1
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO
TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI
NGÔ CHÂU PHƯƠNGPHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG VÀ CƠ SỞ XÁC
ĐỊNH CÁC HỆ SỐ SỨC KHÁNG CỌC KHOAN NHỒI MÓNG
MỐ TRỤ CẦU Ở KHU VỰC THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINHCHUYÊN NGÀNH: XÂY DỰNG CẦU HẦM
MÃ SỐ: 62.58.02.05.03
TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT
Hà Nội-2014
- Thư viện Đại học GTVT
1
MỞ ĐẦU
Bằng việc nghiên cứu, ứng dụng lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết
độ tin cậy trong lĩnh vực nền móng công trình, luận án đã đề nghị mô hình
xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trên cơ sở đặc
trưng thống kê của tỷ số giữa giá trị thực đo và giá trí dự tính của hai đại
lượng sức kháng (R) và hiệu ứng tải (Q). Từ đó, qua phân tích xác định đặc
trưng thống kê của đại lượng sức kháng dựa trên 24 bộ số liệu thí nghiệm
thử tải tĩnh nén dọc trục cọc khoan nhồi, thi công theo phương pháp ướt
(vữa sét) trong nền đất hỗn hợp loại dính và rời ở khu vực Tp.HCM, luận
án đã xác định được hệ số sức kháng cho bốn phương pháp tính toán sức
kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu theo điều kiện cường độ đất nền.
Lý do chọn đề tài luận án:
Công nghệ cọc khoan nhồi đã được sử dụng đầu tiên ở Mỹ (1890), trên
thế giới (1950) và ở Việt Nam (1990), nhưng lý thuyết tính toán lại phát
triển chậm hơn. Một trong những xu hướng hiện nay trên thế giới là nghiên
cứu những vấn đề mới về ứng dụng lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết
độ tin cậy để hiệu chỉnh lại hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ
cầu trên cơ sở đặc trưng thống kê của tỷ số giữa giá trị thực đo và giá trí dự
tính của hai đại lượng ngẫu nhiên sức kháng (R) và hiệu ứng tải (Q) từ các
dự án thực tế với số lượng đủ lớn. Các kết quả nghiên cứu đã từng bước
được sử dụng để cập nhật, bổ sung đưa vào các bộ tiêu chuẩn, chỉ dẫn thiết
2002 SHB -Part IV); 3) Phương pháp Reese&O'Neill (1988) và 4) Phương
pháp O'Neill&Reese (1999). Các vấn đề nghiên cứu về đặc trưng thống kê
tải trọng, hệ số sức kháng đỡ chung cho các loại nền đất, địa phương và
loại công trình khác cũng như hệ số sức kháng đỡ dọc bên thân cọc, mũi
cọc là những vấn đề lớn chưa thực hiện ở luận án này và được kiến nghị
cho hướng nghiên cứu tiếp theo.
Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài:
- Ứng dụng lý thuyết tiên tiến về phân tích thống kê và độ tin cậy, đề
nghị mô hình xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu
trên cơ sở đặc trưng thống kê của tỷ số giữa giá trị thực đo và giá trí dự tính
của hai đại lượng sức kháng (R) và hiệu ứng tải (Q);
- Luận án đã phân tích xác định đặc trưng thống kê của tỷ số giữa giá
trị thực đo và giá trị dự tính sức kháng; xác định hệ số sức kháng cho bốn
phương pháp dự tính sức kháng cọc khoan móng mố trụ cầu từ 24 bộ hồ sơ
thí nghiệm thử tải tĩnh cọc khoan nhồi trong nền đất loại đất hỗn hợp dính
và rời ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh và các số liệu vận dụng khác.
- Một số kết quả nghiên cứu của luận án có thể sử dụng làm tài liệu
tham khảo trong công tác nghiên cứu thiết kế và thi công đánh giá sức
kháng đỡ cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu ở khu vực thành phố Hồ Chí
Minh và có thể cho các vùng có địa chất tương tự.
3
Chương 1. TỔNG QUAN
1.1. Cọc khoan nhồi và ứng dụng trong xây dựng cơ sở hạ tầng
1.1.1. Khái niệm chung, đặc điểm kết cấu và công nghệ đặc trưng
Cọc khoan nhồi của móng mố trụ cầu (gọi tắt cọc khoan nhồi): Là một
bộ phận của móng mố, trụ cầu; được thi công bằng cách đổ bê tông tươi
trong lỗ khoan sẵn có hoặc không có cốt thép. Cọc khoan nhồi tiếp nhận
các tải trọng từ bệ móng rồi truyền sâu xuống đất nền xung quanh và mũi
cọc.
Phương pháp thiết kế theo LRFD là phương pháp thiết kế dựa trên độ tin cậy,
khi đó các hiệu ứng tải có hệ số riêng (Q
tk
) không được vượt quá các sức kháng
có hệ số riêng (R
tk
).
Qua phân tích lịch sử phát triển các triết lý thiết kế và tiêu chuẩn thiết kế
như theo ứng suất cho phép (ASD), tải trọng phá hoại (LSD; LFD), theo lý
thuyết độ tin cậy (RBD) và theo phương pháp các hệ số độ tin cậy riêng hay hệ
số tải trọng và hệ số sức kháng (LRFD), nhận thấy tính toán thiết kế móng
cọc khoan nhồi theo phương pháp LRFD là phương pháp tiên tiến, tin cậy
đã và đang được nhiều nước trên thế giới sử dụng.
1.3. Phân tích các công trình nghiên cứu xác định hệ số sức kháng cho
cọc khoan nhồi mố trụ cầu ở nước ngoài trên cơ sở đảm bảo độ tin cậy
1.4. Phân tích các công trình nghiên cứu ứng dụng LRFD và xác định
hệ số sức kháng trong tính toán thiết kế kết cấu công trình cầu ở Việt
Nam
1.5. Những vấn đề còn tồn tại
Một số tồn tại trong tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ 22TCN272-05 và
AASHTO LRFD 2012 (2007) được thể hiện ở Bảng 1.1.
Bảng 1.1. Thống kê một số tồn tại trong tiêu chuẩn thiết kế cầu thiết kế cầu
đường bộ 22TCN272-05 và AASHTO LRFD 2012 (2007)
Vấn đề tồn tại
22TCN272-05
AASHTO LRFD 2012 (2007)
Phương pháp dự tính sức
kháng đỡ cho đất dính và rời
05 phương pháp từ
- Công trình nghiên cứu về hiệu chỉnh hệ số sức kháng đỡ cho móng
sâu của nhóm tác giả Paikowsky và cộng sự (2004): Chưa đề cập đến hệ số
sức kháng của phương pháp O'Neill&Reese (1999), chỉ đề cập đến phương
pháp Reese&O'Neill (1988) cho điều kiện đất hỗn hợp cát và sét trên cơ sở
44 kết quả thử tải cọc khoan nhồi ở bang Florida.
- Liang (2009): Đã đề xuất hệ số sức kháng cho phương pháp
O'Neill&Reese (1999), nhưng chỉ đề xuất cho điều kiện đất cát, đất sét ở
Mỹ.
- Murad và cộng sự (2013): Đã đề xuất hệ số sức kháng cho phương
pháp O'Neill&Reese (1999) cho điều kiện đất hỗn hợp loại dính và rời ở
bang Louisiana&Mississipi trên cơ sở 34 kết quả thử tải cọc khoan nhồi,
nhưng có đến 26 giá trị ngoại suy kết quả thử tải tĩnh do chưa thử đến phá
hoại cọc.
- Trong nước vẫn chưa có công trình nghiên cứu nào liên quan đến
mục tiêu nghiên cứu của luận án này.
Từ các vấn đề tồn tại nêu trên, nghiên cứu sinh đề nghị mục tiêu, nội
dung và phương pháp nghiên cứu của luận án như mục 1.6 và 1.7.
1.6. Mục tiêu của đề tài
Nghiên cứu định lượng các yếu tố ảnh hưởng đến kết quả dự tính sức
kháng của bốn phương pháp dự tính sức kháng so với sức kháng thực tế
hiện trường của cọc khoan nhồi theo điều kiện đất nền ở khu vực Tp.HCM.
Có nghĩa là nghiên cứu xác định đặc trưng thống kê của tỷ số giữa sức
kháng thực đo và dự tính (biến gộp sức kháng, λ
R
);
Nghiên cứu cơ sở xác định hệ số sức kháng và đề nghị hệ số sức kháng
cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu theo điều kiện cường độ đất nền ở khu
vực Tp.HCM cho bốn phương pháp dự tính sức kháng.
1.7. Nội dung và phương pháp nghiên cứu
Nghiên cứu cơ sở xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố
quan đến xác suất sai lầm loại I và loại II.
Ví dụ xác định cỡ mẫu cho luận án: Với một số phương pháp dự tính
sức kháng đỡ cọc khoan nhồi chấp nhận sai số dự tính trung bình khoảng
50% (=1/FS, FS=2: hệ số an toàn) với khoảng tin cậy 0,95 (tức α=0,05) và
θ = 0,2. Các nghiên cứu trước cho biết độ lệch chuẩn của biến gộp kháng từ
0,27-0,74. Như vậy, hệ số ảnh hưởng là: ES = 0,5/0,74 = 0,456 và hằng số
C=7,85. Áp dụng công thức (2.1) để ước tính cỡ mẫu cần thiết cho nghiên
cứu:
Đối chiếu với khuyến cáo của Murad (2013), số cọc thử nghiệm tối
thiểu cho vùng nghiên cứu là ≥ 20 cọc. Như vậy, với 24 bộ hồ sơ thí
nghiệm thử tải tĩnh nén dọc trục cọc khoan nhồi ở khu vực Tp.HCM có thể
coi là đủ cơ sở tin cậy cho phân tích nghiên cứu nhằm đáp ứng mục tiêu
của luận án đề ra.
2.1.2. Phương pháp kiểm định phân phối xác suất phù hợp cho biến gộp
ngẫu nhiên
Qua phân tích, kiến nghị sử dụng phương pháp Shapiro-Wilk hoặc
Pearson chi-square (khi cỡ mẫu nhỏ hơn 50) với nguyên tắc: nếu phân phối
2
/2
22
()
/
zz C
n
( ) (ES)
αθ
εσ
+
= =
Hình 2.1. Hàm mật độ xác suất tích
lũy của biến gộp sức kháng
2.2. Phương pháp phân tích độ tin cậy
Khi phân tích độ tin cậy, xác suất sự cố công trình là điều kiện mà trạng
thái giới hạn đạt đến. Các hệ số điều chỉnh được lựa chọn để đảm bảo mỗi
trạng thái giới hạn có xác suất xảy ra sự cố rất nhỏ và chấp nhận được. Các
hàm mật độ xác suất của hiệu ứng tải (Q) và sức kháng (R) với giả định là
hai biến độc lập phân phối chuẩn (Hình 2.2). Biên độ an toàn hay hệ số an
toàn là sự khác biệt giữa R và Q, đại lượng định lượng cho sự an toàn là độ
tin cậy hoặc xác suất an toàn, P
s
:
P( ) P( - 0) ( )
s
P R Q G RQ
β
= > = = >=Φ
(2.2)
Xác suất sự cố: P
f
được tính như:
( )
P 0 1- 1 ( )
fs
PG P
β
Hình 2.2. Đồ thị các hàm mật độ xác suất phân phối chuẩn Hình 2.3. Đồ thị hàm mật độ
xác suất phân phối loga chuẩn
Nếu R và Q theo luật phân phối loga chuẩn thì quãng an toàn, G, được
xác định như sau (Hình 2.3):
G=ln(R)-ln(Q)=ln(R/Q) (2.5)
Khi đó, β được xác định là tỉ số giữa số trung bình loga,
G
và độ lệch
chuẩn loga, ξ
G
.
G
G
β
ξ
=
(2.6)
2.3. Các phương pháp xác định hệ số sức kháng đỡ dọc trục cọc
khoan nhồi mố trụ cầu
Luận án đã nghiên cứu 4 phương pháp xác định hệ số sức kháng cọc
khoan nhồi: Phương pháp phù hợp với hệ số an toàn của triết lý thiết kế
ứng suất cho phép (ASD); phương pháp mô men thứ cấp bậc nhất (FOSM);
phương pháp độ tin cậy bậc nhất (FORM); phương pháp Monte Carlo
(MCS). Sau khi phân tích ưu nhược điểm của 4 phương pháp này, kiến nghị
ϕ
R – (γ
D
Q
D
+γ
L
Q
L
)= λ
R
(γ
D
k+γ
L
)/
ϕ
- (λ
D
k+ λ
L
);
2. Lựa chọn các tham số thống kê của hiệu ứng tải thiết kế (Q) và các
hệ số tải trọng: đại diện là biến gộp tải tĩnh (λ
D
) và hoạt tải (λ
L
), được vận
dụng theo AASHTO LRFD.
4. Phân tích xác định hệ số sức kháng đỡ cọc khoan nhồi (
ϕ
) trên cơ sở
phân tích độ tin cậy theo phương pháp mô phỏng Monte Carlo với chỉ số độ
tin cậy mục tiêu cần thỏa mãn, β
t
;
5. Kiến nghị hiệu chỉnh hệ số sức kháng cho phương pháp tính toán.
Trình tự nêu trên được mô tả bằng mô hình như ở Hình 2.4.
Hình 2.4. Mô hình phân tích xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi
trên cơ sở đảm bảo mức độ chỉ số độ tin cậy mục tiêu
Đ
ị
ng kính c
ọ
c ho
ặ
c c
ọ
c b
ị
lún chìm)
Xác đ
ị
nh tr
ạ
ng thái gi
ớ
i h
ạ
n theo đi
ề
u ki
ệ
n đ
ấ
t
n
ề
n cho c
ọ
ị
nh đ
ặ
c tr
ư
ng th
ố
ng kê cho 2 bi
ế
n ng
ẫ
u nhiên (R: s
ứ
c kháng, Q: hi
ệ
u
ứ
ng t
ả
i thi
ế
t k
ế
):
Đ
ạ
i di
ệ
n cho R là bi
Xác đ
ị
nh λ
R
, là t
ỷ
s
ố
gi
ữ
a s
ứ
c kháng đ
ỡ
c
ự
c h
ạ
n
th
ự
c đo, R
td
và s
ứ
c kháng đ
ỡ
danh đ
)
và ho
ạ
t t
ả
i
(λ
L
)
theo
AASHTO LRFD
Phân tích, tính toán các đ
ặ
c tr
ư
ng th
ố
ng kê
(μ, σ, V) và ki
ể
m đ
ị
nh d
ạ
ng hàm m
ậ
t đ
ộ
ụ
c tiêu
,
β
t
(tham kh
ả
o AASHTO LRFD
:
β
t
=3,0)
Phân tính xác định hệ số sức kháng,
ϕ
theo
phương pháp Monte Carlo (MCS) hoặc phương
pháp độ tin cậy bậc nhất (FORM)
So sánh, đánh giá kết quả nghiên cứu hệ số
sức kháng với các kết quả nghiên cứu khác
11 Kiến nghị hiệu chỉnh hệ số sức kháng cho
cho ph
ương pháp dự tính sức kháng đỡ dọ
c
dọc trục theo điều kiện cường độ đất nền
Đánh giá chỉ
số độ tin cậy
của hiệu ứng tải trọng, kiến nghị vận dụng các đặc trưng thống kê và hệ số
khác theo quy định của chỉ dẫn thiết kế AASHTO LRFD như :
γ
L
=1,75,
λ
L
=1,15, V
L
= 0,18;
γ
D
= 1,25,
λ
D
=1,08, V
D
= 0,13, Q
D
/Q
L
=3. Trong đó:
λ
D
Cấu trúc địa tầng
thực tế
Lập mô hình (MH)
đất nền
MH đất nền cho
thiết kế CKN
D
và V
L
là hệ số biến
thiên của tĩnh tải và hoạt tải; tỷ số Q
D
/Q
L
là tỷ số giữa tĩnh tải và hoạt tải.
3.2. Các yếu tố bất định ảnh hưởng đến sức kháng cọc khoan nhồi
Các yếu tố bất định ảnh hưởng đến dự tính sức kháng cọc khoan nhồi
cần được phân tích khi xác định hệ số sức kháng cho phương pháp dự tính
để đảm bảo độ tin cậy yêu cầu, được chia làm bốn nhóm chính: 1). Sự đa
dạng, bất thường của cấu trúc địa tầng; 2). Các sai số đo (đo đạc, khảo sát,
thí nghiệm các tham số đặc trưng của vật liệu, đất nền hay kết cấu); 3). Các
sai số mô hình và 4). Chất lượng điều hành dự án và kinh nghiệm xây dựng
(Theo Phoon và Kulhawy (1999), Paikowsky (2004)).
Để mô tả đặc tích chung của các yếu tố bất định này, có thể dùng biến
gộp ngẫu nhiên tương đối của sức kháng (λ
R
) như nêu ở Chương 2.
3.3. Phân tích lựa chọn phương pháp dự tính sức kháng cọc khoan nhồi
mố trụ cầu
Trên cơ sở tính phổ dụng của một số phương pháp dự tính sức kháng
cọc khoan nhồi ở Việt Nam và nước ngoài, kiến nghị chọn 4 phương pháp
dự tính sức kháng theo điều kiện đất nền như đề cập ở phạn vị nghiên cứu.
Các công thức tính toán sức kháng đơn vị mũi cọc, mặt bên thân cọc
khoan nhồi theo hai tiêu chuẩn này được giới thiệu tóm tắt trong Bảng 3.1
và Bảng 3.2.
0,8-0,9
0,31
>0,9
-
q
p
=N
c
S
u
≤4 (MPa), ở
đây:
6[1 0, 2( / )] 9
c
N ZD=+≤
,
với S
u
≥0,024MPa;
0,67*6[1 0,2( / )] 9
c
N ZD=+≤
với S
u
<0,024MPa
c
N ZD=+≤với S
u
≥0,024MPa;
0,67*6[1 0,2( / )] 9
c
N ZD=+≤
với S
u
<0,024MPa
2. Đất rời (đất cát, đất có thành phần hạt cát trên 50%)
'
0,19
v
s
q
βσ
= ≤
,
với 0,25≤
β
≤1,2
−
=−×
, với
N
60
≥15
3
60
(1, 5 7, 7 10 )
15
N
z
β
−
= −×
, với N
60
<15
q
p
=0,057N
60
, với
0,57N
60
≤50;
0.8
''
lún chìm (Hình 3.2).
Hình 3.2. Độ thị quan hệ tải trọng thử
và độ lún (xác định sức kháng cọc
khoan nhồi thực đo)
3.5. Phân tích đặc trưng thống kê cho biến gộp sức kháng cọc khoan
nhồi móng mố trụ cầu theo cường độ đất nền ở khu vực Tp.HCM
3.5.1. Khảo sát thu thập cơ sở dữ liệu thí nghiệm thử tải tĩnh nén dọc trục phục
vụ nghiên cứu
Kết quả khảo sát đã thu thập được 24 bộ hồ sơ thí nghiệm thử tải tĩnh nén
dọc trục cọc khoan nhồi (bao gồm cả
báo cáo khảo sát địa chất, địa hình; hồ
Bảng 3.2. Tóm tắt công thức tính sức kháng danh định đơn vị của cọc khoan nhồi
theo tiêu chuẩn TCXDVN 205-98 và JRA 2002-Part IV
Phương pháp của Nga trong TCXDVN 205-98
(viết tắt SNIP-205)
JRA 2002-Part IV
(viết tắt SHBP4-JRA02)
Sức kháng bên, q
s
Sức kháng mũi, q
p
Sức kháng bên,
q
s
Sức kháng mũi, q
p
q
p
= 3q
u
hoặc
=60N ≤ 9000(kPa)
2. Đất rời (đất cát, sỏi sạn, đất có thành phần hạt cát trên 50%)
15≤q
s
≤100(KPa),
tra bảng A2, với cát chặt vừa cho
thành phần hạt: thô-
vừa, mịn, bụi, nếu
trạng thái chặt thì q
s
tăng 30%; và
1m≤h
tb
≤35m
q
p
=0,75.
β
(
γ
1
'.d
p
.A
o
,
4 ≤h/d≤25 và 0,8≤d≤4m
q
s
=2N≤200(kPa)Đất cát, sỏi sạn:
q
p
=70N≤3000(kPa),
với N≥30;
Sỏi sạn cứng:
q
p
=5000(kPa), với
N≥50
13
sơ thiết kế, hồ sơ quản lý chất lượng thi công cọc) đáp ứng yêu cầu nghiên
cứu được thống kê ở Hình 3.3, Bảng 3.3 và Bảng 3.4 (Chi tiết xem Phụ lục 1).
Đặc điểm của bộ số liệu này là cùng phương pháp thi công cọc trong
vữa sét (công nghệ ướt); điều kiện địa chất tương đồng là đất hỗn hợp (dính
và rời): bùn sét, bùn cát, sét, sét pha, cát, cát pha (hình thành sức kháng
hông cho cọc là chủ yếu); nhưng khác nhau về kích thước (đường kính từ
1m-2m, chiều dài từ 25m-85m) và vị trí (Bảng 3.3).
Đặc điểm địa chất tại các nơi
thí nghiệm cọc này có thể xem là
PT3
PT2
PT1
PT5
PT12
PT19-PT21
PT23
TP HỒ CHÍ MINH
PT4
TỈNH ĐỒNG NAI
Huyện Cần Giờ
TỈNH LONG AN
TỈNH BÌNH DƯƠNG
Huyện Củ Chi
PT6
PT1
1
PT22
PT24-PT25
PT10
PT26-PT27
PT16-PT18
PT7-PT9
PT3
PT2
PT1
PT5
PT12
PT19-PT21
PT23
PT6
PT18-PT19
PT10
PT20-PT21
PT12-PT14
PT7-PT9
PT3
PT2
PT1
PT5
PT11
PT15-PT17
TP.HỒ CHÍ MINH
KÝ HIỆU TÊN CỌC
CT1
TP1NL
CT2
TPRC
CT3
TP02LG
CT4
TPCY
CT5
TPCTL
CT6
TPCTN
CT7
TPABCL
CT8
TPB1CL
Hình 3.3. Sơ họa 24 vị trí thí nghiệm thử tải
tĩnh cọc khoan nhồi ở khu vực Tp.HCM
Bảng 3.3. Thống kê đặc điểm của 24 cọc khoan nhồi thí nghiệm thử tải tĩnh
nén dọc trục
Tên
cọc
Địa điểm
C.dài/
Đ.kính,
L(m)/D(m)
Sức kháng
thực đo
(kN)
Đặc điểm địa chất
Phương
pháp thi
công
Nhóm
đất
Loại đất (thân/mũi)
Dự án Đại lộ Đông – Tây Tp.HCM, Quận 6, 8, 1 và 2: Từ CT1-CT9
CT1
Cầu Nước Lên, Km0+800
54,9/1,2
7.554
Dính
và rời
CT7
Cầu A&B, Cầu Vượt Nút
giao Cát Lái, Km21+300
38,1/1,0
5.572
Bùn sét, sét cát, cát sét /Cát sét lẫn sỏi
CT8
67,0/1,0
12.000
Sét hữu cơ, sét /Cát sét
CT9
58,8/1,2
14.760
CT10
Cầu Sài Gòn 2, Q.BT-Q2,
74,0/1,2
40.810
Bùn, cát sét, sét, cát sét, sét cát/Sét cát
Ướt
CT11
Cầu Cạn, Km7+958, Cao
79,3/2,0
16.346
Dính
Sét hữu cơ, sét /Cát sét
Ướt
14
Tên
Ướt
CT13
77,5/1,5 27.727
Bùn sét, cát sét, cát trung, sét bụi/Cát
bụi
CT14
75,4/1,2
19.672
Bùn sét, cát trung, sét bụi/Cát trung
CT15
Cầu cạn, LT: P13-39 _P13-
41, Metro số 1, Bến Thành-
Suối Tiên, Tp.HCM
26,7/1,0
6.428
Bùn sét, cát trung, sét bụi/Cát trung
Ướt
CT16
55,4/1,5 27.727
Cát mịn lẫn sỏi, sét lẫn sỏi, sét cát/Cát
bụi
CT17
46,8/1,2 17.942
Cát mịn lẫn sỏi, sét lẫn sỏi/Cát bụi-
trung
CT18
Cao ốc văn phòng, 152 Điện
Biên Phủ, Q.BT, Tp.HCM
85,0/1,5
22.171
thô/Cát
mịn-thô
Ướt
CT23
49,2/1,2
14.041
CT24
50,0/1,0
11.289
Bảng 3.4. Bảng tổng hợp số liệu khảo sát thu thập kết quả thí nghiệm thử tải tĩnh cọc
khoan nhồi ở khu vực Tp.HCM và so sánh với một số công trình nghiên cứu của tác
giả nước ngoài
Công trình
nghiên
cứu của:
Đặc trưng số liệu thu thập cọc thí nghiệm thử tải tĩnh
Địa chất/địa điểm n (cọ
c)
L(m) D(m) Rtd (kN)
Phương pháp thi
công/thử tải tĩnh
Luận án
Đất hỗn hợp dính
và rời/Tp.HCM
24 25-85 1-2 5.542-40.810
Ướt/Chất tải tĩnh
Liang
(2009)
Sét/Mỹ
theo 4 phương pháp nêu trên ứng với các số liệu khảo sát địa chất và kích
thước cọc thực tế; 2. Sức kháng thực đo (R
tdi
) là giá trị tải trọng thử tương
15
ứng với độ lún bằng 5% đường kính cọc hoặc tại tải trọng thử gây ra độ lún
chìm. Kết quả phân tích được thống kê ở Bảng 3.5.
Dùng phần mềm R để phân tích đặc trưng thống kê cho biến gộp sức
kháng này (số trung bình,
R
λ
, độ lệch chuẩn, σ
λR
, hệ số biến thiên, V
λR
) và
quy luật phân phối phù hợp. Kết quả phân tích đặc trưng thống kê được
trình bày trong Bảng 3.5 và Hình 3.4-3.7.
Kết quả nghiên cứu được tổng hợp so sánh với một số kết quả nghiên
cứu ở nước ngoài được trình bày ở Bảng 3.6.
Bảng 3.5. Thống kê sức kháng thực đo, danh định dự tính và đặc trưng
thống kê biến gộp sức kháng cọc khoan nhồi (λ
R
) theo 4 phương pháp dự
tính cho 24 cọc thí nghiệm thử tải tĩnh
Tên
cọc
C.dài/
Đ.kính,
λ
Ri
R
dti
λ
Ri
CT1
54,9/1,2
7.554
9.253
0,820
8.836
0,850
7.127
1,060
5.868
1,290
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
0,308
0,351
0,246
0,368
Hệ số biến thiên của λ
R,
V
λR
0,289
0,304
0,202
0,306
Dạng phân phối phù hợp nhất (phân phối
chuẩn hay loga chuẩn)
loga
P
s
=0,80
loga
P
s
=0,56
hợp p.phối chuẩn
P.phối chuẩn:
R
λ
=1,066;σ
R
= 0,308
P.phối loga chuẩn
μ
lnλ
=0,026
σ
lnλ
=0,278
K.định p.phối loga
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.80>0.05 phù
hợp p.p loga
— - Đường kỳ vọng
p.phối chuẩn.
o - Giá trị thực đo (lnλ)
16 Hình 3.5. Đồ thị hàm mật độ phân phối và kiểm định phân phối cho biến gộp sức
kháng,
λ
R
λ
σ
λR
V
λR
Phân phối
RO88-272: Reese&
O’Neill (1988)/
22TCN272-05
(AASHTO LRFD
1998)/
(Đất dính, rời)
Dính và
rời
Ướt (Vữa sét) 24
1,067
0,302
0,283
loga
Kết quả của
luận án
1,029
0,276
0,268
loga*
Sét và
(Shapiro-Wilk):
P
s
=0.18>0.05 ph
ù
hợp p.phối chuẩn
K.định p.phối loga
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.56>0.05
phù hợp p.p loga
P.phối chuẩn
R
λ
=1,153
σ
R
=0,351
P.phối loga
chuẩn
μ
lnλ
=0,099
σ
lnλ
=0,301
— - Đường kỳ vọng
p.phối chuẩn.
o - Giá trị thực đo (lnλ)
0,198
K.định p.phối chuẩn
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.01<0.05
không phù hợp
K.định p.phối loga
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.39>0.05 phù
hợp p.phối loga
P.phối chuẩn
R
λ
=1,203;σ
R
=0,368
P.phối loga
chuẩn
μ
lnλ
=0,146
σ
lnλ
=0,279
— - Đường kỳ vọng
1,026
0,60
loga
OR99-AL12:
O’Neill&
Resee (1999)/
AASHTO LRFD
2012/
(Đất dính, rời)
Dính và
rời
Ướt 24
1,155
0,356
0,308
loga
Kết quả của
luận án
1,076
0,316
0,294
loga*
Dính và
rời
Hỗn hợp 34
1,270
0,381
0,300
loga
Murad (2013)
R
) của bốn phương pháp dự tính sức kháng cọc
khoan nhồi như nêu trên đều tuân theo luật phân phối loga chuẩn (Kiểm
định xác suất phù hợp với luật phân phối loga theo Shapiro-Wilk đều có
P
s
>0,05). Trong đó, phù hợp nhất với phân phối loga là của phương pháp
SNIP-205 (vì có xác suất phù hợp lớn nhất: P
s
=0,997), kế đến là của
phương pháp RO88-272 (P
s
=0,8) và sau cùng là của phương pháp SHB4-
JRA02 (P
s
=0,39) (Bảng 3.5 và các Hình 3.4-3.7);
Giá trị trung bình (
R
λ
) của biến gộp sức kháng của phương pháp SNIP-
205 lớn nhất (
R
λ
=1,215), kế đến là phương pháp SHB4-JRA02
(
R
λ
=1,203) và nhỏ nhất là phương pháp RO88-272 (
R
λ
ảnh hưởng đến hệ số sức kháng cọc khoan nhồi mố trụ thông qua đặc trưng
thống kê của biến gộp ngẫu nhiên tương đối sức kháng đỡ.
Qua kết quả phân tích, đánh giá và lượng hóa đặc trưng thống kê của
các yếu tố ảnh hưởng đến hệ số sức kháng cọc khoan nhồi theo điều kiện
cường độ đất cho 4 phương pháp nêu trên (RO88-272, OR99-AL12, SNIP-
205, SHB4-JRA02) có thể kết luận như sau:
- Đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng (
λ
R
, tỉ số giữa sức kháng
thực đo/sức kháng dự tính) đã phản ánh đầy đủ tất cả thuộc tính bất định
của các yếu tố ảnh hưởng đến kết quả dự tính đại lượng sức kháng cọc
khoan nhồi theo điều kiện cường độ đất nền. Với mỗi phương pháp dự tính
cũng như mỗi dạng địa chất sẽ có đặc trưng thống kê khác nhau;
- Kết quả nghiên cứu về đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng
cọc khoan nhồi theo điều kiện cường độ đất nền bước đầu góp phần làm cơ
sở xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi cho điều kiện địa chất là loại
đất hỗn hợp dính và rời ở khu vực Tp.HCM thi công cọc theo phương pháp
ướt (vữa sét) cho bốn phương pháp như ở Bảng 3.7.
Bảng 3.7. Bảng tóm tắt đề xuất đặc trưng thống kê của các yếu tố ảnh hưởng
đến hệ số sức kháng cọc khoan nhồi theo điều kiện cường độ đất nền
Tên biến thống kê (Biến
gộp, λ)
Đặc trưng thống kê
Ghi chú
Phân phối
λ
(
ln
λ
ị
trung bình
(
ln
λ
) và độ lệch chuẩ
n
(σ
lnλ
) của phân phối loga.
RO88-272 (Reese&O’Neill
(1988))
loga
1,067 (0,026)
0,302 (0,278)
0,283
loga*
1,029 (-0,006)
0,276 (0,263)
0,268
OR99-AL12 (O’Neill&Reese
(1999))
loga
1,155 (0,099)
0,356 (0,301)
0,308
loga*
1,076 (0,032)
0,316 (0,288)
0,294
Hiệu ứng tĩnh tải, λ
D
loga
1,080 (0,069)
0,140 (0,129)
0,130
Hiệu ứng tĩnh tải, λ
L
loga
1,150 (0,124)
0,210 (0,179)
0,180
Hệ số tĩnh tải, γ
D
=1,25; hệ số hoạt tải, γ
L
=1,75; tỷ số tĩnh tải (D) trên hoạt tải
(L), D/L=3.
19
Chương 4. NGHIÊN CỨU XÁC ĐỊNH VÀ ĐỀ XUẤT HỆ SỐ SỨC
KHÁNG CỌC KHOAN NHỒI MÓNG MỐ TRỤ CẦU THEO ĐIỀU
KIỆN CƯỜNG ĐỘ ĐẤT NỀN Ở KHU VỰC TP.HCM
4.1. Lựa chọn, đề xuất chỉ số độ tin cậy mục tiêu cho thiết kế cọc khoan
nhồi móng mố trụ cầu
Việc lựa chọn mức độ cho độ tin cậy hay chỉ số độ tin cậy mục tiêu liên
quan tới mức độ tin cậy đang được sử dụng trong thiết kế, dạng kết cấu phá
hoại, sự nhạy cảm của công chúng và truyền thông, loại hình chủ sở hữu,
bảng tính và dùng phân mềm Crystal Ball (phần mềm tích được tích hợp
trong môi trường của phần mềm Excel) để xác định các đặc trưng thống kê
của hàm trạng thái f(R,Q) tương ứng với các giá trị hệ số sức kháng giả
định (
ϕ
=0,4; 0,6; 0,8; 1,05), từ đó sẽ xác định được các chỉ số độ tin cậy
(β) tương ứng. Tiếp theo lập biểu đồ quan hệ giữa β và
ϕ
; dựa trên biểu đồ
quan hệ này để xác định hệ số sức kháng tương ứng với các chỉ số độ tin
cậy mục tiêu (βt= 1,64; 2,33; 3,0 và 3,5). Kết quả chi tiết được trình bày ở
Bảng 4.1.
20
Bảng 4.2
.
Bảng so sánh hệ số sức kháng,
ϕ
, giữa kết quả nghiên cứu của luận
án với một số kết quả nghiên cứu và tiêu chuẩn thiết kế trong và ngoài nước
Phương pháp
dự tính/tiêu
chuẩn
Loại đất-Khu vực
P.pháp thi
công/số
cọc
λ
R
0,54
Kết quả của luận án
1,029
a
0,276
a
0,55
a
1
Sét & cát- M
ỹ
H
ỗ
n h
ợ
p/44
1,190
0,300
0.58
1,055
Paikowsky (2004)
Sét-Mỹ
Hỗn hợp
0,316
a
0,53
a
1
Đất hỗn hợp
Dính & rời-Mỹ
Hỗn
hợp/34
1,270
0,381
0,60
1,132
0,60 Murad (2013)
1,330
a
0,52
a
0,50
a
0,943
Sét-Mỹ /15 Hỗn hợp
1,122
0,302
Sét-Mỹ
Hỗn hợp 0,44
c
0,830
AASHTO LRFD
2012
Cát-Mỹ
Hỗn hợp 0,54
d
1,019
SNIP-205:
Tiêu chuẩn
Nga
Dính và rời-
Tp.HCM
Ướt/24
1,216
0,243
0,77
1,055
0,73
1,203
0,343
0,61
0,968
0,61
Kết quả của luận án
1,127
a
0,282
a
0,63
a
1
Dính và rời-Nhật Hỗn hợp
0,34
f
0,540
JRA2002-SHB_Part
IV
Bảng 4.1. Kết quả xác định hệ số sức kháng (
ϕ
) cho 4 phương pháp dự tính sức
kháng từ các đặc trưng thống kê
Phương pháp dự
tính sức kháng
lnλ
) V
λ
βt =1,64
2,33
3,0
3,5
RO88-272
(Reese&O’Neill
(1988)/
22TCN272-05)
loga
1,067
(0,026)
0,302
(0,278)
0,283
FORM
0,80
0,65
0,53
0,46
1
MCS
0,82
0,66
0,54
0,47
1,023
0,66
0,54
0,46
1
MCS
0,85
0,68
0,55
0,47
1,032
Loga*
1,076
(0,032)
0,316
(0,288)
0,294
FORM
0,79
0,64
0,52
0,45
1
MCS
0,81
0,66
0,53
0,46
1,026
SNIP-205 (Tiêu
chuẩ
0,72
0,64
1
MCS
1,02
0,86
0,73
0,65
1,011
SHB4-JRA02
(Tiêu chuẩn Nhậ
t
JRA2002-
SHB_Part IV)
Loga
1,203
(0.146)
0,343
(0279)
0,285
FORM
0,90
0,73
0,60
0,51
1
MCS
0,92
0,75
0,61
;
- Kết quả phân tích xác định các hệ số sức kháng tương ứng với các
phương pháp FORM và MCS gần bằng nhau (sai lệch từ 0,3% đến 3,2%).
Do vậy, việc luận án sử dụng phương pháp MCS là hợp lý (Bảng 4.1);
- Kết quả nghiên cứu định chuẩn hệ số sức kháng của luận án (
ϕ
LA
) có
sai lệch so với kết quả nghiên cứu ở nước ngoài và tiêu chuẩn thiết kế hiện
hành (
ϕ
NN
,
ϕ
TC
) với mức độ từ nhỏ hơn 14,3% đến nhỏ hơn 44,3%. Cụ thể
như sau (Bảng 4.2):
+ Đối với phương pháp Resee&O’Neill (1988):
ϕ
LA
nhỏ hơn
ϕ
TC
(=0,63) tương đương trong tiêu chuẩn 22TCN272-05 và
ϕ
NN
(=0,58) của
Paikowsky (2004) lần lượt là 14,3% và 6,9%. Sai lệch này có thể lý giải:
Mặc dù kết quả nghiên cứu cho đất hỗn hợp (loại đất dính và rời) bao gồm
44,3%.
4.3. So sánh đánh giá hệ số sức kháng trong tiêu chuẩn thiết kế hiện
hành với kết quả nghiên cứu hệ số sức kháng của luận án
- Sử dụng 24 bộ hồ sơ cọc khoan nhồi với giả định điều kiện các tham
số chung thiết kế: chỉ số độ tin cậy mục, β=3 (xác suất sự cố, P
f
=0,1%); hệ
số tĩnh tải (γ
D
=1,25), hệ số hoạt tải (γ
L
=1,75); tỉ số tĩnh tải/hoạt tải (D/L=3);
- Dự tính sức kháng thiết kế (kí hiệu R
Rdti
hoặc R
tk
dti
) theo bốn phương
pháp (RO88-272, OR99-AL12, SNIP-205 và SHB4-JRA02) lần lượt với hệ
số sức kháng trong tiêu chuẩn thiết kế và hệ số sức kháng của luận án như
nêu trên. Kết quả được liệt kê ở Bảng 4.3;
22
- Phân tích đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng thiết kế, cách
làm tương tự như mục 3.5. Phân tích độ tin cậy (dùng phương pháp MCS)
để xác định chỉ số độ tin cậy. Kết quả cũng được thể hiện ở Bảng 4.3;
Bảng 4.3. Thống kê sức kháng thiết kế dự tính, đặc trưng thống kê biến gộp
sức kháng thiết kế của cọc khoan nhồi (λ
tk
R
R
tk
dti
λ
tk
Ri
R
tk
dti
λ
tk
Ri
R
tk
dti
λ
tk
Ri
CT1 54,9/1,2 7.554
5.203
(4.997)
1,450
(1,510)
2,860
(2,890)
7.428
(6.861)
1,520
(1,650)
2.590
(4.645)
4,360
(2,430)
Số trung bình của biến gộp,
R
tk
λ
1,850 (1,974) 2,220 (2,177) 1,539 (1,665)
3,780 (1,974)
Độ lệch chuẩn của λ
tk
R,
σ
λR
0,497 (0,570)
0,746 (0,664)
0,312 (0,337)
1,380 (0,605)
Hệ số biến thiên của λ
tk
),
R
tk
λ
1,853 (1,975) 2,223 (2,180) 1,540 (1,666)
3,774 (1,974)
Độ lệch chuẩn của ln(λ
tk
R
)
,
σ
λR
0,498 (0,559)
0,736 (0,671)
0,308 (0,332)
1,253 (0,565)
Hệ số biến thiên của ln(λ
tk
R
)
,
V
λR
0,269 (0,283)
0,331 (0,308)
]
2 (1)
1 (1)
2 (1)
0,003 (1)
Kết quả nghiên cứu chương 4
- Các kết quả nghiên cứu hệ số sức kháng dọc cọc khoan nhồi theo
điều kiện đất nền (từ 0,53 đến 0,77) nằm trong phổ giá trị hệ số sức kháng
dọc trục cọc khoan nhồi của tiêu chuẩn thiết kế hiện hành (từ 0,34 đến
0,79) và một vài kết quả nghiên cứu ở nước ngoài (từ 0,46 đến 0,60);
- Có thể đề xuất chọn hệ số sức kháng, ϕ, theo nguyên tắc lấy giá trị
nhỏ nhất trong các giá trị tính theo phương pháp Monte Carlo (MCS) với
đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng có và không hiệu chỉnh theo
phương pháp Best fit to tail- Allen (2005). Cụ thể việc đề xuất hệ số sức
kháng chung tương ứng với chỉ số độ tin cậy mục tiêu, β
t
=3 hoặc P
s
=99,9%
như sau:
+ Phương pháp Resee&O’Neill (1988), 22TCN272-05:
ϕ
=0,54;
23
+ Phương pháp O’Neill&Resee (1999), AASHTO LRFD 2012:
ϕ
=0,53;
+ Phương pháp của Nga trong tiêu chuẩn TCXDVN 205-98:
ϕ
(λ
R
) cho bốn phương pháp:
+ Phương pháp Resee&O’Neill (1988), 22TCN272-05: Tuân theo luật
phân phối loga, giá trị trung bình,
R
λ
=1,067; độ lệch chuẩn, σ
λR
= 0,302 và
hệ số biến thiến, V
λR
=0,283;
Copyright: Tài liệu đại học ©