Luận văn thạc sĩ Địa kỹ thuật xây dựng: Phân tích khả năng chịu tải của cọc đổ tại chỗ khi có phun vữa dọc thân cọc

Nội dung:Mở đầuChương 1: Tổng quan về công nghệ phun vữa áp lực cao xung quanh thân cọcChương 2: Cơ sở lý thuyết xác định sức chịu tải của cọc đồ tại chỗ được xử lý bằng phương pháp phun

NGUYEN DO DANG KHOA

PHAN TICH KHA NANG CHIU TAI CUA COCĐỎ TAI CHO KHI CO PHUN VỮA DOC THAN COC

Chuyén nganh: DIA KY THUAT XAY DUNGMã số: 60.58.60

TP HO CHI MINH, tháng 06 năm 2014

Cán bộ hướng dẫn khoa học : PGS.TS VÕ PHÁN - TS DO THANH HAI

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Dai học Bách Khoa, DHQG Tp HCM

ngày 27 tháng 08 năm 2014Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm:

1 GS.TS TRAN THI THANH _ - Chủ tịch Hội đồng 32 TS LE TRỌNG NGHĨA - Thư ký

3 TS PHAM VAN HÙNG - Uy vién (PB1)4 TS NGUYEN NGOC PHÚC - Uy viên (PB2)5 PGS.TS VO PHAN - Uy vién

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV va Trưởng khoa quản lý chuyên ngành saukhi luận văn đã được sửa chữa (nếu có)

CHỦ TỊCH HỘI ĐỎNG CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ~~ KHOA QL CHUYEN NGANH

GS.TS TRẢN THỊ THANH PGS.TS VÕ PHÁN TS NGUYÊN MINH TÂM

NHIEM VỤ LUẬN VAN THẠC SĨ

Họ và tên học viên : NGUYÊN DO DANG KHOA MSHV : 11094302Ngày sinh : 29/08/1981 Nơi sinh : An GiangChuyên ngành : Dia Kỹ thuật Xây dựng Mã số : 60.58.60

KTEN DE TÀIPhân tích kha nang chịu tai của cọc đồ tại chỗ khi có phun vữa dọc thân cọc

KNHIEM VỤ VA NOI DUNG:Nhiém vu:

- _ Tổng quan về công nghệ phun vữa áp lực cao xung quanh thân cọc.- Cơ sở lý thuyết xác định sức chịu tai của cọc có xử lý bang phương pháp phun vữa- Mô phỏng, đánh giá, kiểm tra khả năng chịu tải của cọc có phun vữa theo điều kiện

cầu tạo địa chất thực tế ở Tp.HCM và phân tích đánh giá hiệu quả của phương phápxử lý cải tạo.

Nội dung:Mở đầuChương 1: Tổng quan về công nghệ phun vữa áp lực cao xung quanh thân cọcChương 2: Cơ sở lý thuyết xác định sức chịu tải của cọc đồ tại chỗ được xử lý bằng

phương pháp phun vữa ap lực caoChương 3: Phân tích đánh giá hiệu quả của biện pháp phun vữa dọc theo thân cọc

đồ tại chỗ nhằm gia tăng khả năng chịu tải của cọc.Kết luận và kiến nghị

Phụ lụcKNGÀY GIAO NHIỆM VỤ CMMO@MNKNGÀY HOÀN THÀNH NHIEM VU OMS OWNkK BOHUONG DAN k K ~ TS DO THANH HAI

thang 06 nămCAN BO HUONG DAN CHU NHIEM BO MON

PGS.TS VO PHAN TS DO THANH HAI PGS.TS VO PHAN

Tôi chân thành cam on Thay Pgs.Ts V6 Phan, Thay Ts Đỗ Thanh Hải đã tậntâm giúp đỡ, hướng dan tôi trong suốt quá trình hoc tập và thực hiện luận văn.

Tôi chân thành cảm ơn tất ca Thay, Cô Bộ môn Dia cơ Nên móng, Khoa kỹthuật Xây dựng — Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp.HCM đã nhiệt tình truyềnđạt kiến thức trong thời gian tôi học tập tai trường

Tôi cảm ơn gia đình, bạn bè và đồng nghiệp đã chân tình động viên, hỗ trợ tôitrong suốt quá trình học lập

Tp.HCM, ngày 19 tháng 6 năm 2014

Học Viên

Nguyễn Đỗ Đăng Khoa

Analysis the bearing capacity of in situ bored pile with shaft

grouted along the length

Tóm tắtCông nghệ phun vữa áp lực cao xung quanh cọc nham cải tạo đặc trưng cơ ly củađất xung quanh cọc khoan nhôi bị tam ướt trong quá trình thi công Một số kết quảnghiên cứu đã có cho thay chat lượng cọc được cải thiện và kha năng chịu tai củacọc được xử lý gia tăng đáng kể Trong luận văn, việc đánh giá khả năng chịu tảicủa cọc được xử lý phun vữa xung quanh cọc được mô phỏng theo mô hình thửtĩnh Việc tính toán được thực hiện trên cơ sở điều kiện địa chất thực tế và kết quảtính toán được so sánh với kết quả thực tế Kết quả phân tích giúp các kỹ sư hiểuthêm và có định hướng rõ ràng trong tính toán các giải pháp nền móng này trongxây dựng các công trình có tải trọng lớn ở khu vực.

AbstractShaft grouted with high pressure along the length of the bored pile have been usedto improve geotechnical properties of surrounding soil which was decreased duringconstruction Some results showed that the quality was improved and bearingcapacity was increased effectively In this thesis, the estimation of bearing capacityof bored piles with shaft grouted was modeled according to static load tests Themodeling used the results of investigation were compared with the monitoringresults It is used to help the engineers to master and find the way in selectionfoundation methods in designing the high-load structures in this area.

Tôi xin cam đoan:-Luận văn này là đề tài nghiên cứu thực sự của tác giả, được thực hiện dưới sựhướng dẫn khoa học của Thay Pgs.Ts Võ Phan cùng với Thay Ts Đỗ Thanh Hải.

-Tất cả số liệu, kết quả tính toán, phân tích trong luận văn là hoàn toàn trungthực Tôi cam đoan chịu trách nhiệm về sản phâm nghiên cứu của mình.

Tp.HCM, ngày 20 tháng 6 năm 2014

Học Viên

Nguyễn Đỗ Đăng Khoa

Việc ứng dụng cọc đồ tại chỗ được phun vữa xung quanh thân cọc ngày càngpho biến cho các công trình xây dựng quy mô lớn, đặc biệt là ở các thành phố lớn ởViệt Nam Nhưng kiến thức về cọc đồ tại chỗ được phun vữa thân cọc ít được phổbiến, việc tính toán dé xác định sức chịu tải của cọc được phun vữa chủ yếu dựa vàobáo cáo khoa học, kinh nghiệm thiết kế, thi công của một số ít tác giả, Công ty xâydựng nước ngoài và ở Việt Nam, hệ thống các tiêu chuẩn hướng dẫn thiết kế cũngnhư thi công theo phương pháp này chưa được pho biến.

Y nghĩa khoa học: Đối với cọc có đường kính lớn, việc sử dung vữa xi măngphun áp lực cao dọc thân cọc vao môi trường đất cát làm tăng sức chịu tải của coc,trong đó tăng sức chịu tải do ma sát là chủ yếu

Kết quả thực tiễn: Định hướng chọn phương án móng cọc phù hợp, an toàn,hiệu quả và phản ánh đúng thực tế Đối với các nhà cao tầng, thường thiết kế cọc cósức chịu tải lớn như cọc barrette, cọc khoan nhỏi (coc đồ tại chỗ), muốn tăng thêmsức chịu tải cho cọc đồ tại chỗ ta có thể dùng vữa xi măng phun áp lực cao dọc thân

CỌC.2 Phương pháp nghiên cứu

Phương pháp nghiên cứu là tong hợp, mô phỏng va phân tích đánh giá Tác gialựa chọn phương pháp mô phỏng băng phương pháp phân tử hữu hạn thể hiện quadé tài “Phân tích khả năng chịu tải của cọc đồ tại chỗ khi có phun vữa dọc thâncọc” Trong phạm vi luận văn, tac gia chọn lựa hai loại cọc dé tính toán, mô phỏngvà phân tích, đó là: cọc barrette và cọc khoan nhồi

Ở day, việc đánh giá khả năng chịu tải của cọc thé hiện thông qua kết quả thửtĩnh cọc Việc mô phỏng bằng phần mềm Plaxis được thực hiện theo sơ đồ 3DFoundation và theo sơ đồ 2D đối xứng trục với mô hình đàn hồi — dẻo lý tưởngMohr - Coulomb.

3 Mục tiêu của đề tàie Tong quan về sức chịu tải của coc đồ tại chỗ và công nghệ phun vữa thân

CỌC.

e Ti các kết quả đó, so sánh phân tích và rút ra các kết luận, kiến nghị phùhợp.

4 Hạn chếe Chưa nghiên cứu đến các thành phan và hàm lượng trong việc pha trộn vữatối ưu cho từng trường hợp địa chất cụ thể Chưa nghiên cứu sự tương quan giữathay đối tốc độ phun vữa, quy trình thực hiện tới sự gia tăng sức chịu tải của cọc détốt hơn

e Chất lượng và kích thước của lớp vữa phun vào trong đất khó kiểm soát vàđánh giá nên kết quả nghiên cứu có sai số

e _ Trong luận văn nảy, các cấp áp lực trong thí nghiệm nén tĩnh thực tế của cọcbarrette có phun vữa và không có phun vữa không giống nhau, nên việc so sánhhiệu quả có sai sô.

1.1 Đặc điểm ứng xử của cọc đồ tại chỗ được xứ lý phun vữaĐề gia tăng khả năng chịu tải của cọc trong các lớp đất yếu hay đất rời, côngnghệ phun vữa áp lực cao xung quanh thân cọc là phương pháp hiện đại và được ápdụng trong những năm gan đây Việc phun vữa giúp cải thiện đặc trưng cơ ly đấtxung quanh cọc bị tam ướt trong quá trình khoan và nhằm gia tăng khả năng chịutải của cọc.

Đối với các cọc đường kính lớn, thành phân sức kháng ma sát dọc thân cọcđược huy động hoàn toàn gần như tức thời ứng với chuyến vị tương đối nhỏ.Chuyển vị cần đạt ma sát hong cực đại chỉ khoảng 0,5% - 1%D Khi đó, việc huyđộng sức kháng mũi cần một chuyển vị cọc khá lớn, khoảng 10% - 15%D, hoặchơn (Bruce 1986) [1].

o 1000 2000 2000 40oo © sooo

| oe W25 ¬ N

Hình 1.1 - Biéu đô quan hệ thành phần sức chịu tai và chuyển vị điển hình [18]Việc đảm bảo chất lượng mũi cọc đồ tại chỗ là rất khó khăn vì mũi cọc thườngtồn tại lớp bùn cặn lắng vượt quá giới hạn cho phép và làm ảnh hưởng đến sứckháng mũi cọc.

Do đó, người thiết kế thường có xu hướng xem rang cơ chế làm việc của cocđồ tại chỗ cơ bản là cọc ma sát và bỏ qua hoặc đánh giá thấp thành phần sức chịu

Đã có nhiều nghiên cứu như của Gounenot và Gabaix (1975) [2], Littlechild ,Plumbridge va Free (1998) [3], Stocker (1983) [4], Hamza va Ibrahim (2000) [5],các tác giả nay chứng minh rang, sức chịu tải coc đồ tại chỗ được phun vữa tang lêntừ 1,5 — 2.0 lần so với các cọc thông thường, trong đó, riêng thành phần ma sát thâncọc tăng từ 15 — 3,0 lần Trong đó, Littlechild, Plumbridge và Free (1998) [3] còncho rằng sức kháng ma sát trong các lớp đất sét và cát hầu như không bị suy giảmtheo thời gian.

Những ưu điểm của cọc đồ tại chỗ khi có phun vữa dọc thân cọc:e Biện pháp phun vữa thân cọc giúp khôi phục hay thậm chí gia tăng áp lựcngang tác dụng lên thân cọc, nén chặt đất nền xung quanh cọc, xi măng hóa các hạtđất đôi với các loại đất hạt rời, hiệu quả hơn đối với dat cát, giúp gia tăng các chỉtiêu cơ ly và cường độ của đất nên xung quanh cọc Do đó, gia tăng đáng kế sứckháng ma sát cũng như sức chịu tải của cọc.

e Từ đó, giảm đáng kể chiều sâu thi công coc, do đó hạn chế rất nhiều khókhăn va sự cố trong quá trình thi công cọc

e Cho phép bỏ qua sức kháng mũi khi không thé kiểm soát được độ sạch củađáy hỗ khoan bang cách tăng chiều dài phun vữa dọc theo thân cọc dé tăng sứckháng ma sát.

e Có thé kết hợp phun vữa ở mặt bên dé tăng ma sát và phun vữa ở đáy dé tậndụng sức chống mũi

e Khắc phục các hư hỏng, khuyết tật trên thân cọc có thé xảy rae Tận dung tôi đa sức chịu tải theo vật liệu cọc

e Rút ngắn thời gian thi công, giảm giá thành thi công móng cọc.1.2 Công nghệ thi công cọc đồ tại chỗ được phun vữa thân cọc

Việc thi công cọc phun vữa được bắt đầu và kết thúc tương tự như thi côngcọc đồ tại chỗ Trong đó, cọc có phun vữa thì sau khi đỗ bê tông cọc một ngày thìtiến hành quy trình phun vữa dọc theo thân cọc (bao gôm: phá nước, phun vữa)

tốt, và phải đảm bảo vữa phun đạt cường độ can thiết theo thiết kế bang cách thínghiệm pha trộn các mẫu vữa chuẩn, lay mẫu vữa để xác định cường độ chịu néndọc trục Các công tác này nhăm xác định hàm lượng cấp phối tối ưu cho vữa phun.

Hàm lượng các thành phan trong hỗn hop vữa ximăng được áp dụng cho dựán Thành phố mới TungChung (Tiêu chí kỹ thuật), và các dự án tại Việt NamDương Minh Trí và Phạm Quốc Ding (2011) [6] được áp dụng như sau:

1 Xi măng: 100kg;2 Nước: 66.6lit;3 Bentonite: | 5kg;4 Bentoryl 186: 150ml.5 Daracem 100 (Phụ gia siêu hoa dẻo, giảm lượng nước): 400 ml.1.2.2 Thiết bị

Ông phun vữaÔng phun vữa hay ống Tube A Manchette - TAM là các ống thép đường kínhngoài từ 49mm - 60mm được khoan trước các 16 phun với khoảng cách thôngthường từ 0.5m — 1.0m và cách đáy ống từ 0.5m — 1.5m Các lỗ nay được bọc ngoàibởi màng cao su tạo thành các van một chiêu (gọi là các sleeve).

Hình 1.2 - Ông phun vita áp lực cao — TAM

Hình 1.3 - (a) Cấu tạo các packer ; (b) Bo tri ông Manchette trong thân đồ tại chỗ

XU

(a) (b)Hình 1.4 - (a) Các packer được sử dụng trong thực tế; (b) Cầu tạo long packer

Bồ trí các ống phun vữa phải đảm bảo vữa có thể phủ đều ra bên ngoài thànhcọc Do đó cần bố trí ống phun chính và dự phòng, ví dụ: cọc barrette cóbxh=0.8x2.8m thì bố trí 8 ống phun, trong đó 6 ống phun chính va 2 ỗng dự phòng.Phạm vi phun vữa của mỗi lỗ được tính từ đỉnh của lỗ phun đến đáy của lỗ phunbên trên Các ông phun vữa phải lắp đặt sao cho hang lỗ thấp nhất cao hơn đáy cọctối thiểu 0.5m Hàng lỗ cao nhất thấp hơn 1m tính từ cao trình đất cần phun vữa

kN/m”, áp lực tối đa là 4000 kN/m.

Thiết bị điện tứ điều khiến và kiểm soát quá trình phun vữa cọc đồ tại chỗTại nhà thầu Bachy Soletanche Việt Nam (BSV) sử dụng hệ thống SINNUS làmột dây chuyển điện tử để điều khiến và giám sát quá trình bơm phun vữa, thôngqua việc kết nối với các máy móc thiết bị khác [6]

Main Supervision Central Unit

=<.

"Enrouleur"

Hinh 1.6 - So d6 hoat dong cua hé thong SINNUSHệ thống sẽ hiển thị và cung cấp đầy đủ các dữ liệu, thông SỐ phục vụ chongười kỹ sư vận hành hệ thống như tốc độ, lưu lượng vữa phun và áp lực bơm

Quy trình trộn vữa phải đảm bảo được độ đồng nhất của vữa Cho phép dùngmáy trộn tốc độ cao (ít nhất 1000 vòng/phút) hoặc máy trộn thùng khuấy (it nhất150 vòng/phút) để trộn dung dịch vữa Sau khi trộn, cần cho vữa đi qua sàng danhđịnh 5mm để loại bỏ các cục vón.

Thí nghiệm mẫu vữa

Việc trộn thử vữa chuẩn và lẫy mẫu thí nghiệm phải được thực hiện theo đúngquy trình trước khi áp dụng cho quá trình trộn vữa đại trà Các tiêu chí kỹ thuậtquan trọng như độ nhớt, trọng lượng riêng và cường độ chịu nén cua mẫu vữa chuẩnphải đạt được theo yêu cầu của thiết kế Thông thường các tiêu chí kỹ thuật thườngđược áp dụng như sau:

Cường độ tại tudi 14 ngày của mẫu vữa thường phải đạt từ 20MPa trở lên.Độ nhớt n < 40s ;

Dung trọng y = 1 65kg/lit.Quy trình phá nước

Đề đảm bảo khả năng phun vữa một cách dễ dàng, bê tông thân cọc và màngcao su bao quanh 16 phun vữa sẽ được chọc thủng bang nước áp lực cao trong vòng24 giờ sau khi đỗ bê tông

đồ bê tông than cọc Vira xi măng sẽ được bơm với áp lực tôi đa không vượt quá 40bar qua các van một chiều (sleeve) xuyén qua các vết nứt bê tông trên thân cọc đượctạo ra trong quá trình phá nước Hàm lượng vữa tối thuận thông thường là 351/nử.Vữa được bơm theo trình tự từ sleeve dưới cùng lên trên 6 ống TAM sẽ được sửdụng trước tiên Nếu xuất hiện hiện tượng tắt ống tại vị trí đang bơm, hoặc hàmlượng vữa mong muốn không đạt được tại các sleeve cá biệt nào đó thì việc phun bốsung sẽ được tiễn hành thông qua các sleeve lân cận, hoặc 2 ống phun vữa dự phòng

để đạt được lượng vữa bơm trung bình lớn hơn 25 lít/m” Tại cùng một cao trình, tỉ

lệ khoảng 6 trên 8 manchette được bơm vữa được xem là tốt nhất.Người điều khiến hệ thống SINNUS được sự giúp đỡ của máy tính để quản lýquy trình phun vữa phù hợp với các thông số cụ thể (tín hiệu khối lượng, tín hiệulưu lượng, và giới hạn áp lực) để đảm bảo việc thi công phun vữa tốt nhất Mỗi giátrị về khối lượng, áp lực và lưu lượng được lưu lại và phân tích sau

Sau khi quá trình phun vữa hoàn tất, các ống TAM sẽ được bơm vữa xi mănglap lòng

(b)

Hình 1.8 - a) Phun vữa thân cọc; (b) Vita phun qua các ống TAM

Các tiêu chí dừng bơm vữa

Quá trình bơm vữa sẽ được dừng lại nếu như:e Hàm lượng vữa phun đã đạt yêu cau

e Áp lực vữa dat ngưỡng 40 bar.e Xuất hiện hiện tượng vữa trào ngược lên trên mặt đất.

xe o ®‹„® e ete = = s,9% © „9%,

PK $ Ống tháp được ' bị Về tý : E oe Vệ 5 ur as *

ase oer khoạn lỗ cách LIKE an ° H fs SRS 9 ly sa

wes th 0Mu 30 - 40¢m is : Vet Hii} Weare

li ae Pipe perforated * ; \phyt vữa - Injection in progress Si đới Nhi iP fants: es 2 SA lào ss

te pen each 30 40cm „h Su, Jee chặn sg? sỉ sư? kệ LuI = lâu

ere ots * › es? *o

None : : ° Pacey *."., lệ 86 lô ele Naa vụ Msgmw Rubber sieeve 2 l8 meta 6245 e6 8409 9,da ean ena

ạ 9

NO cội XĂNG 'o “Gg H` rely + -Gudssiity phụt vữa

tàn Vùng 68 bơm via - Ground ron? S99 , %9 ws aes Injgcties?in progressae a sa ® "lọ se ry De Hite

oe Baro tộ : ` s99 šoa Vửa odo - Plastic grout ` * * „9+ aie pee H Be ° Ste * t ,

apes a

LỄ khoan phụt đã được chuẩn bj - Phương pháp phụt vữa - Method of grouting Có

Prepared grouting hole

Hình 1.9 - Sơ hoa quá trình phun vita thân coc

1.3 Nhận xét chương

e Các nghiên cứu của các tác giả trên thé giới đã chứng minh rang biện phápphun vữa áp lực cao dọc thân cọc giúp cải thiện đáng kế sức kháng ma sát, đặc biệthiệu quả cao đối với lớp đất cát, do đó sức chịu tải của cọc được gia tăng đáng kê

e Suc chịu tải các cọc được phun vữa gần như không có hiện tượng suy giảmtheo thời gian Vi vậy, có thé rút ngăn chiều sâu thiết kế cọc, giúp giảm giá thành

e Trong thực tế, việc tính toán hàm lượng vữa phun và áp lực phun tùy theocông nghệ thi công mà chưa xét đến loại đất và trạng thái của đất Đây là hạn chếcủa phương pháp này nên gây khó khăn và phức tạp trong việc đánh giá định lượng.

CHUONG 2: CO SO LY THUYET XAC DINH SUC CHIU

TAI CUA COC DO TAI CHO DUOC XU LY BANGPHUONG PHAP PHUN VUA AP LUC CAO

Co so ly thuyét được dùng tinh toán xác định sức chịu tai cọc đồ tại chỗ có vàkhông có phun vữa áp lực cao xung quanh thân cọc được áp dụng băng phươngpháp giải tích và được kiểm tra bằng phương pháp thí nghiệm nén tĩnh hiện trường.2.1 Xác định sức chịu tai của cọc đồ tại chỗ bằng phương pháp giải tích

Sức chịu tải của cọc có thể được xác định bằng biểu thức sau [7], [8]:QO, =2,+Q, (2.1)Trong do:

Q, =|z,d¿=U.S)q,l, (2.2)

0

Q,=A,4q, (2.3)Sức chiu tai cho phép của cọc:

Nước 7 - =|| Chuyển vị tương đối ; Ca VỊ wong fx

9s giữa coc va đất ũ giữa cọc vã dất

s, (hay Z ) s„ (hay Z„„}

a) Đất binh thường b) Đất giảm yếu khi biến dạng lớn

Hình 2.1 - Biểu đô thể hiện các thành phần kha năng chịu tai cua cọc [9][10]

2.1.1 Sức chịu tai doc trục của cọc theo chỉ tiêu co học của dat nềna Sức kháng mii don vị q,

Phương pháp Terzaghi:Phương pháp cô điển nhất ước lượng sức chịu mũi do Terzaghi va Peck dénghị sử dụng các công thức bán thực nghiệm, được phát trién trên cơ sở các côngthức sức chịu tải của móng nồng, với sơ đồ trượt của đất dưới mũi cọc tương tự nhưsơ đồ trượt của đất dưới móng nông [7] [9] [10]

q, =13cN, +7D,N,+046/R,N, cho cọc tròn (2.5)

gq, =13cN,+yD,N, +0.47B,N, cho cọc vuông (2.6)

Cac hệ sô sức chịu tai N,, Ng, Nv được Terzaghi dé nghị như sau:

Các giá trị Nc, Nq, va Ny có thé tham khảo và tra theo góc ma sát trong củađất theo hình sau

1000

“ˆ-bế^

ng100 = ——

& 10 —

kí —= ===

2 =¡3 Na wt

[7] [9], [10]

Đối với sức chịu tai don vị của phan dat năm dưới đáy các móng sâu và móngcọc, công thức có xét đến hình dạng và chiều sâu chôn móng thường được diễn tảdưới dạng:

4,=q,=cN +ạN, (2.8)

Sức chịu tải cực han đất nền ở mũi cọc có thé viết dưới dạng:

Q,=A,g, =4,(cN.+4N,) (2.9)

Phương pháp Meyerhof dé xuất các hệ số N ; N, nhằm xác định sức chịu tai ở

mũi cọc Trong đất nền, đặc biệt là cát, thành phân sức chịu tải này gia tang theoẦ K ° + & L L

chiêu sâu chôn coc trong lớp dat chịu lực va dat cực han khi ti sô ——= (=)

Với:L, - chiêu sâu cọc căm trong dat tot.D - là cạnh cọc ở độ sâu mũi cọc.

reer _—~t

ean ~—-.m†-xa—~>~ bmn tm, ^.4 Dak nck ha ah cac lh rik, a,

—Ặ eaeeraenweeaeee eens hn.— ` ` ee ee Fe ee ee eee sl el

Poe rate Prt tan, Arntong reo doting tm, Priam fear Tae Ta Ta Tana ann ava n——

OOO ONS ra

Tan smnamenamisamnsamenamianmne.m hàn TT TA TA TA Y^OOOO ONS th ener ier ay iy Sayan aya ie ar Saye eae

ONO tN tt ee ee eee eee ee

a pet ete ——

TK In TA TA TA ena

~^ a a a ena ain Pg ea ein

a a —Seen

TA = ee= nee BRAS DAT YÊU2£22

a nà nh mu tim su lu nà ins man Tá vay la, sao 2025724

^^

rn en -~—ˆ—^~^—"—^.oO

ee ingyen ning Maplin fa A a el ny a a a a nm

ba —.—_—_—Y PS” no aaa dated ¬—-r - a- ra nara han han

lu ảnh mà ga mm gửi, tạ mm ga bh mà, sh mm nh ba mm sờ Teen ma vo sả sa ae sửa va gual sa, on sáo sa sa si

công thức g, =eN,+4MN, với N,, N, được xác định theo biểu đồ hình 2.4.

Meyerhoff cũng dé nghị giá trị giới hạn cho sức kháng mũi cọc như sau:

_ 1000 16800

ai i ' I I 1 ỉ ! 1 1

Bill i 1 i Ị 4 1 Ị ! ‹ 'cl i a a ! i) % 1 ' i 1 1

ti 1 4 a 1 I ! 1 1 I 1 Iba i= E2—=F===r—~— oy Regt [tae aa ot el il he acres Hepact catia a! Pare

‘wal i 1 f i 1 1 \ i 1 ifo | 1 I ' a 1 1 i} H ii i

4 a i i 1 i 1 ! I apea Ne ee De ee a i fick eee Dn ee Te ee be ee es Wate1 i ‡ i 1 i t Ủ

1 i Ù 1 4 | 1# ' 1 1 Í i + i)

al a ‡ 1 i i 4 i iae le nn ee ee ee =—m‡n——m Pet be = Pe eee ob ~ b8 pe _

g & si 1 a a I L ii i ' i a * i

! fi 1 i \i fi i a I t

i T t l t 1 1

H i} L i lì

a x ra ¿ ba ee Rẻ Ea k5 bựcFi 4 ! 1 i i 1 i

eT 4 f | t 1 |oo bee howe bebo ooo = trì i 3 i 1 1 I a 1oe eee bee " a

! 1 1 T Ỷ a

I ` i 1 i

1 i t LÍer ad rye 1+“ +- n.+^ Stic Ci

i ' ‘ i i c 'a1 1 I ! i Ỳ Í L

bth 1 i 1 1 iseeks de deena be k—==-L—

Hình 2.5 - Sức kháng mũi don vị giới hạn (Meyerhof 1976/1981)

Theo TCXD 205-1998: Móng cọc- Tiêu chuẩn thiết kếĐôi với các loại đât dính :

Trong đó cụ là sức chong cat không thoát nước của dat nên dưới mỗi cọc

Đối với các loại đất rời :

Ip = Ngơ, (2.13)

Trong do:Ø”„ là ứng suất hữu hiệu tai mũi cocÑ„ là hệ sô sức chịu tải mũi cọc được tra theo biêu đô

1000

3 — : ` - góc ma sát trong củađất trước khi hạ cọc

Hình 2.6 - Biểu đô tra Ng theo góc ma sát trong cua dat [7], [12]

b Sức khang ma sat đơn vị q,

e Phương pháp xác định theo chỉ tiêu cường độ- _ Công thức tổng quát [13]

Thanh phan q, có thể xác định băng cách tính tích phân lực chống cắt đơn vi q,của đất - cọc trên toàn bộ mặt tiếp xúc của cọc và đất, lực chống cắt nay cho bởibiểu thức quen thuộc của Coulomb:

f, =c, +ơ,tsgÈ, =c, + Ko, ted, (2.14)

Trong do:ca - lực bám dính giữa cọc va đấtœ - góc ma sát giữa cọc va đấto, - Ứng suat phap tuyén hữu hiệu tại mat bên của cọc, tính theo công thức

ơ, =K,ơ, =K,yz (2.15)

Với K, - hệ số áp lực ngang

Bang 2.1 - Gid iri K, theo B.J Das [7]

K, (cat chặt trungLoại cọc Da K, (cat chat)

binh)

Coc thép 20° 0,5 1,0

Coc bé tong 3/40 1,0 2/0Coc nhồi 3/4o 0.5 0.5Cọc gỗ 2/30 15 4,0Theo tiêu chuẩn TCXD 205-1998, mối quan hệ giữa K,tg@, và góc ma sáttrong của đất ø được thé hiện qua biểu đồ [12]

1,6

- W 1- Cọc đóng= 1.2 2- Coc ep

Bang 2.3 - Hệ số áp lực ngang K,tg@, theo loại cọcp =o, (góc ma sat trong K;tZ Qacủa đất trước khi hạ cọc) | Coc đóng Cọc ép Cọc nhôi

32 04 0,2 0,133 05 03 0,12534 0.6 04 0,1535 0,75 0,45 0,236 0.9 0.5 0.2537 1,0 0.6 0.3

- Theo Touma và Reese (1974) [14]

Touma va Reese dé nghị phương pháp xác định sức kháng ma sát trong dat cátnhư sau

q; = K,o, tan (2.16)Ở đây :

Ks = 0.7 nếu Dy < 7.5m.Ks = 0,6 néu 7,5m< Dụ < 12m.Ks = 0.5 nếu Dụ> 12m

Trong đó D,, là chiều sâu chôn cọc trong lớp đất cát chịu lực.Giá trị giới hạn của sức kháng ma sát được Touma va Reese (1974) dé xuất là0 ,24Mpa.

Theo KulhawyMột phương pháp khác nhằm xác định luc ma sát f, đất cát với mặt bên củacọc được Kulhawy đưa ra có dạng:

ds = Ø„K§ (=) tan ¢ al (2.17)

Trong do:K, =(I—sinø')OCRỶ"? (2.18)ơ; - ứng suất hữu hiệu thăng đứng tại điểm tinh fs

Ty số ø,/@ được Kulhawy dé nghị cho cọc khoan nhdi trong đất cát là 1,0và giá trị “/, là năm trong khoản từ 2/3 — 1.

° Phương pháp œ

Phương pháp này xác định sức kháng ma sát đơn vị dựa trên sức chống cắtkhông thoát nước của các lớp đất xung quanh thân cọc Công thức được thé hiệnmột cách đơn giản như sau :

d; = aS, (2.19)Trong do :

S,, la sức chồng cat không thoát nước.œ- hệ số điều chỉnh lực bám dính giữa đất và cọc từ lực dính của thí nghiệmkhông cô kết không thoát nước

Theo TCXD 205 — 1998 [12] thì ứng với cọc khoan nhồi:a =0,3+0,45 cho sét dẻo cứng

œ =0,5+0,8 cho sét dẻo mềm.Trị số ac, có giá trị giới han là 100 kPa

Theo Chen và Kulhawy [14]

Đối với đất nhóm 1, là các loại đất hat mịn yếu cho đến cứng gôm đất sét vàđất bụi có tính dẻo, S,, < 250 kPa, khi cọc có đường kính từ 0,7 — 1,8m, đất khôngquá yéu(S, = s0cPa ), Chen và Kulhawy cho rang:

1,5m đầu tiên: a =01d (m) cuối cùng: a =0Doan cọc giữa con lại: a =0.55 nếu S„<1.5 bar.a = 0.55 —0.1(Sy-1.5) nếu 1.5bar <S,<2,5 bar (2.20)

0.40-0.50 0.38 eee eames TẾ0.50-0.60 0.35 ne

0.60-0.70 0.33 ae va ang

0.70-0.80 0.32 một đường kinh cọc i

0.80-0.90 0.31 ar is f }

>0.90 Treat as Rock Coc thang Coc loe

Hình 2.8 - Các thành phan không xét trong tinh toán cọc đồ tại chỗNêu bỏ qua các điêu kiện trên thì tác giả đề nghị:

a =0,29+0.19S, trường hợp cọc chịu nén (2.21)

a =031+0175S, trường hợp cọc chịu kéo (2.22)

1.0i | dadinh- |

—_———~ L@- a es ae 4

06 STIG hat min

ar bo C2 ed Sell ee oe @|

04 Ƒ ðo 1 ro} rà 0.2 ESseerteererdeeekree TT.

®:gG:r-:::::+-0 l7 te -) | i ahs i | 1o Lai | ij jf | | as0 10 15 20 25 30 4.0 5.0

S3 (ban)

Hình 2.9 - Hệ số a(Chen và Kulhawy)e Phuong pháp p

Theo Reese va O’ Neill (1988) [12]Suc khang bén don vi cuc han cua doan coc trong đất cát là giá trị nhỏ hơntrong hai giá tri sau:

ds = B.o'y (2.23)

qs< 2kG/ cm” ~200kPa , (2.24)

B=(15-7,7x10° Vz) (2.25)

và Ø phải nam trong khoảng 0,20 đến 1,2Ở đây:

Neo — kết quả thí nghiệm SPT, được chuẩn hóa theo 60% năng lượng hữuích

min(Nso.15)- giá trị nhỏ nhất giữa hai giá trị: Neo và 15;Theo FWHA 1999, đối với loại đất là cát sỏi hoặc sỏi , hệ số Ø được điềuchỉnh lớn hơn theo biểu thức dưới đây:

ds = B.o'y (2.26)ø0=[2.0- 0.15z””) (2.27)Và Ø phải nam trong khoảng 0,25 đến 1.80

e - Xác định sức chịu tải coc khoan nhéi dựa vào kết quả thí nghiệm xuyêntiêu chuẩn SPT

Việc ước lượng sức chiu tải cọc có thể được tính toán căn cứ vào các thínghiệm xuyên bao gồm SPT, thí nghiệm xuyên tĩnh, hoặc thí nghiệm nén ngangPressuremeter Trong luận văn chi tập trung dé cập đến các phương pháp tính toándựa trên kết quả thí nghiệm SPT, thường được áp dụng

Công thức của Reese va Wright (1977)

Sức chịu tải cực hạn của cọc là [10], [11]:

QO, =Q, +Q, =4,-A, +4,-A, (2.28)

Q, Y,— 2.29

7g Fs (2.29)

Trong đó:Với N< 53: q;= 2,8 N (kPa) ,Với 53 < N < 100: gq, = 0.21 (N - 53) + 150 (kPa)Với N < 60: gp = 64 N (kPa)

Với N > 60: gp = 3800 (kPa)FS,=2,5+3: Hệ số an toàn sức chống mũiFS.=2+ 2,5: Hệ số an toàn sức kháng bên

Cong thức của Nhật Bản [13]

|

0,=5 (aN, A, + (0,2N,L, +CL,)U}, (KN) (2.30)

Trong do:N, là chỉ số SPT đưới mũi cocNs là chỉ số SPT của lớp cát bên thân cọcL„ là chiều dai đoạn cọc nam trong lớp đất sétL là chiều đài đoạn cọc năm trong lớp đất cátU là chu vi coc

œ là hệ số phụ thuộc vào phương pháp thi công, với coc nhéi a = 150Theo TCXD 195-1997 [13]

Sức chịu tai cua cọc trong dat roi:

O,=0,+0,=A,f,+A4,9, =U> fil: +A,4, (2.31)

Loại đât Hệ sô K, Trị sô cực hạn của qc (Mpa)

Cat sỏi 14 7,0Cat hat tho, trung 1,1 55Cat hat min 08 4.0

f, =0,018N(0,1Mpa): Cho cọc trong cat thô, cát trung không dùng dung

dich bentonite

f, =0,03N +0,1(0,1Mpa): Cho cọc trong cát thô, cát trung dùng dung dich

bentoniteN: Chi s6 SPT trung binh doc than coc, xac dinh giống như wtheo côngthức

Sức chịu tải cho phép cua cọc trong dat dính và đất roi:QO, =15NA, +(L5N,L + 4.3N,L, )Q-W, , (KN) (2.33)LS: Chiều dài coc trong phan đất rời,

Le: Chiều dài cọc trong phan đất dính

sau :Suc kháng ma sát thân cọc:

q¿= K.N (kPa) (2.34)N là trị số SPT

K là hệ số phụ thuộc vào loại đất và cọc có hoặc không có phun vữa, cụ thểnhư sau :

Đối với đất sétCoc thông thường : với K = 4,0 + 4,8 tri giới hạn là 150 (kPa)Đối với đất cát

Coc thông thường : với K = 3,0 + 4,0 tri giới han là 170 (kPa)Sức kháng mĩi cọc:

Up = K,.N (kPa) (2.35)

Trong do :K, = 150 cho đất là cuội sỏip

điều kiện địa chất tại khu vực thành phô Hỗ Chí Minh.= 45 cho đất là cát hoặc sét Đây là giá trị thường được sử dụng đối vớiN: Số SPT trung bình của đất trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên mũicọc Nếu N > 60, khi tính toán N lay N = 60, nếu N >50, thì lay N = 50.Hệ số an toàn trong công thức xác định sức chịu tải dọc trục cho phép của cọckhoan nhồi được lay như sau:

- Đối với thành phan sức kháng ma sát hông: 2.0 — 3,0- _ Đối với thành phan sức kháng mũi: 3,0

2.2 Dự đoán kha năng chịu tai của cọc đồ tại chỗ được phun vữa áp lực caodọc theo thân cọc bằng phương pháp bán kinh nghiệm

M Stocker và các công sự (1983) [4] đã tiễn hành thu thập các dữ liệu thínghiệm trên các cọc khoan nhỏi có đường kính 1000 mm - 1500 mm, và 570 mm -900 mm có và không có áp dụng biện pháp phun vữa Kết quả phân tích cho thấyrằng, trong các lớp đất dạng hạt rời, sức kháng ma sát dọc thân cọc được huy độngtại độ lún 20mm đối với các cọc thông thường đường kính 570 mm-900 mm daođộng từ 150- 200 kPa.

ion] 15690 900 900

nhoi aa)

Hình 2.10 - Sức kháng ma sát được huy động trên cọc khoan nhôi có và không

có phun vữa áp lực cao tại độ lún 20mm trong lớp đất rời.Trong khi đó, trong điều kiện địa chất và chuyền vị tương tự, sức kháng ma sátdọc thân cọc đối với các cọc có xử lý bằng biện pháp phun vữa là cao hơn hăn, daođộng từ 250 - 400 kPa.

Độ lún = 20 mm

309

+

Ma sát 200 ;cọc

(kN/m°) seo L s 2 of

Pigone0 =

ý 1300 | 600 709

-(mm 1| 1800| 1000 | 1399 909

Coc khoan Phun vữa

nhôi

Hình 2.11 - Sức kháng ma sát được huy động trên cọc khoan nhôi có và không

có phun vữa áp lực cao tại độ lún 20mm trong lớp đất dính.Stocker cũng đã phân tích các kết quả thí nghiệm tương tự trong các lớp đấtdính Các kết quả phân tích cho thấy sức kháng ma sát được huy động trên các cọckhoan nhỗi thông thường tại độ lún 20mm dao động từ 50 - 200 kPa Trong khi đó,trên các cọc được phun vữa là từ 180 — 270 kPa Biện pháp phun vữa giúp gia tăngđáng kế sức kháng ma sát doc thân cọc trung bình từ 1,5-3,0 lần so với các đối vớicác cọc thông thường.

Hamza và Ibrahim (2000) [5] đã tiến hành thí nghiệm thử tải trên các cọckhoan nhồi tiết diện tròn và cọc khoan nhéi đều được phun vữa than va mỗi coc.Các kết quả thí nghiệm cho thấy răng, đối với cả 2 loại cọc trên, sức kháng ma sátcủa phân lớp cọc được phun vữa năm trong lớp cát tăng lên 1,5 lần so với phânđoạn không được phun vữa trong lớp địa chất tương tự

Littlechild, Plumbridge, and Free (1998) [2], dựa trên việc phân tích kết quảthử tải tĩnh của 20 cọc tròn thí nghiệm được phun vữa thân cọc của dự án BERTSvới chiều sâu từ 35m -55m tại Thái Lan, tác gia rut ra các kết luận sau:

e «Doi với các lớp đất sétThành phần sức kháng ma sát đơn vị dọc thân cọc thông thường (không phunvữa) trong các lớp đất sét năm trong phạm vi khoảng 30 - 150 kPa Tuy nhiên, đốivới các cọc phun vữa thân cọc băng áp lực cao, giá trị này là cao hơn đáng kế, nămtrong khoảng từ 150 - 320 kPa.

Công thức xác định thành phan sức kháng đơn vi cho các loại đất dính theophương pháp a có thé phát biểu:

qạ= ac, (2.36)Trong đó :

œ là hệ số lực dính

Cu là cường độ chịu cắt không thoát nước

Các kết qua phân tích của tác giả cho thay rang, trong các lớp đất sét, hệ sốa = 0,5 cho cọc thông thường, va a = 1,0 đôi với các cọc có phun vữa.

350 = h

| plain Lii

300 |— gshaft grouted

& 250=3 :

= : œ=1.0= ia 200 > ————

o 50 100 150 200 250

Cường độ chịu cat không thoát nước — C„ (kPa)

Hình 2.12 - 7zơng quan giữa Cu — q, trong lớp đất sét cua cọc thông thường

và cọc được phun vữaNếu các gia tri cường độ chịu cắt không thoát nước Cụ được ước lượng dựavào tương quan của giá trị này với chỉ số SPT, theo Stroud (1988): C, = 5N (kPa)thì ta có thé nhận được biéu thức :

Đối với các cọc thông thường: g, = 2.5 N (kPa)Đối với các cọc được phun vữa : g =5 N (kPa)

350 T +— tri

F |nplain m300 |}— gshaft grouted

Hình 2.13 - 71zơng quan giữa chỉ số SPT — q, trong lớp đất sét cua cọc thông

thưởng và cọc được phun vữae Pdi với các lớp đất cát

Các kết quả cho thấy răng sức kháng ma sát trong lớp cát của các cọc đượcphun vữa than cọc dao động từ 150 kPa — 300 kPa, lớn hơn từ 1,5 — 2,0 lần so vớicác cọc thông thường, với phạm vi từ 65 kPa — 170 kPa.

350 - :Dplain |

900H gshaftgrouted —w- Em= 260 snoncleaonoes No Vecmaners rrecmals

+ oO

Zz © 50"

0 `

250 300 350 400 450 500 550 600 650 700

Ứng suất đứng hữu hiệu - ø°y (kPa)

Hình 2.14 - 7ơng quan giữa q,— 0’, trong lớp đất cát của cọc thông thường

và cọc được phun vữa.Hình trên thể hiện sự tương quan giữa sức kháng ma sát và ứng suất hữu hiệuđôi với các cọc thí nghiệm thông thường và cọc được phun vữa Sức kháng ma sát

hau như không phụ thuộc vào ứng suât hữu hiệu, khi ứng suât hữu hiệu đôi với cáccọc thông thường từ 300 kPa trở lên, và đối với các cọc được phun vữa là từ 450kPa trở lên.

350

-lplain ả i

300 }igshaft grouted

= a= 250 a ,

Hình 2.15 - 7ơng quan giữa N — q, trong lớp đất cát của cọc thông thường

và cọc được phun vữa.Hiện tượng ứng suất hữu hiệu nhỏ hơn 450 kPa xuất hiện sự trễ của sứckháng ma sát được huy động khi chưa đạt đến gia tri cực hạn là 260 kPa đối với cáccọc phun vữa có thể được giải thích là do sự gia tăng chiều sâu tới hạn của các loạicọc nay Với giá trị giới han sức kháng ma sát lớn hơn đòi hỏi chiều sâu tới han củacác cọc phun vữa là sâu hơn so với các cọc thông thường.

Khi các lớp đất cát đạt chỉ số SPT từ 27 đến 60, thì sức kháng ma sát gần nhưđạt cực hạn, hay nói một cách khác là giá tri này hầu như không còn phụ thuộc vàogiá trị SPT khi chỉ số SPT đạt lớn hơn 27

Nhu vậy, theo phương pháp ÿ:ds = Bo'y (2.37)Đối với các cọc phun vữa giá trị B = 0,55 là có thé sử dung, tương ứng với trigiới hạn của suc kháng ma sát là từ 260 kPa — 300 kPa.

Plumbridge va các cộng sự (2000) [16] đã tiễn hành phân tích các kết quả thửtải tĩnh trên các cọc thí nghiệm thuộc dự án của Tập đoàn đường sắt Kowloon —Canton (KCRC) , Hồng Kông Thông tin các cọc thí nghiệm được tổng hợp lại nhưtrong bảng sau:

Bang 2.5 - Bang thông tin cọc thí nghiệm — Du án KCRC

PhunCọc thí Kích Chiều dày vữa

Loại cọc Loại dat , SPT

nghiệm thước lớp địa chât thân

CỌC

Tròn YCS1 ` CDG/HDG | 39m - 51m | 125 - 200+ | Không

-khoan nhoi

08 CDG 27m - 45m 20-55 KhôngXx

YUL2 ` 12m Rhyolite 14m - 32m 20 - 54 Có

khoan nhoiTròn - Nguôn gốc | 7.5m-20m] 15 -65+ CóTSW2L v 12m

khoan nhôi từ đá sét | 20m - 30m | 65-200+ | Có

Ghi chú :CDG là loại đất có nguén gốc từ granite bị phong hóa, phân rã hoàn toanHDG là loại đất có nguồn gốc từ granite bị phong hóa nặng

Kết qua phân tích sức chịu tải va các thành phan sức kháng huy động được tácgiả phân tích trên các cọc thử như sau:

Bang 2.6 - Thong kê các các gid trị hệ số tính toán được phân tích ngược.SPT trung SPT trung

Cọc thí f, dp2 binh f£/N bình qp/NÑ

nghiệm NÓ) (kPa) No (kPa)

YCS2 160 220” 14 200+ 2000 *7 10

40 145 36YCS2a

95 205 +” 22 148 2300 ©? 16

32 115 36YCS3R

125 210 1.7 200 2640 ”’ 13YUL2 34 190 56 125 3700 ©? 30

40 55 L4TSW2L

130 170 13 160 5000 >30Ghi chú: (1): Trong vung duoc phun vữa

(2): Tại mỗi cọc(3): Chưa đạt tới cực hạnCác kết quả nghiên cứu, phân tích tại dự án KCRC nay hoan toàn phù hợp vớicác nghiên cứu của các tác giả khác Stocker (1983), Lui (1993), Littlechild và cáccộng sự (1998) Các kết quả nghiên cứu của Plumbridge và các cộng sự (2000) [16]một lần nữa khắng định khả năng cải thiện thành phần sức kháng ma sát dọc thâncọc khi được phun vữa áp lực cao trong các loại đât cát và sét.

250

A ằ

Š 200L

ES — ° lễ Ki

‘So ° f= = 100 $ fe’ hoi e KORG: - có phun vừa

‘ss xy 0 9 Câu xoay - có phun vira

) A Câu ngoạm - khong phun

Hình 2.16 - So sánh sức kháng ma sát thân coc với các cọc khoan nhôi khác

đã được thí nghiệm ở Hong Kông

© RCO 4 bertonte (plan)A Gab 4 ROD 4 water (pen)© By hers (ráv0

Hình 2.17 - So sánh sức kháng ma sát thân cọc với các cọc thi nghiệm thông

thường ở Hong KôngDương Minh Trí và Phạm Quốc Dũng, công ty Bachy Soletanche Việt Nam [6]

Bang 2.7 - Thong tin các cọc barrette thi nghiệm do BSV đã thi công tại Việt

Nam

Chiêu Tải` Tải

Chiêu | Kích dài trọng

Phun vữa trọngDự án sâu thước giam wư thí

(m) (m) thân cọc | thiệt kê ohm m ma sat nghiệm

(KN) )

(m) (KN)

Toa nha TBP02 43 10x28 184 Có 19000 28500

Saigon Bl 44 12x28 - - 10600 21200M&C B2 44 06x28 - - 7650 15300

Toa nha

TBPI 46 08x28 - Có 12000 30000Emerald

TNBR 43 06x28 - Có 8400 25200Golden

TSGBSquare 415 | 0,6x2.8 - Có 13000 26000

R

Vincom TPI 58 08x28 46 Có 9200 29600

Tower— TP2 58 06Sx28 26 - 11950 30640

Khôi B

Le Meridien | TNBR | 575 | 0x28 - - 18000 36000

TNBR

| 40 06x28 - - 10000 30000New Pearl

TNBR

6 50 08x28 - - 18200 27300Vincom

Tower— TP 58 06Sx28 45 Có 9100 29600Khối A

Sunrise city- | TP3 80 15x28 - - 11000 27500Khéi W TBP3 52 10x28 - Có 12000 30000Sunrise city-

„ TSGP2 70 10x28 - Có 14500 29000Khôi V

Đối với các lớp đất cát, các kết quả phân tích cho thấy rằng sức kháng ma sátđược huy động phân bố trong phạm vi từ 30 kPa - 170 kPa cho các cọc thôngthường, trong khi đó đối với các cọc được phun vữa thân cọc là từ 70 kPa — 300kPa Như vậy có thé thay rằng trong các lớp cát, biện pháp phun vữa thân cọc giúpcải thiện sức kháng ma sát từ 1,5 — 2,5 lần

400Q2 Ww©

Sức khang ma sat - q, (kPa)

@ PhunviraA Thông thường y= 7.9x

~~ Phun vừa~ ~ Thông thường a

B Phun vữaA Thông thường

aoe - Phun vữa ke:

= š Thông thườngŠ 500

Qua các kết quả nghiên cứu, các tác giả kết luận và khuyến cáo các hệ số đượcdùng dé ước lượng sức chịu tải của cọc thông qua chỉ số SPT như sau :

Sức kháng ma sát thân cọcq, = K.N (kPa) (2.38)Trong đó:

N là chỉ số SPT.K là hệ số phụ thuộc vào loại đất và cọc có hoặc không có phun vữa.Đối với đất sét

Coc thông thường : K = 4,7 tri giới han là 150 (kPa)Coc được phun vữa K= 8,0 với tri giới hạn là 270 (kPa)Đối với đất cát

Coc thông thường : K = 5,0 tri giới hạn là 170 (kPa)Coc được phun vữa K = 8,0 tri giới hạn là 300 (kPa)Hạn chế nghiên cứu trên là giá trị sức kháng ma sát được huy động thu thậpđược hau như chưa phải là sức kháng ma sát cực hạn có thé huy động trong các lớp

địa chất Nguyên nhân chủ yếu là do sự hạn chế về khả năng gia tải trên đầu cọctrong các thí nghiệm thử tải tĩnh.

2.3 Xác định sức chịu tải của cọc đồ tại chỗ theo thí nghiệm thứ tinh tải hiệntrường

Các kết quả xác định sức chịu tải dọc trục của cọc từ các thí nghiệm hiệntrường là căn cứ vững chac dé xác định sức chịu tải của cọc và kiểm chứng với kếtquả tính toán băng các phương pháp lý thuyết ban dau

° Phương pháp thử tải tinh băng hệ đối trọng ngoàiPhương pháp thử tải tĩnh xác định khả năng chịu tải của cọc tương ứng với đấtnên cụ thể tại địa điểm xây dựng Trong thí nghiệm, cọc được gia tải từng cấp đếngiá trị tải trọng bang 1,5 - 3,0 lần tải trọng thiết kế bằng hệ đối trọng ngoài Tươngứng với từng cấp gia tải, xác định độ lún đầu cọc Căn cứ vào biểu dé thé hiện mốiquan hệ giữa tải trọng tác dụng va độ lún của cọc chúng ta có thể xác định được khảnăng chịu tải của cọc thông qua một giá tri độ lún giới hạn hoặc sự gia tăng độ lúnmột cách đột ngột.

Ưu điểm:- Két quả chính xác- Quy trình thử tải là tương đối đơn giản, phương pháp nay khá phố biếnNhược điểm:

- Giá thành thực hiện thí nghiệm tương đối cao so với các thí nghiệm thử theophương pháp động, thời gian thí nghiệm kéo dài.

- Khó khăn bố trí thiết bị đối với các công trường có diện tích mặt bằng tươngdoi nhỏ.