với nén tĩnh Nhận xét : - Độ tin cậy của dự báo sức chịu tải không cao, vì vậy thí nghiệm gia tải cọc vẫn là biện pháp cần thiết; - Kết quả dự báo quan hệ tải trọng – độ lún rất phân tán, kể cả ở các nước tiên tiến.
  35. Ví dụ 6: Nhận xét về độ tin cậy của một số phương pháp dự báo sức chịu tải của cọc nhồi ở Việt Nam
  36. Sức chịu tải của cọc theo điều kiện đất nền Ø Các công thức tính toán của nước ngoài được đưa vào TCXD 195:1997 và TCXD 205:1998, nhưng chưa được kiểm chứng trước khi đưa vào tiêu chuẩn; Ø Công thức của tiêu chuẩn Nhật Bản (tính theo SPT) được sử dụng rộng rãi hơn cả. Áp dụng các công thức này cho kết quả sức chống dưới mũi cọc cao (trên 30%) khi cọc được hạ đến lớp cuội sỏi ở khu vực Hà Nội; Ø Kết quả thí nghiệm nén tĩnh 21 cây cọc có gắn thiết bị quan trắc phân bố lực dọc thân cọc cho thấy mức độ chênh lệch cao giữa kết quả tính toán và thực nghiệm. Ví dụ ma sát bên trong các lớp đất rời cao gấp 3-6 lần so với kết quả tính toán. Ngược lại, sức chống dưới mũi cọc thấp hơn nhiều so với tính toán.
  37. Kết quả TN cọc Ø1200 tại 83 Lý Thường Kiệt, HN 8 6 10-17 m 4 2 Ma s¸t (T/m2) Ma s¸t Sét cứng 0 0 5 10 15 20 25 ChuyÓn vÞ (mm) 16 14 12 17-39 m 10 8 6 M a s¸ t (T/m2) 4 Cát thô lẫn sạn sỏi 2 0 0 5 10 15 20 ChuyÓn vÞ (mm)
  38. Sức chịu tải theo điều kiện đất nền Ma sát bên trong các lớp cát và bụi ở khu vực Hà Nội Nhận xét : - Kết quả tính toán thấp hơn so với thực nghiệm ở tất cả các khoảng giá trị của sức kháng xuyên tiêu chuẩn; - Công thức tính toán cho cọc nhồi của TCXD 205:1998 cho kết quả quá thiên về an toàn.
  39. Sức chịu tải theo điều kiện đất nền Sức chống dưới mũi cọc khoan nhồi ở cấp tải thiết kế Nhận xét : - Sức kháng dưới mũi cọc chiếm tỷ lệ thấp trong sức chịu tải tổng cộng. Cọc khoan nhồi ở khu vực Hà Nội chủ yếu là cọc ma sát ; - Sức chống xác định theo tính toán cao hơn rất nhiều so với kết quả thực nghiệm; - Hiệu quả xứ lý mũi cọc tại Pacific Place ( ♦) tương đối tốt, tại Pacific Place (■) hiệu quả là không đáng kể
  40. Sức chịu tải theo điều kiện đất nền Từ KQ nén tĩnh cọc ở khu vực Hà Nội, kiến nghị:
  41. Sức chịu tải theo điều kiện đất nền So sánh KQ tính toán sức chịu tải với KQ nén tĩnh ở khu vực Hà Nội Nhận xét: Cần thu thập thêm số liệu nén tĩnh cọc để xây dựng tương quan phù hợp cho điều kiện đất nền Việt Nam.
  42. Ví dụ 7: Nhận xét về độ tin cậy của một số phương pháp dự báo sức chịu tải của cọc đóng/ép ở Việt Nam
  43. Ví dụ 7: Sức chịu tải của cọc đóng/ép Nhận xét: - Kết quả tính toán theo chỉ tiêu cơ lý và AASHTO ổn định và thiên về an toàn; -Tính to án theo chỉ tiêu cường độ c ó mức chênh lệch cao nhất v à thiên về không an to àn.
  44. Biện pháp bơm vữa tăng cường sức chịu tải Ø Biện pháp xử lý cho phép tăng cường khả năng chịu tải của cọc khoan nhồi; Ø Trong điều kiện thuận lợi ở Hà Nội, xử lý mũi cọc khoan nhồi bằng phương pháp xói rửa và bơm vữa làm tăng sức chịu tải của cọc khoảng 1,5 lần; Ø Việc xử lý mũi cọc có hiệu quả khi tải trọng truyền lên cọc lớn hơn tổng sức kháng do ma sát bên; Ø Biện pháp bơm vữa để tăng cường ma sát cũng cho phép tăng ma sát bên đến 2 lần; Kiến nghị : - Áp dụng biện pháp xử lý mũi khi cọc hạ đến cuội sỏi hoặc đá. Đối với cọc hạ vào cát hoặc sét nên áp dụng biện pháp tăng cường ma sát; - Cần nghiên cứu phương pháp kiểm tra chất lượng xử lý.
  45. Bơm vữa mặt bên cọc Mức độ tăng ma sát sau khi bơm vữa thân cọc ở Bangkok (Littlechild et at, 1998)
  46. Xói rửa và bơm vữa mũi cọc Qui trình xói và bơm vữa mũi cọc ở 83B Lý Thường Kiệt, HN
  47. Nhận xét về hiệu quả xử lý mũi cọc
  48. Nhận xét về hiệu quả xử lý mũi cọc Nhận xét : - Tỷ lệ tải trọng truyền đến mũi cọc phụ thuộc vào Pa/Qs; - Khi Pa/Qs <70% thì không nên xử lý mũi cọc, vì hiệu quả xử lý thấp.
  49. Sức chịu tải của vật liệu cọc Ø Khả năng chịu tải của cọc xác định theo vật liệu cọc và nền: [P cọc ]=Min {[P nền ]; [P VL ]}. Thiết kế hợp lý khi [P nền ]≈[P VL ] Ø Khi áp dụng TCXD 195:1997, [P VL ] thường đóng vai trò chi phối do qui định cường độ nén 2 của bê tông [R n]≤60 ÷70 kG/cm .
  50. Sức chịu tải của vật liệu cọc Ảnh hưởng do giới hạn [R n] đối với sức chịu tải : Ø Sức chịu tải của cọc thấp, không tận dụng được khả năng chịu tải của nền, tăng số lượng cọc và giảm hiệu quả kinh tế; Ø Cản trở sử dụng vật liệu cường độ cao và công nghệ thi công tiên tiến, không phù hợp với xu thế bảo vệ môi trường; Ø Không đủ mặt bằng để bố trí cọc cho các công trình tải trọng lớn. Tiêu chuẩn không sử dụng được cho nhà siêu cao tầng; Ø Nhiều công trình phải lựa chọn áp dụng các tiêu chuẩn thiết kế của phương Tây (thông thường sức chịu tải cho phép của cọc có thể tăng 30-40%).
  51. Sức chịu tải của vật liệu cọc Tiêu chuẩn Cường độ nén của BT Ghi chú 2 TCXD 195:1997 Rn =Min { R28 /4,5; 60 kg/cm } ⋅Đổ BT trong dung dịch TC thiết kế móng cọc, Viện Kiến trúc 2 Rn = Min { R28 /4; 70 kg/cm } ⋅ BT trong lỗ khoan khô Nhật Bản BS 8004:1986 Rn ≤ R28 /4 ⋅ Cao hơn, nếu đặt ống chống suốt chiều dài cọc DIN 1405-1 Rn=α⋅ fck / γ c với α =0,85 và ⋅ fck – Cường độ mẫu trụ ⇒ γc=1,5 Rn=fck /1,76 ⋅ (DIN thiết kế theo TTGH) ACI 543, Rn=0,33f’ c (Hạn chế nở hông) ⋅ Ống chống vĩnh cửu EM 1110-2-2906 Rn=0,27f’ c (Nở hông) Hong Kong Geo Bằng ứng suất cho phép ⋅ BT trong lỗ khoan khô Handbook 80% ứng suất cho phép ⋅ Đổ BT trong dung dịch Nhận xét : Ngoài Nhật và Việt Nam, các tiêu chuẩn khác không khống chế cường độ nén của BT cọc khoan nhồi
  52. Sức chịu tải của vật liệu cọc Cơ sở để điều chỉnh tăng hoặc bỏ giới hạn với cường độ của bê tông và thép cọc khoan nhồi : Ø Tiêu chuẩn của hầu hết các nước không giới hạn tương tự; Ø Năng lực về người và thiết bị thi công của các nhà thầu đã được tăng cường về lượng và chất so với khi các tiêu chuẩn thiết kế cọc khoan nhồi được ban hành Ø Rất hiếm khi cọc bị phá hoại kết cấu trong thí nghiệm nén tĩnh, mặc dù đã được nén đến 250-300% sức chịu tải cho phép; Ø Việc kiểm tra chất lượng cọc ngày càng chặt chẽ, trang thiết bị ngày càng hiện đại. Kiến nghị: Lấy R/4 ≤≤≤ [R n] ≤≤≤ R/3
  53. Độ lún cho phép của công trình Ø Độ lún cho phép trong các tiêu chuẩn Việt Nam được lấy theo qui định ở Liên Xô. Giá trị cho phép của độ lún được qui định theo loại kết cấu và không xét đến điều kiện của đất nền; Ø Nhiều tiêu chuẩn của các nước tiên tiến không đưa ra giới hạn về độ lún tuyệt đối; Ø Trong nhiều tiêu chuẩn, độ lún cho phép cao hơn so với qui định của Việt Nam; Ø Giới hạn độ lún tuyệt đối khắt khe là trở ngại cho xây dựng nhà cao tầng trên nền đất trầm tích có bề dày lớn như ở khu vực đồng bằng sông Cửu Long.
  54. Độ lún cho phép của công trình Nhu cầu điều chỉnh trị cho phép của độ lún tuyệt đối : Ø Bề dày trầm tích ở khu vực Nam bộ rất lớn, ít có khả năng sử dụng cọc chống; Ø Tăng độ lún cho phép góp phần mở rộng áp dụng nhiều giải pháp nền móng hợp lý (móng nông, cọc đóng/ép, bè-cọc, các giải pháp gia cố nền, ); Ø Đối với cọc dài, biến dạng do nén co của thân cọc chiếm tỷ trọng lớn trong tổng độ lún, ảnh hưởng đến việc xác định sức chịu tải cho phép của cọc.
  55. Độ lún cho phép trong một số tiêu chuẩn nước ngoài Tiêu chuẩn Smax (mm) Ghi chú IS 1904-1986 (Ấn Độ) 50-125 Tùy loại móng, đất nền EM 1110-1-1904 (QĐ Mỹ) 76-152 Tùy loại kết cấu GB 50007-2002 (Nhà cao 400 H≤100 m tầng ở Trung Quốc) 300 100 m <H ≤200 m 200 200 m <H ≤250 m Eurocode 7 50 Có thể tăng Smax nếu lún lệch nằm trong phạm vi cho phép Mexico City 2004 50 Vùng I (nền đá, đất cứng) 300 Vùng II, III (đất yếu) TCH 50-302-2004 (Saint 150 Petersburg, Nga) TCXD 205:1998 80 -100 Tùy loại kết cấu
  56. Độ lún cho phép của công trình Cơ sở điều chỉnh trị cho phép của độ lún tuyệt đối : Ø Độ lún tuyệt đối không gây nội lực trong kết cấu; Ø Chỉ một số tiêu chuẩn nước ngoài đề ra giới hạn lún tuyệt đối, thông thường chỉ khống chế độ lún lệch; Ø Nhiều công trình cao tầng ở nước ngoài cho phép có độ lún lớn, ví dụ nhà 43 tầng Latino America (Mexico, 1950) có độ lún dự tính S=39 cm, trong 6 năm đầu tiên lún 9 cm; Ø Phần lớn độ lún xảy ra trong quá trình thi công; Ø Kết quả quan trắc lún của hầu hết các nhà cao tầng đặt trên móng cọc ở khu vực Hà Nội đều rất thấp (S=1-3 cm).
  57. Độ lún cho phép của công trình Kiến nghị : - Tập hợp và phân tích các số liệu thực tế về quan trắc độ lún của các công trình nhà cao tầng đã xây dựng; - Điều chỉnh qui định về độ lún tuyệt đối theo hướng mở hơn; - Giới hạn độ lún tuyệt đối nên xét đến đặc điểm của kế cấu, đặc điểm của đất nền, chiều dài cọc, v.v.
  58. Giải pháp móng bè-cọc Ø Thiết kế móng cọc thường bỏ qua sự tham gia chịu tải của nền; Ø Thực tế cho thấy sức chịu tải của nền có thể chiếm 20-50% sức chịu tải của hệ bè - cọc, đặc biệt khi công trình có nhiều tầng ngầm; Ø Móng bè -cọc đã được áp dụng phổ biến trong xây dựng nhà cao tầng có tầng ngầm tại Mexico và Đức. Bước đầu đã được áp dụng ở Việt Nam; Ø Điều kiện địa chất ở nhiều khu vực ở Việt Nam rất thuận lợi để áp dụng giải pháp này.
  59. Áp dụng móng bè – cọc Toà nhà Latino-Americana , M exico : - 43 tầng, 3 tầng ngầm (sâu 14 m), cọc 30x30 cm - Nền chịu 47% tải trọng do nền đất
  60. Độ lún cho phép của công trình Móng nhà cao tầng trên nền trầm tích bề dày lớn ở Frankfurt (CHLB Đức)
  61. Quan trắc phân bố tải trọng lên cọc và lên nền đất dưới móng trụ sở công ty Tiền Phong (Từ Liêm, HN) 61 6/18/2012
  62. Mặt bằng cọc và bố trí quan trắc
  63. Quan trắc tải trọng lên cọc 63 6/18/2012
  64. Quan trắc áp lực đáy móng bè-cọc (Trụ sở Cty Tiền Phong, Hà Nội)
  65. Tổng hợp KQ quan trắc và tính toán phân bố tải dưới 1 cụm móng Phương Lực lên Tổng Áp lực Tổng Tổng Tỷ lệ (%) pháp cọc lực lên lên lực lên tải (T) cọc nền nền trọng (T) (T/m2) (T) (T) Cọc Nền Quan 31 434 2.6 127 561 77 23 trắc Tính 26.3 367 2.63 128 496 74 26 toán
  66. Kiến nghị vùng thuận lợi để áp dụng móng bè – cọc ở Hà Nội
  67. Thí nghiệm kiểm tra sức chịu tải của cọc Ø Thí nghiệm gia tải cọc chủ yếu là nén tĩnh và PDA. Kết quả thí nghiệm PDA kém tin cậy khi thí nghiệm cọc tải trọng lớn; Ø Các khó khăn trong thí nghiệm nén tĩnh đến tải trọng lớn: - Chất tải bằng khối BT đạt đến ngưỡng 3000-3500T; - Phương pháp dùng neo làm đối tải chi phí cao và còn thiếu thiết bị và kinh nghiệm; - Thí nghiệm Osterberg chi phí cao và phụ thuộc vào nước ngoài. Ø Biện pháp thí nghiệm tải trọng lớn (>3500 T)?
  68. Thí nghiệm kiểm tra sức chịu tải của cọc Tải trọng (T) 0 50 100 150 200 250 0 Nén tĩnh 5 PDA 10 15 20 Độ lún Độ (mm) 25 30 Cọc đóng 0,3x0,3m ở Việt Nam Cọc nhồi φ1,2m tại Malaysia Nhận xét : - Mức độ chênh lệch của PDA so với nén tĩnh là đáng kể - Đối với cọc tải trọng lớn, nguyên nhân chênh lệch chủ yếu do năng lượng búa không đủ để huy động hết sức chịu tải của cọc - Tải trọng thí nghiệm không vượt quá khả năng chịu lực của vật liệu cọc - Chỉ nên sử dụng PDA để thay thế một phần khối lượng nén tĩnh.
  69. Thí nghiệm kiểm tra sức chịu tải của cọc Thí nghiệm nén tĩnh đến 2700 T tại VINCOM Center, Hà Nội Nhận xét : - Thí nghiệm chất tải truyền thống khó vượt ngưỡng 3500 T; - Kém an toàn; - Tải trọng thí nghiệm không vượt quá khả năng chịu lực của vật liệu cọc.
  70. Thí nghiệm kiểm tra sức chịu tải của cọc Neo thí nghiệm nén tĩnh 3200 T - tại, Hà Nội Nhận xét : - Các thí nghiệm nén tĩnh tải trọng lớn dùng neo làm đối tải đều do nhà thầu nước ngoài thực hiện. Số lượng thí nghiệm loại này còn hạn chế; - Chi phí cao; - Tải trọng thí nghiệm không vượt quá khả năng chịu lực của vật liệu cọc.
  71. Thí nghiệm kiểm tra sức chịu tải của cọc W Lắp đặt hộp Osterberg để thí nghiệm barrette ở Hà Nội Nhận xét : - Thí nghiệm do nhà thầu nước ngoài thực hiện; - Kết quả có thể chênh lệch với nén tĩnh; - Chi phí cao; - Tải trọng thí nghiệm có thể vượt khả năng chịu lực của vật liệu cọc gần 200%.
  72. Thí nghiệm kiểm tra sức chịu tải của cọc Kiến nghị về thí nghiệm kiểm tra sức chịu tải của cọc : - Nên thống nhất các qui định liên quan đến thí nghiệm cọc và diễn giải kết quả thí nghiệm; - Khuyến khích các thí nghiệm đến tải trọng phá hoại (cọc thăm dò); - Phát triển công nghệ gia tải 2 phương (bidirectional) ở trong nước, nhưng tránh vi phạm bản quyền; - Thực hiện nghiên cứu thí nghiệm cọc mô hình để thay thế một phần và tiến tới thay thế các thí nghiệm thăm dò trên cọc thực
  73. Kết luận và kiến nghị Ø Hệ thống tiêu chuẩn thiết kế nền móng cần được soát xét. Các nội dung nên soát xét là: - Nên định hướng TK theo TTGH; - Bỏ qui định hiện nay về giới hạn cường độ chịu nén của bê tông cọc nhồi; - Xây dựng các phương pháp tính toán sức chịu tải của cọc phù hợp với điều kiện đất nền và công nghệ thi công ở Việt Nam và các hệ số sức kháng tương ứng; - Điều chỉnh các giới hạn về độ lún tuyệt đối của công trình. Ø Cần tăng cường năng lực thi công cọc đường kính lớn và thí nghiệm kiểm tra khả năng chịu tải của cọc; Ø Mở rộng ứng dụng các biện pháp xử lý phun vữa nhằm tăng cường khả năng chịu tải của cọc, đồng thời nghiên cứu phương pháp kiểm tra chất lượng xử lý; Ø Mở rộng ứng dụng giải pháp móng bè-cọc cho nhà cao tầng.
  74. Tài liệu tham khảo BS 8004:1986 “Foundations” DIN 1405-1 “Plain, reinforced and prestressed concrete strutures – Part 1: Design and construction”, July 2001 EM 1110-1-1904 - U.S. Army Corps of Engineers - Engineering and Design – Settlement Analysis GB 50007-2002 National standard of the People’s Republic of China “Code for design of Building Foundations” Trịnh Việt Cường (2011) Một số kết quả bước đầu từ thí nghiệm nén tĩnh cọc có gắn thiết bị quan trắc tải trọng dọc than cọc ở khu vực Hà Nội, Tạp chí Khoa học kỹ thuật Mỏ - Địa chất No. 35. Trịnh Việt Cường, Đặng Thị Thanh Thùy (2011) Đánh giá hệ số sức kháng cho một số phương pháp dự báo sức chịu tải của cọc dịch chuyển lớn trong điều kiện đất nền Việt Nam, Tuyển tập báo cáo tại Hội nghị khoa học và công nghệ chào mừng kỷ niệm 55 năm thành lập Viện Khoa học và Công nghệ GTVT Trịnh Việt Cường, Bùi Đức Hải, Trần Huy Tấn “Quan trắc phân phối tải trọng lên cọc và đất nền dưới móng công trình có tầng ngầm”, Tạp chí Khoa học công nghệ xây dựng Tsay Shing-Liang, Trịnh Việt Cường (2005) “Evaluation of the effect of bottom cleaning and grouting on bearing capacity of bored piles at Ever Fortune Plaza, Hanoi”, Hội nghị Khoa học Toàn quốc Lần III về Sự cố và Hư hỏng Công trình Xây dựng, Hà Nội Trịnh Việt Cường, Phạm Huy Thông (2010) “Về hiệu quả xử lý mũi cọc khoan nhồi bằng biện pháp xói rửa và bơm vữa mũi cọc ở khu vực Hà Nội”, Tạp chí Giao thông vận tải – Số 10/2010
  75. XIN CẢM ƠN