Nền và móng - Một số vấn đề về móng cọc

MỘT SỐ VẤN ĐỀ VỀ MÓNG CỌC TS. Trịnh Việt Cường,Viện KHCN xây dựng 1. Một số vấn đề về tiêu chuẩn trong lĩnh vực nền móng 2. Giải pháp nâng cao hiệu quả sử dụng móng cọc Nội dung 3. Kết luận và kiến nghị 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 Một số nét về áp dụng móng cọc ở Việt Nam 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. 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 Thiết kế cọc theo ƯSCP và theo TTGH 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,). 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 Thiết kế theo ứng suất cho phép Với: Q là tác động; Qn là trị tiêu chuẩn của tác động. Ø Loại hình khảo sát, thí nghiệm Áp dụng trong thiết kế và kiểm tra 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 • Theo AASHTO, FS phụ thuộc vào mức độ kiểm soát chất lượng. Mức độ kiểm soát càng chặt chẽ thì FS càng thấp: Hệ số an toàn trong thiết kế theo ƯSCP Phân tích bằng lý thuyết sóng ứng suất x x x x 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 THIẾT KẾ THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN Hai trạng thái giới hạn: 1. Rr = φRn ≥ ηiγiQi 2. S ≤ [S] 7 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 CÁC HỆ SỐ TẢI TRỌNG (AASHTO LRFD) Loại tải trọng Hệ số tải trọng γi 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 6/18/2012 8 EV: Áp lực đất thẳng đứng - Ổn định tổng thể - Kết cấu tường chắn - Kết cấu cứng chôn trong đất - Khung cứng - Kết cấu mềm chôn trong đất, trừ cống hộp thép - Cống hộp mềm bằng thép 1,35 1,35 1,30 1,35 1,95 1,50 N/A 1,00 0,90 0,90 0,90 0,90 ES: Tải trên bề mặt đất 1,5 0,75 v Hệ số sức kháng cho cọc đóng chịu tải trọng nén dọc trục: φ=kλv k - hệ số phụ thuộc vào phương pháp đánh giá sức chịu tải λv - hệ số xét đến mức độ kiểm soát chất lượng HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CỌC ĐÓNG (AASHTO LRFD) 6/18/2012 9 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 trong tiêu chuẩn. Hệ số λv HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CỌC ĐÓNG (AASHTO LRFD) 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. HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CỌC NHỒI (AASHTO LRFD) 6/18/2012 11 Nhận xét: Khi kiểm tra sức chịu tải bằng thí nghiệm thì hệ số sức kháng rất cao (φ=0,8) TRƯỜNG HỢP 1: - Tính toán sức chịu tải theo SPT: φ=0.45 λv - Kiếm tra sức chịu tải khi thi công theo độ chối: λv=0.8 - Hệ số sức kháng: φ=0.45x0.8 = 0.40 - Hệ số an toàn tương đương (với ηi=0,95 và γ=1,25): FSe=1,25*0.95/0,4 = 2,96 TRƯỜNG HỢP 2: VÍ DỤ HỆ SỐ SỨC KHÁNG KHI THIẾT KẾ CỌC ĐÓNG THEO AASHTO LRFD 12 - Tính toán sức chịu tải theo SPT: φ=0.45 λv - Kiếm tra sức chịu tải bằng PDA và nén tĩnh: λv=1.0 - Hệ số sức kháng: φ=0.45x1.0 = 0.45 - Hệ số an toàn tương đương (với ηi=0,95 và γ=1,25): FSe=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 FSe cũng cao hơn. 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: φ=0,6 (lấy trung bình) - Hệ số tải trọng: γ=1,25 (tĩnh tải) - Hệ số an toàn tương đương (với ηi=0,95 và γ=1,25): FSe=1,25*0.95/0,6 = 1,98 TRƯỜNG HỢP 2: 13 - Sức chịu tải xác định theo nén tĩnh: φ=0,80 - Hệ số tải trọng: γ=1,25 (tĩnh tải) - Hệ số an toàn tương đương (với ηi=0,95 và γ=1,25): FSe=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. 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 SỰ CẦN THIẾT XÁC ĐỊNH HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH KHÔNG NẰM TRONG AASHTO LRFD 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. Hệ số sức kháng tính theo: Ví dụ về xác định hệ số sức kháng cho PP tính toán của TCXD 205:1998 COVR- 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) 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 SỐ LIỆU PHỤC VỤ TÍNH TOÁN 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. Kết quả tính toán VÍ DỤ XÁC ĐỊNH HỆ SỐ SỨC KHÁNG CHO CỌC ĐÓNG Tβ 6/18/2012 18 NHẬN XÉT: - Chỉ số tin cậy mục tiêu βT là yếu tố có ảnh hưởng mạnh đối với hệ số sức kháng φ. - βT càng cao thì φ càng thấp và thiết kế càng thiên về an toàn. 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. TỒN TẠI TRONG TCXD 205:1998 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). 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 NsLs + cLc)πd} Nhận xét: TỒN TẠI TRONG TCXD 205:1998 - 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. 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 Tải trọng tác dụng lên móng: VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh (Eurocode 7) - Tổ hợp cơ bản: Gk = 4500 T - Tổ hợp đặc biệt: Gk + Ak = 5600 T 020 40 60 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 Load (T) VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh 3 cây cọc (Eurocode 7) 80 100 120 140 S et tle m en t ( m m ) TP-1 TP-2 TP-3 (1425, 125) TP-1: Rm = 1600 T TP-2: Rm = 1425 T Rm,mean = (1600+1425+1600)/3 = 1541 T TP-3: Rm = 1600 T Rk = Min{Rm,mean/ξ1; Rm,min/ξ2 } Theo Bảng A.9, EN 1997-1: Sức chịu tải đặc trưng của cọc: VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh 3 cây cọc (Eurocode 7) Rk = Min{1541/1,2;1425/1,05} = Min{1284;1375} Rk = 1284 T Từ đó: Xác định số lượng cọc – Tổ hợp cơ bản Tình huống thiết kế 1 (DA-1): Tổ hợp 1: Fc,d = 1,35Gk = 1,35 x 4500 = 6075 T Rc,d = Rc,k/γk = 1284/1,0 = 1284 T VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh 3 cây cọc (Eurocode 7) (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 = 1,0Gk = 1,0 x 4500 = 4500 T Rc,d = Rc,k/γk = 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 Tình huống thiết kế 2 (DA-2): Fc,d = 1,35Gk = 1,35 x 4500 = 6075 T Rc,d = Rc,k/γk = 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 VÍ DỤ 4: Tính toán thiết kế theo kết quả nén tĩnh 3 cây cọc (Eurocode 7) Xác định số lượng cọc – Tổ hợp đặc biệt Fc,d = 1,0Gk +1,0Ak= 4500 +1100 = 5600 T Rc,d = Rc,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 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 TỔNG HỢP CÁC KẾT QUẢ TÍNH TOÁN (Ví dụ 4) Tiêu chuẩn Nội dung Số cọc FS 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 205:1998 TH tải cơ bản 7 2,0 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% 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 Nhận xét 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. 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) 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 Qu và chuyển vị tương ứng; (Canada, 5/2011) 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. sức chịu tải của cọc Danh sách những người tham gia: (Canada, 5/2011) Thống kê kết quả dự báo sức chịu tải giới hạn (Canada, 5/2011) Nhận xét: Ø Kết quả dự báo rất phân tán, Rmax và Rmin 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. 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. 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 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; Sức chịu tải của cọc theo điều kiện đất nền 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. Kết quả TN cọc Ø1200 tại 83 Lý Thường Kiệt, HN 10-17 m 0 2 4 6 8 0 5 10 15 20 25 ChuyÓn vÞ (mm) M a s¸ t (T /m 2) Sét cứng 17-39 m 0 2 4 6 8 10 12 14 16 0 5 10 15 20 ChuyÓn vÞ (mm) M a s¸ t ( T /m 2) Cát thô lẫn sạn sỏi 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. Sức chịu tải theo điều kiện đất nền 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 Sức chống dưới mũi cọc khoan nhồi ở cấp tải thiết kế Từ KQ nén tĩnh cọc ở khu vực Hà Nội, kiến nghị: Sức chịu tải theo điều kiện đất nền Sức chịu tải theo điều kiện đất nền 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. So sánh KQ tính toán sức chịu tải với KQ nén tĩnh ở khu vực Hà Nội 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 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 toán theo chỉ tiêu cường độ có mức chênh lệch cao nhất và thiên về không an toàn. 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; Biện pháp bơm vữa tăng cường sức chịu tải 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. Bơm vữa mặt bên cọc Mức độ tăng ma sát sau khi bơm vữa thân cọc ở Bangkok (Littlechild et at, 1998) Xói rửa và bơm vữa mũi cọc Qui trình xói và bơm vữa mũi cọc ở 83B Lý Thường Kiệt, HN Nhận xét về hiệu quả xử lý mũi cọc 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. Ø Khả năng chịu tải của cọc xác định theo vật liệu cọc và nền: [Pcọc]=Min{[Pnền]; [PVL]}. Thiết kế hợp lý khi [Pnền]≈[PVL] Ø Khi áp dụng TCXD 195:1997, [P ] thường Sức chịu tải của vật liệu cọc VL đóng vai trò chi phối do qui định cường độ nén của bê tông [Rn]≤60÷70 kG/cm2. Ảnh hưởng do giới hạn [Rn] 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 Sức chịu tải của vật liệu cọc 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%). Sức chịu tải của vật liệu cọc Tiêu chuẩn Cường độ nén của BT Ghi chú TCXD 195:1997 TC thiết kế móng cọc, Viện Kiến trúc Nhật Bản Rn =Min{ R28/4,5; 60 kg/cm2} Rn = Min{ R28/4; 70 kg/cm2} ⋅Đổ BT trong dung dịch ⋅ BT trong lỗ khoan khô BS 8004:1986 Rn ≤ R28/4 ⋅ Cao hơn, nếu đặt ống chống suốt chiều dài cọc α⋅ γ α ⋅DIN 1405-1 Rn= fck/ c với =0,85 và γc=1,5 ⇒ Rn=fck/1,76 fck – Cường độ mẫu trụ ⋅ (DIN thiết kế theo TTGH) ACI 543, EM 1110-2-2906 Rn=0,33f’c (Hạn chế nở hông) Rn=0,27f’c (Nở hông) ⋅ Ống chống vĩnh cửu Hong Kong Geo Handbook Bằng ứng suất cho phép 80% ứng suất cho phép ⋅ BT trong lỗ khoan khô ⋅ 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 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 Sức chịu tải của vật liệu cọc 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 ≤ [Rn] ≤ R/3 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; Độ lún cho phép của công trình 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. 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 Độ lún cho phép của công trình 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. 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 tầng ở Trung Quốc) 400 300 H≤100 m 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 50 300 Vùng I (nền đá, đất cứng) Vùng II, III (đất yếu) TCH 50-302-2004 (Saint Petersburg, Nga) 150 TCXD 205:1998 80-100 Tùy loại kết cấu 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 cho phép của công trình 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). 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; Độ lún cho phép của công trình - Giới hạn độ lún tuyệt đối nên xét đến đặc điểm của kế cấu, đặc điểm của đất nền, chiều dài cọc, v.v. Ø Thiết kế móng cọc thường bỏ qua sự