Xác định khả năng chịu tải an toàn của cọc khoan nhồi trong điều kiện vừa xét tính chất phân tán không gian của số liệu địa chất vừa thỏa một giá trị định trước của độ tin cậy

Bài viết đề xuất cách xác định khả năng chịu tải (KNCT) an toàn Qa của cọc khoan nhồi đường kính trung bình, nhưng không phải bằng cách theo thông lệ là lấy Qgh chia cho hệ số an toàn (HSAT) như quy định bởi tiêu chuẩn, mà xác định với phương thức riêng, có xem xét sự phân tán của số liệu theo chiều sâu và theo không gian của khu vực thi công.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CƠNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(126).2018, Quyển 61 XÁC ĐỊNH KHẢ NĂNG CHỊU TẢI AN TOÀN CỦA CỌC KHOAN NHỒI TRONG ĐIỀU KIỆN VỪA XÉT TÍNH CHẤT PHÂN TÁN KHÔNG GIAN CỦA SỐ LIỆU ĐỊA CHẤT VỪA THỎA MỘT GIÁ TRỊ ĐỊNH TRƯỚC CỦA ĐỘ TIN CẬY DETERMINING ALLOWABLE BEARING CAPACITY OF MEDIUM BORED PILE WITH CONSIDERING BOTH SPATIAL DIVERSITY IN SOIL PROPERTIES AND A TARGET INDEX OF RELIABILITY Dương Hồng Thẩm1, Dương Tấn Tài2 Trường Đại học Cơng nghệ Sài Gòn; tham.duonghong@stu.edu.vn Cty cổ phần Đầu tư Xây dựng Hưng Long Phát; duongtantai07@gmail.com Tóm tắt - Bài báo đề xuất cách xác định khả chịu tải (KNCT) an toàn Qa cọc khoan nhồi đường kính trung bình, khơng phải cách theo thông lệ lấy Qgh chia cho hệ số an toàn (HSAT) quy định tiêu chuẩn, mà xác định với phương thức riêng, có xem xét phân tán số liệu theo chiều sâu theo không gian khu vực thi công cọc, đặc biệt lấy theo giá trị định trước độ tin cậy Bằng cách mơ số cọc đơn, tính tốn chiều sâu biến động  (scale of fluctuation), cơng thức hồi quy giúp tính tốn KNCT an tồn thiết lập Kết quả, KNCT có xét tính phân tán thỏa độ tin cậy định trước phản ảnh tốt so sánh với kết nén tĩnh cọc thực tế cơng trình Thành phố Hồ Chí Minh Abstract - This article suggests a procedure for determining bearing capacity of medium bored pile Qa not in traditional way by applying a safety factor divided by ultimate bearing capacity Qu as required by regulation but in a specific way when spatial diversity in soil properties and a given index of reliability are both taken into account By modeling the number of single piles, computing the scale of fluctuation and the correlation factors between these scales among boreholes, a regression formula of allowable bearing capacity is established These findings on allowable bearing capacity considering spatial diversity in soil properties and a target reliability index reflect better than those of actual site static load tests for construction sites in Ho Chi Minh City Từ khóa - khả chịu tải cho phép; cọc khoan nhồi; khoảng dao động; hệ số tương quan theo chiều sâu; số độ tin cậy mục tiêu Key words - allowable bearing capacity Qa; bored pile; scale of fluctuation; correlation factor; target index of reliability Đặt vấn đề Khi thiết kế công trình chịu tải lớn, người ta hay dùng cọc khoan nhồi Với ưu điểm KNCT lớn, mật độ thấp, hàm lượng thép không cao không gây chuyển vị đất rung động tạo cọc, cọc khoan nhồi giải pháp khả thi lựa chọn Tuy nhiên, thực tế với đường kính cọc lớn, tiêu chí xác định khả chịu tải an toàn cho cọc thường lấy theo số bé inch 2,5% D (De Beer, 1972) tương ứng với độ lún cọc đơn 1% D (theo Budhu đề nghị) để huy động hoàn toàn khả kháng mũi chuyển vị lớn Vì vậy, vấn đề sức chịu tải chủ yếu ma sát hông Đây tổn thất thứ cho loại cọc tiềm Hình Sự biến động thơng số lý hố khoan (Zhe Luo and C Hsein Juang, 2012) Khái niệm khoảng biến động (scale of fluctuation, tính mét) đưa Vanmarke (1977, 1983) Chamnari, RJ Dodaran, RO (2010) Lý thuyết độ tin cậy áp dụng vào ước tính khả chịu tải cọc khoan nhồi Tổng quát, tổng khả chịu tải cọc khoan nhồi đường kính lớn theo công thức (Zhe Luo C Hsein Juang, 2012): n Hình KNCT cọc khoan nhồi chủ yếu ma sát hông (Zhe Luo and C Hsein Juang, 2012) Ngồi ra, q trình tìm kiếm nguồn cung cấp cho KNCT cọc, địa chất thay đổi theo độ sâu hố khoan, đồng thời xu hướng thay đổi khơng đồng hay tương tự hố khoan khác nhau, dẫn đến việc lượng giá KNCT chênh lệch nhiều g ( ) =   Di li N i + 9.5 Dn2 N n / (1) i =1 Trong đó, g ( ) : Mơ hình khả chịu tải cọc  : Các tham số đầu vào không chắn N n : Chỉ số SPT-N lớp đất n xung quanh Dương Hồng Thẩm, Dương Tấn Tài 62 mũi cọc (2D mũi cọc, 4D từ mũi cọc tính lên) Di : Đường kính cọc lớp đất thứ i - li : Chiều dài cọc lớp đất thứ i N i : Trung bình SPT lớp đất Trong công thức (1), giá trị N i N n thường khó xác định xác, tham số đầu vào mơ hình khơng chắn ký hiệu:    = N , N , , N n , N n Trong mơ hình khơng chắn dự báo khả chịu tải cọc, hệ số liên hệ mơ hình  áp dụng mơ hình dự báo sau: y =  g ( ) Trong đó, y khả chịu tải thực cọc Nghĩa là, sau dự báo (dựa vào kết phân tích nhiều liệu tốt để có hệ số biến thiên trung bình có tính xác suất), hiệu chỉnh gần tuyến tính tiến hành để có KNCT thực Với lần thử nghiệm, biến ngẫu nhiên ban đầu Xi xác định theo: X i = F −1  ( ni )  Bước 1: Xác định biến đầu vào gồm c’,  '  sat , E, - Bước 2: Xác định giá trị trung bình, hệ số biến thiên biến đầu vào - Bước 3: Cho biến giá trị đầu vào thay đổi với bước X1 thay đổi theo biến, biến lại khơng thay đổi - Bước 4: Mô khả chịu tải cọc phần mềm Plaxis 3D Foundation, xác định khả chịu tải cho phép giới hạn cọc - Bước 5: Xét phân tán không gian đất theo chiều sâu Bước xét phân tán đất, tính khoảng biến thiên  , tương quan có ý nghĩa rõ rệt,  mối quan hệ hai trung bình độ sâu lỗ khoan hay quan hệ khả chịu tải ma sát hơng với mũi cọc Thực bước tính cho 10 hố khoan Cuối có liệu, dùng chương trình excel phân tích hồi quy đa biến, có phương trình dự báo khả chịu tải cho phép cọc với biến có dạng tổng quát sau: (2)  ( ni ) hàm phân phối tích lũy chuẩn normal Giả thiết thông thường R (kháng tải, khả chịu tải) S (tải trọng) hai biến độc lập phân bố normal, giá trị trung bình độ lệch chuẩn tương ứng  R ,  R S ,  S Và hàm Z = R-S phân bố normal, với Z =  R + S  Z =  R2 +  S2 Xác suất phá hủy viết: p f = P ( Z  0) =  −  ( z −  z )2  exp − dz 2 Z2  2 z  Chỉ số độ tin cậy  định nghĩa theo phương trình sau: =  − S Z = R Z  R2 +  S2 Mơ hình tính toán 3.1 Độ biến thiên lớp đất Trong báo này, tác giả giới thiệu tổng quan dự án thực Riverside, số 623 Quốc lộ 13, phường Hiệp Bình Phước, quận Thủ Đức, Thành phố Hồ Chí Minh Trong cọc khoan nhồi thiết kế cho dự án đường kính 1m, dài 65m có tải trọng thiết kế 6.000 kN Phương pháp tính yêu cầu xác định khả chịu tải cho phép cọc khoan nhồi dựa độ tin cậy có xét đến phân tán không gian đất theo độ sâu hố khoan độ biến thiên theo nhiều hố khoan Có bước để thực phương pháp nghiên cứu cho hố khoan, bước trình bày cụ thể với cách tính kết Hình Trình tự tính tốn Mục tiêu cần kiến lập công thức: Qa = f (đất, mức độ biến thiên, chuẩn , Qgh) Trình tự tổng quát phương pháp độ tin cậy là: Bước 1: Xác định biến đầu vào Có biến đưa vào để xem xét phân tán, biến vật lý, biến tính, là: Bảng Các biến địa chất Biến đầu vào Tên biến Dung trọng ướt  sat Mô-đun đàn hồi E Lực dính c’ Góc ma sát  ' X1 X2 X3 X4 ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(126).2018, Quyển - Bước 2: Xác định giá trị trung bình, độ lệch chuẩn, hệ số biến thiên biến đầu vào Dựa vào số liệu địa chất sử dụng phương pháp thống kê, đặc trưng lý lớp đất có giá trị trung bình hệ số biến thiên thể Bảng Số liệu thực địa chất dẫn theo nghiên cứu có cơng trình Riverside, số 623 Quốc lộ 13, phường Hiệp Bình Phước, quận Thủ Đức, Thành phố Hồ Chí Minh (Diệp, 2016) Lớp 1: Bùn sét, xám xanh đen, trạng thái chảy; Lớp 2: Cát pha, xám đen, trạng thái dẻo; Lớp 3B: Sét pha, xám trắng, trạng thái dẻo mềm; Lớp 4: Cát pha, xám trắng, trạng thái dẻo; Lớp 5: Sét pha, xám trắng, trạng thái dẻo cứng; Lớp 6: Cát pha lẫn sạn, trạng thái dẻo; Lớp 7: Sét, vàng - xám trắng, trạng thái cứng ’ c (kN/m ) o  () ' Độ sâu (m) 12,8 22,4 32,5 42,7 44,8 76,6 90,2 Bề dày lớp (m) 12,8 9,6 10,1 10,2 2,1 31,8 13,6 Mơ hình Loại Undrained Cọc Nonporous kN/m3 14,6 19,6 19,5 20,1 19,9 20,2 20,5 24 kN/m3 14,7 19,8 20,6 20,5 20,1 20,4 20,9 - Eref kN/m2 2.678 18.008 10.785 14.872 54.900 62.635 36.258 2,90E+07 - 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 C’ kN/m2 13 6,3 28,8 7,3 35,4 9,8 36,7 - (°) 29,2 21,4 28,1 25,1 30,7 23,3 - 20,5 (°) 0 0 0 - - 1 1 1 1  sat (kN/m3) 14,8 2.678 13 20,5 19,6 19,6 18.008 6,3 29,2 3B 19,5 20,5 10.785 28,8 21,4 20,1 20,5 14.872 7,3 28,1 18.008 7.376 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 20,2 20,5 62.635 9,8 30,7 20,5 20,7 36.258 36,7 23,3 14,6 14,7 2.678 13 20,5 19,6 19,9 18.008 6,3 29,2 3B 19,5 20,4 10.785 28,8 21,4 20,1 20,4 14.872 7,3 28,1 18.008 7.357 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 20,2 204 62.635 9,8 30,7 20,5 21 36.258 36,7 23,3 14,6 14,6 2.678 13 20,5 19,2 19,8 18.008 6,3 29,2 3B 20,0 20,7 10.785 28,8 21,4 20,1 20,3 14.872 7,3 28,1 17.981 7.299 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 20,2 20,3 62.635 9,8 30,7 20,5 20,9 36.258 36,7 23,3 14,5 14,5 2.678 13 20,5 19,4 19,7 18.008 6,3 29,2 20,0 20,6 10.785 28,8 21,4 20,1 20,6 14.872 7,3 28,1 18.267 7.165 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 0,005 20,2 20,2 62.635 9,8 30,7 20,5 20,8 36.258 36,7 23,3 0,068 13 0,105 14,6 14,7 2.624 13 20,5 0,137 19,6 19,8 17.474 6,3 29,2 3B 20,0 20,6 10.785 28,8 21,4 20,1 20,5 15.388 7,3 28,1 18.019 7.242 c (kN/m ) 20,5 (kN/m ) 19,8 0,013 E (kN/m2) 18.008 0,197 c’ (kN/m2) 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 6,3 0,109  ' (o) 20,2 20,4 57.452 9,8 30,7 29,2 0,1 20,5 20,9 35.577 36,7 23,3 20,5 0,015 14,6 14,7 2.705 13 20,5 0,231 19,6 19,8 16.941 6,3 29,2 0,129 3B 20,0 20,6 10.392 28,8 21,4 20,1 20,5 14.872 7,3 28,1 18.057 7.357 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 (kN/m3) E (kN/m ) ’ c (kN/m )   sat 14,6 2.678 ’  sat Qa (kN)  ' (°) 14,7 Qult (kN) E (kN/m )  sat GTTB  Hệ số biến thiên C.O.V Tham số 0,048 3B Bảng Hệ số biến thiên lớp đất hố khoan Lớp đất 0,087 23,4  sat E c’ Trường Lớp  unsat ' hợp đất (kN/m3) (kN/m3) (kN/m2) (kN/m2) (°) LE (Đàn hồi tuyến tính) Mohr Coulomb 36,7 Bảng Số 24 trường hợp tổ hợp số liệu tính tốn Loại vật liệu Lớp Lớp Lớp 3B Lớp Lớp Lớp Lớp 63 Bước 3: Cho biến giá trị đầu vào thay đổi với bước X1 thay đổi theo biến, biến lại khơng thay đổi (Bảng 4) Bảng Số liệu địa chất hố khoan Diễn giải ' (°) (kN/m3) 14.872 7,3 28,1 0,06 20,4 0,018 20,2 20,4 65.226 9,8 30,7 E (kN/m2) 62.635 0,276 c’ (kN/m2) 20,5 20,9 34.896 36,7 23,3 9,8 0,314  ' (°) 14,6 14,7 2.678 13 20,5 30,7 0,113 19,6 19,8 18.543 6,3 29,2 20,0 20,6 9.999 28,8 21,4 20,1 20,5 14.355 7,3 28,1  sat (kN/m3) E (kN/m2) 20,9 0,016 3B 36.258 0,125 17.943 7.165 Dương Hồng Thẩm, Dương Tấn Tài 64 10 11 12 13 14 15 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 3B 20,0 20,6 10.785 28,8 25,1 20,2 20,4 62.635 9,8 30,7 20,1 20,5 14.872 7,3 28,4 20,5 20,9 36.939 36,7 23,3 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 14,6 14,7 2.650 13 20,5 20,2 20,4 62.635 9,8 29,7 19,6 19,8 18.008 6,3 29,2 20,5 20,9 36.325 36,7 23,3 3B 20,0 20,6 11.178 28,8 21,4 14,6 14,7 2.678 13,0 20,9 20,1 20,5 13.839 7,3 28,1 17.981 7.318 19,6 19,8 18.008 6,3 28,4 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 3B 20,0 20,6 10.785 28,8 24,9 20,2 20,4 60.043 9,8 30,7 20,1 20,5 14.872 7,3 28,1 18.286 7.108 20,5 20,9 36.258 36,7 23,3 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 14,6 14,7 2.678 12,6 20,5 20,2 20,4 62.635 9,8 31 19,6 19,8 18.008 6,3 29,2 20,5 20,9 36.325 36,7 23,1 3B 20,0 20,6 10.785 29,2 21,4 20,1 20,5 14.872 7,1 28,1 17.981 7.318 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 20,2 20,4 62.635 9,5 30,7 20,5 20,9 36.325 36,7 23,3 14,6 14,7 2.678 12,8 20,5 19,6 19,8 18.008 6,2 29,2 3B 20,0 20,6 10.785 28,8 21,4 20,1 20,5 14.872 7,4 28,1 17.981 7.299 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 20,2 20,4 62.635 30,7 20,5 20,9 36.325 36,2 23,3 14,6 14,7 2.678 13,2 20,5 19,6 19,8 18.008 6,1 29,2 3B 20,0 20,6 10.785 28,4 21,4 20,1 20,5 14.872 7,3 28,1 18.000 7.261 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 20,2 20,4 62.635 10,2 30,7 20,5 20,9 36.325 35,8 23,3 14,6 14,7 2.678 13 20,5 19,6 19,8 18.008 6,4 29,2 3B 20,0 20,6 10.785 27,9 21,4 20,1 20,5 14.872 7,2 28,1 18.000 7.395 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 20,2 20,4 62.635 9,8 30,7 20,5 20,9 36.325 37 23,3 14,6 14,7 2.678 13 20,5 19,6 19,8 18.008 6,3 29,5 3B 20,0 20,6 10.785 28,8 24,7 20,1 20,5 14.872 7,3 27,9 18.286 7.261 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 20,2 20,4 62.635 9,8 30,7 20,5 20,9 36.325 36,7 23,5 14,6 14,7 2.678 13 20,1 19,6 19,8 18.008 6,3 29,2 3B 20,0 20,6 10.785 28,8 25,3 20,1 20,5 14.872 7,3 27,6 18.286 7.166 19,9 20,1 54.900 35,4 25,1 20,2 20,4 62.635 9,8 30,2 20,5 20,9 36.325 36,7 23,4 14,6 14,7 2.678 13 20,7 19,6 19,8 18.008 6,3 28,8 16 Giá trị trung bình: 18085 7265 Bước 4: Mô khả chịu tải cọc phần mềm Plaxis 3D Foundation xác định khả chịu tải cho phép giới hạn cọc Khả chịu tải cho phép xác định lực làm cho cọc có độ lún 1%D (theo Muni Budhu, khả chịu tải giới hạn cọc xác định lực làm cho cọc có độ lún 2,5 cm (Wang cộng sự, 2011a) Hình Mơ hình Plaxis 3D cọc khoan nhồi Bước 5: Xét phân tán không gian đất theo chiều sâu: Trong hố khoan, thông số biến thiên đoạn ký hiệu di D Hình Sự biến thiên góc ma sát hố khoan - Với d1 = 8m, d2 = 8m, d3 = 10m, d4 = 8m, d5 = 22m d= 18.286 7.146  di = (8 + + 10 + + 22 ) = 8.96 ( m ) i =1 ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(126).2018, Quyển Phạm vi biến thiên: phương trình hồi quy với số liệu quan sát Ta có phương trình dự báo khả chịu tải cho phép cọc sau:  = 0.8d = 0.8  8.96 = 7.17 ( m ) Qa = 5158 − 732312 + 67,3 + 641, cov c ' Hệ số giảm chiết lượng trung bình khơng gian:  ( D1 ) =  7.17    65   65   − + exp  −     = 0.104  65   7.17  7.17    7.17   ( D2 ) =   2   ( D12 ) = 2     7.17 − + exp  − 7.17   = 0.837     7.17    67   67   − + exp  −     = 0.101  67   7.17  7.17   Hệ số tương quan hai trung bình khơng gian uD1 uD2 là: u D 1u D = 67  0.101 − 652  0.104 − 2  0.837 = 0.143  65   0.323  0.915 - Chỉ số độ tin cậy mục tiêu xét theo khả chịu tải cho phép cọc lấy 2,6 (Zhe Luo and C Hsein Juang, 2012) Chuẩn hóa số độ tin cậy mục tiêu cách chia cho số độ tin cậy cọc theo khả chịu tải giới hạn cọc (lấy trung bình KNCT an tồn từ 7.265 kN xuống Ptk= 6.000 kN) Q = gh Q − P gh  tk Qgh = + Ptk = 18085 − 6000 1402 + 02 = 86.3 T 2.6 = = 0.03 Q 86.3 gh  : chuẩn hóa số độ tin cậy từ số độ tin cậy mục tiêu số độ tin cậy Qgh Thực bước cho hố khoan 1, 2, 4, 5, 6, 7, 8, 11 14 Kết tính tốn thể Bảng - Bước 6: Tổng hợp hệ số biến thiên thông số lớp đất, khả chịu tải cho phép giới hạn cọc Bảng Tổng hợp kết 10 hố khoan HK Qa (kN) 12  Cov c’ COV  ' COV E  Qgh(kN) 6.943 0,198 11,6 0,538 0,752 0,526 0,022 16.114 6.739 0,145 7,3 0,69 0,293 0,639 0,016 17.268 7.265 0,143 8,9 0,619 0,388 0,397 0,03 18.085 6.715 0,141 7,1 0,3 0,578 0,687 0,016 17.231 6.863 0,647 0,301 0,04 16.912 6.717 0,169 9,1 0,362 0,52 0,555 0,023 16.182 6.294 0,202 0,354 0,484 0,483 0,016 16.264 0,2 11,8 0,199 12 6.967 0,2 11,8 0,289 0,614 0,122 0,039 16.715 11 6.560 0,2 11,8 0,323 0,211 0,381 0,011 16.833 14 6.556 0,196 11,4 0,225 0,568 0,021 16.839 0,36 65 Kết liệt kê Bảng đưa vào lập phương trình hồi quy tuyến tính để xác định Qa hàm mức biến thiên không gian (spatial variation) thỏa độ tin cậy mục tiêu định trước Kết nghiên cứu khảo sát 4.1 Khả chịu tải an toàn Từ kết phân tích hồi quy cơng cụ Excel, thấy giá trị R = 0,915 R2 = 0,838 cho thấy phù hợp + 459, cov  ' − 345,3cov E + 10550  T + 0, 09Qgh Đây khả chịu tải an toàn cọc đường kính trung bình (đường kính từ D = m đến 1,5 m) tương ứng với địa chất khu vực Thành phố Hồ Chí Minh So sánh kết tính từ phương trình hồi quy nhỏ phương pháp tính khác, đáp ứng yêu cầu ban đầu (tải trọng cho phép 6.000 kN cho trước có xét tính phân tán không gian thỏa độ tin cậy mục tiêu 2,6) Kết hoàn toàn phù hợp với kết nén tĩnh Bàn luận Mơ hình xét 24 =16 trường hợp toán theo số lượng để giải được, phương pháp mơ lấy số bậc tự (3-1) số biến giá trị tiêu cần phân hạng thành cấp độ (Bảng 4) Xét phân tán không gian 10 hố khoan (Bảng 4) theo chiều sâu (hố khoan 3) có tính tiêu biểu, nhằm minh họa thuật toán, đối chiếu kết nén tĩnh mà hố khoan có số liệu Việc đưa vào số biến nhiều hồn tồn làm gia tăng quy mô giải (trong địa tầng lớp, xét cấp độ giá trị tiêu biến, quy mơ tốn lên đến 81, tức tăng lần) Kết luận Khả chịu tải an tồn cọc tính theo mơ hình lấy Qgh chia cho HSAT theo TCVN 10304-2014 lớn kết quả mơ hình dự báo theo độ tin cậy mơ hình độ lún 1%D Budhu Theo khơng đạt độ tin cậy mục tiêu 2,6 (tức lớn sức chịu tải an tồn cho trước 6.000 kN) Có thể thấy, khả chịu tải cho phép cọc khoan nhồi độ lún 1%D theo Muni Budhu có giá trị gần với mơ hình dự báo nên đáng tin cậy Vì vậy, từ nay, tính khả chịu tải an tồn cọc nên xét tính phân tán liệu theo chiều sâu, mức khoảng biến thiên (scale of fluctuation) hố khoan biến thiên hố khoan Thêm vào đó, yếu tố độ tin cậy mục tiêu (ở báo chọn bé, 2,6) có ý nghĩa lớn hệ số an tồn cơng thức xác định khả chịu tải cho phép cọc khoan nhồi, theo khả chịu tải điều chỉnh theo chiều hướng giảm bớt, tức nghiêm khắc Bài báo trình bày thể thức xác định khả chịu tải an tồn có điều kiện tiến tới cấp độ chi tiết hơn, cần phát triển TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] AbdelSalam, Baligh, El-Naggar, “A Database to Ensure Reliability of Bored Pile Design in Egypt”, Proceedings of the Institution of Civil Engineers - Geotechnical Engineering, Vol 168, Issue 2, April 2015, pp 131-143 [2] Chamnari RJ, Dodaran RO, “New Method for Estimation of The Scale of Fluctuation of Geotechnical Properties in Natural Deposits”, Journal of Computational Method in Civil Engineering, Vol 1, No 1, 2010, pp 55-64 [3] Chun-Feng Zhao, Chao Xu and Chun-Mao Jiao, Reliablity Analysis on Vertical Bearing Capacity of Bored Pile Determined by CPT Test, International Conference on Computational Science, 2007, pp 1197-1204 Dương Hồng Thẩm, Dương Tấn Tài 66 [4] Dương Hồng Thẩm, Nghiên cứu ảnh hưởng không chắn số liệu tốn động học móng đến biến dạng cơng trình xung quanh, Hội thảo khoa học Khoa Xây dựng Điện lần thứ V, Trường Đại học Mở Thành phố Hồ Chí Minh, 2014 [5] Dương Tấn Tài, Ước tính khả chịu tải cho phép cọc khoan nhồi sử dụng mô Plaxis kết hợp với lý thuyết độ tin cậy, Luận văn thạc sỹ, Trường Đại học Mở Thành phố Hồ Chí Minh, 2017 [6] Jie Zhang, Limin Zhang and Wilson H Tang, “Reliability Based Design of Pile Foundations Considering Both Parameter and Model Uncertainties”, Journal of GeoEngineering, 4(3), 2009, pp 119-127 [7] J Y Ching, H.-D Lin and M.-T Yen, “Reliability-Based Code Calibration for Axial Ultimate Bearing Capacities of Single Bored Pile in Taipei Basin”, Journal of Mechanics, 25(4), 2009, pp 389-400 [8] Hồ Quang Diệp, Nghiên cứu tính tốn sức chịu tải cọc khoan nhồi theo tiêu chuẩn TCVN 10304:2014 Eurocode 7, sở so sánh với thí nghiệm nén tĩnh, Luận văn thạc sỹ, Trường Đại học Mở Thành phố Hồ Chí Minh, 2016 [9] Lê Thanh Tòng, Ứng dụng mơ hình hồi quy đa biến (MLR) để ước lượng chi phí xây dựng cho cơng trình trường học Long An, Luận văn thạc sỹ, Trường Đại học mở Thành phố Hồ Chí Minh, 2016 [10] L M Zhang, D Q Li, W H Tang, “Reliability of Bored Pile Foundations Considering Bias in Failure Criteria”, Can Geotech J, 42, 2005, pp 1086-1093 [11] L M Zhang, D Q Li, W H Tang and Hon, “Impact of Routine Quality Assurance on reLiability of Bored Pile”, Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 132(5), 2006, pp 622-630 [12] Muni Budhu, Soil Mechanics and Foundation, 3rd Edition, 2010 [13] Nguyễn Thời Trung, Giáo trình độ tin cậy kết cấu cơng trình, 2015 [14] Sadaf Qasim and Indra Harahap, “Probabilistic Analysis of Malaysian Bored Piles”, International Journal of Civil and Structural Engineering, 3(2), 2012, pp 380-395 [15] Yong-Hong Miao and Jie Yin, “Reliability Assessment on Prediction of Pile Bearing Capacity”, ICE, 167, 2014, pp 272-279 [16] Zhe Luo and C Hsein Juang, “Efficient Reliability-Based Design of Drilled Shafts in Sand Considering Spatial Variability”, Journal of GeoEngineering, 7(2), 2012, pp 59-68 (BBT nhận bài: 27/11/2017; hoàn tất thủ tục phản biện: 03/3/2018) ... Budhu, khả chịu tải giới hạn cọc xác định lực làm cho cọc có độ lún 2,5 cm (Wang cộng sự, 2011a) Hình Mơ hình Plaxis 3D cọc khoan nhồi Bước 5: Xét phân tán không gian đất theo chiều sâu: Trong hố khoan, ... hệ số an tồn cơng thức xác định khả chịu tải cho phép cọc khoan nhồi, theo khả chịu tải điều chỉnh theo chiều hướng giảm bớt, tức nghiêm khắc Bài báo trình bày thể thức xác định khả chịu tải an. .. an toàn cho trước 6.000 kN) Có thể thấy, khả chịu tải cho phép cọc khoan nhồi độ lún 1%D theo Muni Budhu có giá trị gần với mơ hình dự báo nên đáng tin cậy Vì vậy, từ nay, tính khả chịu tải an