Tóm tắt Luận văn Phân 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 Hồ Chí Minh

Nội dung text: Tóm tắt Luận văn Phân 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 Hồ Chí Minh

1. 1 BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI NGÔ CHÂU PHƯƠNG PHÂN 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 MINH CHUYÊN NGÀNH: XÂY DỰNG CẦU HẦM MÃ SỐ: 62.58.02.05.03 TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT Hà Nội-2014
2. 2 Công trình được hoàn thành tại: Bộ môn Cầu-Hầm, Khoa Công trình Trường Đại học Giao thông vận tải NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: 1. PGS.TS. Trần Đức Nhiệm 2. PGS.TS. Nguyễn Ngọc Long Phản biện 1: GS.TSKH. Nguyễn Như Khải, Trường Đại học Xây dựng. Phản biện 2: GS. TSKH. Nguyễn Đông Anh, Viện Cơ học Việt Nam. Phản biện 3: TS. Đỗ Hữu Thắng, Viện Khoa học và Công nghệ GTVT. Luận án được bảo vệ trước Hội đồng đánh giá luận án cấp Trường theo quyết định số 1359/QĐ-ĐHGTVT ngày 17 tháng 06 năm 2014 của Hiệu trưởng Trường Đại học Giao thông vận tải vào hồi vào hồi: giờ ngày tháng năm 2014. Có thể tìm hiểu luận án tại: - Thư viện Quốc gia Việt Nam - Thư viện Đại học GTVT
3. 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 kế của các nước tiến tiến ở châu Âu, Nhật Bản, và đặc biệt là ở Mỹ. Ở Việt Nam, trong hơn hai thập kỷ qua, cùng với sự phát triển kết cấu hạ tầng có quy mô lớn trên nền đất yếu hoặc trong các đô thị, móng cọc khoan nhồi đã và đang trở thành một trong những giải pháp móng cọc thường được lựa chọn nhất và một trong những nơi sử dụng nhiều nhất là ở khu vực Tp.HCM. Tuy nhiên, đến nay chưa có cơ sở xác định lại các hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trên cơ sở phân tích đặc trưng thống kê và phân tích độ tin cậy theo lý thuyết tiên tiến hiện nay. Do vậy, việc nghiên cứu cơ sở xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu nói riêng và kết cấu cầu nói chung trên cơ phân tích độ tin cậy đang là vấn đề thời sự được các nhà khoa học trên thế giới và ở Việt Nam quan tâm. Đó chính là lý do mà nghiên cứu sinh chọn đề tài này để nghiên cứu.
4. 2 Tên đề tài luận án: “Phân 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 Minh”. Mục đích nghiên cứu: Nghiên cứu xác định hệ số sức kháng theo điều kiện cường độ đất nền tương ứng với các phương pháp dự tính sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trong một số tiêu chuẩn thiết kế hiện hành. Đối tượng nghiên cứu: Cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu. Phạm vi nghiên cứu: Sức kháng dự tính và sức kháng thực tế từ hồ sơ thí nghiệm thử tải tĩnh nén dọc trục cọc khoan nhồi ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh trên nền đất hỗn hợp loại dính và rời (cát, cát pha, sét, bùn sét, sét pha, ), thi công theo phương pháp ướt; nghiên cứu xác định hệ số sức kháng chung theo điều kiện cường độ đất nền cho bốn phương pháp dự tính sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu: 1) Phương pháp của Nga trong TCXDVN 205-98; 2) Phương pháp của Nhật (JRA 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.
5. 3 Chương 1. TỔNG QUAN 1.1. Coc 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 thi công cọc khoan nhồi ướt (phương pháp ướt): Khoan tạo lỗ và đúc cọc trong môi trường nước hoặc bùn khoan và có một đoạn ống vách ngắn tạm ở miệng lỗ khoan. Áp dụng nền đất dính, rời và có mực nước ngầm cao. Cọc khoan nhồi có thể là cọc có tiết diện hình trụ không đổi trong suốt chiều dài cọc, loại cọc này được gọi là cọc khoan nhồi đơn giản; hay có hình trụ khoan bình thường nhưng khi gần đến đáy thì dùng gầu đặc biệt để mở rộng đáy hố khoan. 1.1.2. Tình hình sử dụng cọc khoan nhồi ở trong và ngoài nước Qua phân tích, nhận thấy như cầu sử dụng sử dụng cọc khoan nhồi trong và ngoài nước ngày càng tăng. Hầu như các giải pháp móng cho công trình giao thông, dân dụng và công nghiệp có quy mô vừa đến lớn ở Việt Nam đều sử dụng móng cọc khoan nhồi. 1.1.3. Hiện trạng và đặc điểm sử dụng cọc khoan nhồi ở khu vực Tp.HCM Qua phân tích, nhân thấy giải pháp móng cọc khoan nhồi cho công trình xây dựng ở đây cũng được sử dụng rất nhiều trong những năm gần đây. Hầu hết các cọc khoan nhồi được thi công theo phương pháp ướt (trong vữa sét) xuyên qua các tầng đất hỗn hợp loại dính và rời đan xen nhau, các lớp đất này có khả năng chịu lực từ rất yếu, trung bình và đến tốt. 1.1.4. Một số đặc điểm kết cấu, công nghệ cọc khoan nhồi ở Việt Nam Do đặc điểm của công nghệ, tính phức tạp của địa chất; trình độ kinh nghiệm của các bên tham gia trong việc quản lý, thiết kế và thi công có giới hạn và nhất là hệ thống các quy trình, tiêu chuẩn còn đang trong qua trình hội nhập chưa hoàn thiện và còn nhiều tồn tại. Từ đó dẫn chất lượng của cọc khoan nhồi hay sức kháng của cọc khoan nhồi phụ thuộc rất nhiều các yếu tố như vừa nêu.
6. 4 1.2. Tính toán thiết kế cọc khoan nhồi trên cơ sở độ tin cậy theo phương pháp hệ số tải trọng và hệ số sức kháng (LRFD) 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 (Qtk) không được vượt quá các sức kháng có hệ số riêng (Rtk). 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) 05 phương pháp từ Phương pháp dự tính sức 01 phương pháp những năm trước kháng đỡ cho đất dính và rời O'Neill&Reese (1999) 1988 Hệ số sức kháng không quy Đất cát, đất dính và Đất dính và rời định cho: rời Năm áp dụng chính thức 2005 2007 Có nhiều phương Xác định sức kháng đỡ cực 5% đường kính cọc hoặc cọc pháp theo hạn từ thử tải tĩnh lún chìm TCXDVN269-2002 Các hệ số sức kháng không phải là những giá trị Khuyến cáo khi sử dụng các chuẩn mực cho tất cả các bang của Mỹ và càng hệ số sức kháng không phải là chuẩn xác cho những quốc gia ngoài Mỹ, trong đó có Việt Nam
7. 5 Một số tồn tại của các công trình nghiên cứu khoa học liên quan: - 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, λR); 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 trụ cầu bằng lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết độ tin cậy tiên tiến. Cụ thể, từ việc khảo sát thu thập 24 bộ hồ sơ thí nghiệm thử tải tĩnh cọc khoan nhồi ở khu vực Tp.HCM, tiến hành nghiên cứu xác định đặc trưng thống kê của tỷ số giữa sức kháng thực đo và dự tính (biến gộp sức kháng, λR); từ đó nghiên cứu xác định hệ số sức kháng cho bốn phương pháp dự tính sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trên cơ sở phân tích độ tin cậy.
8. 6 Chương 2. NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH HỆ SỐ SỨC KHÁNG CỌC KHOAN NHỒI THEO LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY Theo AASHTO LRFD, định nghĩa hệ số sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi theo điều kiện cường độ đất nền là hệ số được xác định dựa trên cơ sở đặc trưng thống kê của sức kháng danh định, chủ yếu được tính toán từ sự biến thiên các tham số đặc trưng của đất nền quanh cọc, kích thước cọc, trình độ tinh thông (chuyên nghiệp) của con người-thiết bị tham gia các giai đoạn thực hiện dự án và tính bất định của phương pháp dự tính sức kháng danh định; nhưng cũng liên quan đến đặc trưng thống kê về hiệu ứng tải thông qua quá trình xác định. 2.1. Phương pháp phân tích đặc trưng thống kê 2.1.1. Xác định cỡ mẫu tối thiểu 2 ()zzαθ+ C Uớc tính cỡ mẫu theo công thức: n = /2 = (2.1) (εσ/ )22 (ES) trong đó σ và zα/2, zθ là độ lệch chuẩn chung và độ lệch chuẩn với xác suất sai lầm α, θ từ phân phối chuẩn; ɛ là sai số cho phép; C là hằng số liên 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: 7,85 n = =17,2 > 17(mâu) ()0,5 / 0,74 2 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
9. 7 thực nghiệm phù hợp với phân phối lý thuyết giả định (chuẩn hay loga, ) khi mức xác suất phù hợp (P) có giá trị lớn hơn 0,05. 2.1.3. Phương pháp hiệu chỉnh đặc trưng thống kê cho biến gộp ngẫu nhiên Đối với kết cấu nền móng công trình thì quy luật phân phối xác suất của biến gộp ngẫu nhiên này thường phù hợp hoặc gần phù hợp với luật phân phối chuẩn hoặc loga chuẩn. Qua nghiên cứu, đề nghị áp dụng hai phương pháp hiệu chỉnh đặc trưng thống kê cho dạng phân phối loga theo nguyên tắc (Allen, 2005): Dựa trên đồ thị các hàm xác suất tích lũy mô phỏng để xem xét sự phù hợp 1 theo một trong 2 trường hợp, 1) Phù 2 hợp với toàn bộ dữ liệu thu thập 3 (Phương pháp FTAD -Fit To All Data) hoặc 2) chỉ cần phù hợp với vùng có giá trị bé của đuôi phân phối Hình 2.1. Ham mât đô xác suất tich (Phương pháp BFTT-Best fit to tail) luy cua biến gộp sức kháng (Hình 2.1) 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, Ps: Ps =P( R > Q ) = P( G = RQ - >=Φ 0) (β ) (2.2) Xác suất sự cố: Pf được tính như: PGfs=P( < 0) = 1- P = 1 −Φ (β ) (2.3) trong đó Φ(.) là hàm phân phối chuẩn hóa; β là chỉ số độ tin cậy. Chỉ số độ tin cậy xác định thông qua số trung bình và độ lệch chuẩn sau: µ µµRQ- (2.4) β =G = σ 22 G σσRQ+
10. 8 Hình 2.3. Đồ thị hàm mật độ Hình 2.2. Đồ thị các hàm mật độ xác suất phân phối chuẩn 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, ξG. β = G (2.6) ξG 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 chọn phương pháp Monte Carlo phân tích xác định hệ số sức kháng. Quãng an toàn, G, được sử dụng để xác định các hệ số sức kháng khi các đại lượng R và Q theo luật phân phối loga chuẩn: Q λγ()D + γ RDQ L (2.7) f(RQ , )= G = ln L QD ϕλ()DL+ λ QL 2.4. Đề xuất trình tự và mô hình xác định hệ số sức kháng Trình tự và mô hình để phân tích xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trên cơ sở đảm bảo độ tin cậy mục tiêu như sau: 1. Xác định trạng thái giới hạn theo điều kiện cường độ đất nền cho cọc khoan nhồi (22TCN272-05, AASHTO LRFD), hàm trạng thái cường độ: g(R,Q)=ϕR – (γDQD+γLQL)= λR(γDk+γL)/ϕ - (λDk+ λL); 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 (λD) và hoạt tải (λL), được vận dụng theo AASHTO LRFD.
11. 9 3. Phân tích đặc trưng thống kê sức kháng (R): đại diện là biến gộp sức kháng, λR, là tỷ số giữa sức kháng đỡ cực hạn thực đo (Rtd) và sức kháng đỡ danh định dự tính (Rdt): a. Xác định sức kháng đỡ cực hạn thực đo, Rtd từ kết quả thử tải tĩnh phá hoại cọc theo điều kiện đất nền, là giá trị tải trọng thử tại điều kiện độ lún cọc bằng 5% đường kính cọc hoặc cọc bị lún chìm (AASHTO LRFD 2012, TCVN 9393-2012); b. Dự tính sức kháng danh định (Rdt) theo lý thuyết tính toán; c. Tính toán biến gộp, λR=Rtd/Rdt; d. Phân tích, tính toán các tham số thống kê (μ, σ) và kiểm định dạng hàm mật độ phân phối (chuẩn, loga, ) phù hợp cho λR; 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, βt; 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.  Định nghĩa điều kiện phá hoại cọc khoan nhồi theo Xác định trạng thái giới hạn theo điều kiện đất điều kiện đất nền (từ tiêu chuẩn thiết kế AASHTO nền cho cọc khoan nhồi (Cường độ, Sử dụng) LRFD, 5% đường kính cọc hoặc cọc bị lún chìm) Hàm tr.thái cường độ: g(R,Q)=ϕR – (γDQD+γLQL)  Xác định đặc trưng thống kê cho 2 biến ngẫu nhiên (R: sức kháng, Q: hiệu ứng tải thiết kế): Đại diện cho R là biến gộp sức kháng, λR=Rtd/Rdt Đại diện cho Q là biến gộp hiệu ứng tải, (λD, λL)  Xác định λR, là tỷ số giữa sức kháng đỡ cực hạn  Vận dụng các đặc trưng thống kê cho biến thực đo, Rtd và sức kháng đỡ danh định dự tính, Rdt g ộp tĩnh tải (λD) và hoạt tải (λL) theo AASHTO LRFD  Phân tích, tính toán các đặc trưng thống kê (μ, σ, V) và kiểm định dạng hàm mật độ phân phối (chu n, loga, ) phù h p cho λR ẩ ợ  Đánh giá chỉ số độ tin cậy Lựa chọn chỉ số độ tin cậy mục tiêu, βt (tham khảo AASHTO LRFD: βt=3,0)  Phân tính xác định hệ số sức kháng, ϕ theo Tính chỉ số độ tin cậy, β và xác suất phương pháp Monte Carlo (MCS) hoặc phương sự cố, Pf pháp độ tin cậy bậc nhất (FORM) 11 Kiến nghị hiệu chỉnh hệ số sức kháng cho  So sánh, đánh giá kết quả nghiên cứu hệ số cho phương pháp dự tính sức kháng đỡ dọc sức kháng với các kết quả nghiên cứu khác dọc trục theo điều kiện cường độ đất nền 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
12. 10 Kết quả nghiên cứu chương 2 - Kiến nghị sử dụng biến gộp ngẫu nhiên tương đối của sức kháng (λR) với cỡ mẫu tối thiểu là 20 để phân tích đặc trưng thống kê. Khi lựa chọn hàm phân phối xác suất (tích lũy) cần xem xét giữa 2 hàm phân phối tích lũy mô phỏng phù hợp với toàn bộ giá trị thực (FTAD) và hàm phân phối tích lũy mô phỏng hiệu chỉnh phù hợp với vùng giá trị thực ở đuôi phân phối (BFTT). - Kiến nghị sử dụng phương pháp mô phỏng Monte Carlo để phân tích độ tin cậy làm cơ sở cho việc phân tích xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi và dùng phương pháp độ tin cậy bậc nhất (FORM) để kiểm tra đối chứng. - Đề nghị trình tự và mô hình xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu như ở mục 2.4. Chương 3. PHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN HỆ SỐ SỨC KHÁNG CỌC KHOAN NHỒI MÓNG MỐ TRỤ CẦU Ở KHU VỰC TP.HCM Các yếu tố ảnh hưởng đến kết quả xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi có thể mô tả theo lược đồ biển diễn trên Hình 3.1. Chỉ số độ tin cậy mục tiêu Cấu trúc địa tầng Lập mô hình (MH) MH đất nền cho Kết quả xác định th ực tế đất nền thiết kế CKN (φ) Địa tầng bất thường + Sai số thống kê mô Sai số do MH chuyển MH dự đoán Q bất định Sai s ố đo (khảo tả các tham số: tham số: o o γ (ϲ,át φ ), N, ) γ (ϲ, φ , N, ) Su (qu, ) MH dự đoán R bất định μ ± σ μ ± σ Chất lượng tổ chức, quản lý và điều hành thực hiện dự án trên cơ sở phân tích độ tin cậy Hình 3.1. Lược đồ mô tả các yếu tố ảnh hưởng đến việc xác định hệ số sức kháng (φ) 3.1. Các yếu tố bất định và đặc trưng thống kê của hiệu ứng tải Ở Việt Nam chưa có điều kiện nghiên cứu xác định quy luật phân phối của hiệu ứng tải trọng, kiến nghị vận dụng các đặc trưng thống kê và hệ số khác theo quy đinh cua chi dân thiêt kê AASHTO LRFD như :γL=1,75, λL=1,15, VL = 0,18; γD = 1,25, λD=1,08, VD = 0,13, QD/QL =3. Trong đo: λD
13. 11 va λL la biến gộp hiệu ứng tai cua tinh tai va hoat tai. VD va VL la hê sô biên thiên cua tinh tai va hoat tai; ty sô QD/QL la ty sô giưa tinh tai va hoat tai. 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 (λR) 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. Bảng 3.1. Tóm tắt công thức tính sức kháng danh định đơn vị của cọc khoan nhồi theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05 và AASHTO LRFD 2012 22TCN 272-05 (viết tắt RO88-272) AASHTO LRFD 2012 (viết tắt OR99-AL12) Sức kháng bên, qs Sức kháng mũi, qp Sức kháng bên, qs Sức kháng mũi, qp 1. Đất dính (đất sét, đất có thành phần hạt sét và bụi trên 50%) qp=Nc Su ≤4 (MPa), ở qp=Nc Su ≤4 (MPa), ở qs= α Su (MPa) q = α S (MPa), ở đây: đây: s u đây: Su(MPa) α α =0,55, với ≤ =+≤, Spua/ 1, 5 N=+≤6[1 0, 2( ZD / )] 9 0,9 - 1,5Spua / 2,5 với Su 75 N60≥15 qp0,59 Np60 * av v −3 N60 −3 , với N60 50 15
14. 12 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 JRA 2002-Part IV (viết tắt SNIP-205) (viết tắt SHBP4-JRA02) Sức kháng bên, Sức kháng bên, qs Sức kháng mũi, qp Sức kháng mũi, qp qs 1. Đất dính (đất sét, đất có thành phần hạt sét và bụi trên 50%) 2≤ q ≤100(kPa), 250≤q ≤4500 (kPa), q =q /2 hoặc s p s u q = 3q hoặc tra bảng A.2, với 0,2 ≤ I ≤ 1 tra bảng A.7, với, 0 ≤ I ≤ q =c hoặc p u L L s =60N ≤ 9000(kPa) và 1m≤ htb ≤35m 0,6 và 3m ≤hmc≤40m =10N≤150(kPa) 2. Đất rời (đất cát, sỏi sạn, đất có thành phần hạt cát trên 50%) k q =0,75.β(γ '.d .A + 15≤qs≤100(KPa), p 1 p o Đất cát, sỏi sạn: αγ k tra bảng A2, với cát chặt vừa cho . 1.hmc.B o), các hệ số: qp=70N≤3000(kPa), β; Ak ; α; Bk tra bảng q =2N≤200(kPa) với N≥30; thành phần hạt: thô-vừa, mịn, bụi, nếu o o s A.6, Sỏi sạn cứng: trạng thái chặt thì qs tăng 30%; và o ο o q =5000(kPa), với với 24 ≤ ϕ ≤ 39 , p 1m≤htb≤35m 4 ≤h/d≤25 và 0,8≤d≤4m N≥50 3.4. Lựa chọn phương pháp xác định sức kháng cực hạn thực đo cho cọc khoan nhồi Để đảm bảo sự thống nhất với triết lý thiết kế cọc khoan nhồi theo phương pháp LRFD, khi phân tích xác định hệ số sức kháng, tác giả kiến nghị chọn giá trị sức kháng thực đo theo quy định của tiêu chuẩn AASHTO LRFD như nêu trên (gọi tắt là phương pháp AASHTO). Trong tiêu chuẩn AASHTO LRFD năm 2007, sức kháng dọc trục thực đo là mức tải trọng thử tải tương ứng với chuyển vị lún của đỉnh cọc ở giá trị Hình 3.2. Độ thị quan hệ tải trọng thử bằng 5% đường kính cọc hoặc cọc bị và độ lún (xác định sức kháng cọc lún chìm (Hình 3.2). 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
15. 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). Huyện Củ Chi KÝ HIỆU TÊN CỌC Đặc điểm địa chất tại các nơi TỈNH BÌNH DƯƠNG CT1 TP1NL PT22-PT24 thí nghiệm cọc này có thể xem là CT2 TPRC CT3 TP02LG đại diện cho phần vùng nền đất CT4 TPCY PT23 PT19PT15-PT21PT17 TPCTL CT5 TPTP.H HỒỒCHCHÍ ÍMINHMINH PT16PT12-PT18PT14 hỗn hợp loại dính và rời ở khu CT6 TPCTN PT7-PT9 CT7 TPABCL PT24PT18-PT25PT19 vực Tp.HCM nói riêng, cấu trúc CT8 TPB1CL CT9 TPB3CL PT26PT20-PT27PT21 PT10 nền này được kiến tạo từ trầm CT10 C1SG2 PT12PT11 PT6 CT11 T96CC PT3 tích sông, biển (bùn sét, bùn cát, PT2 CT12 TPB-1MT1 PT5 sét pha cát, cát và cát pha sét). CT13 TPB-2MT1 PT22 CT14 TPB-3MT1 TỈNH ĐỒNG NAI CT15 TPB-4MT1 PT4 Phân bố địa tầng: trên cùng là PT1 CT16 TPB-5MT1 1 lớp đất yếu (bùn sét, bùn cát) CT17 TPB-6MT1 CT18 DP55-CO152 PT1 chiều dày lên đến 35m, chỉ số CT19 DP143-CO152 CT20 TP1BTT HuyHuyệnệ Cn ầCnầ Gin Giờ ờ SPT (N 50 (Bảng Hình 3.3. Sơ họa 24 vị trí thí nghiệm thử tải 3.3, Phụ lục 2, 4). 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 C.dài/ Sức kháng Đặc điểm địa chất Phương Tên Địa điểm Đ.kính, thực đo Nhóm pháp thi cọc Loại đất (thân/mũi) L(m)/D(m) (kN) đất công 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 Bùn sét, bùn cát, cát sét, sét/Cát sét CT2 Cầu Rạch Cậy, KM3+700 59,5/1,2 10.440 Bùn sét, cát sét, sét, sét cát/Cát mịn CT3 Cầu Lò Gốm, Km4+725 71,8/1,5 14.712 Bùn sét, cát sét, sét cát/Cát sét CT4 Cầu Chữ Y, Km10+680 25,7/1,0 5.542 Sét cát, cát bụi lẫn sỏi/Sét Ướt CT5 Cầu Cá Trê Lớn, Km17+017 39,1/1,2 8.041 Sét, cát sét/Cát bụi Dính (Vữa Cầu Cá Trê Nhỏ, CT6 54,4/1,2 11.673 và rời Bùn sét, sét cát, cát sét /Cát sét lẫn sỏi sét) Km17+677 CT7 38,1/1,0 5.572 Bùn sét, sét cát, cát sét /Cát sét lẫn sỏi Cầu A&B, Cầu Vượt Nút CT8 67,0/1,0 12.000 giao Cát Lái, Km21+300 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
16. 14 C.dài/ Sức kháng Đặc điểm địa chất Phương Tên Địa điểm Đ.kính, thực đo Nhóm pháp thi cọc Loại đất (thân/mũi) L(m)/D(m) (kN) đất công tốc Tp.HCM-LT-DG và rời CT12 40,2/1,0 7.070 Bùn sét, cát sét, sét, cát bụi/Cát bụi Cầu cạn, LT: P7-17_P7-22, Bùn sét, cát sét, cát trung, sét bụi/Cát CT13 Metro số 1, Bến Thành-Suối 77,5/1,5 27.727 Ướt bụi Tiên, Tp.HCM CT14 75,4/1,2 19.672 Bùn sét, cát trung, sét bụi/Cát trung Dính CT15 26,7/1,0 6.428 Bùn sét, cát trung, sét bụi/Cát trung và rời Cầu cạn, LT: P13-39 _P13- Cát mịn lẫn sỏi, sét lẫn sỏi, sét cát/Cát CT16 55,4/1,5 27.727 41, Metro số 1, Bến Thành- bụi Ướt Suối Tiên, Tp.HCM Cát mịn lẫn sỏi, sét lẫn sỏi/Cát bụi- CT17 46,8/1,2 17.942 trung CT18 Cao ốc văn phòng, 152 Điện 85,0/1,5 22.171 Dính Bùn, sét, cát sét/Cát sét Ướt CT19 Biên Phủ, Q.BT, Tp.HCM 83,0/1,0 13.538 và rời CT20 Bến Thành Tower, 48-50 Lê 76,0/1,2 30.970 Dính và Bùn sét, sét cát, cát sét/Cát sét Ướt CT21 T. Hồng Gấm, Q.1, Tp.HCM 74,0/1,5 30.656 rời CT22 Lotte Mart Bình Dương, 49,4/1,5 16.554 Dính và Sét hữu cơ, sét, sét cát, cát mịn-thô/Cát CT23 H.Thuận An, Bình Dương 49,2/1,2 14.041 Ướt rời mịn-thô CT24 (gần lưu vực sông Sài Gòn) 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 Đặc trưng số liệu thu thập cọc thí nghiệm thử tải tĩnh nghiên Phương pháp thi Địa chất/địa điểm n (cọc) L(m) D(m) Rtd (kN) cứu của: công/thử tải tĩnh Đất hỗn hợp dính Luận án 24 25-85 1-2 5.542-40.810 Ướt/Chất tải tĩnh và rời/Tp.HCM Hỗn hợp (khô, ướt, Liang Sét/Mỹ 15 4,91-31,32 0,46-0,91 1.373-4.903 ống vách)/Chất tải (2009) Cát/Mỹ 18 4,91-30,5 0,36-0,91 113-7.551 tĩnh&Osterberg-Cell Đất hỗn hợp dính Hỗn hợp (khô, ướt, Murad 2.108- và rời/ Louisiana& 32 10,7-42,1 0,61-1,83 ống vách)/Chất tải (2013) 27.125 Mississippi(Mỹ) tĩnh& Osterberg -Cell Ghi chú: n-số cọc; D-đường kính; L-chiều dài, Rtd-sức kháng đỡ thực đo Nhân xét: Qua Bảng 3.3 và 3.4, nhận thấy: 24 bộ số liệu nêu trên tương đồng với số liệu của các công trình nghiên cứu của một số tác giả nước ngoài về tính chất chung của số liệu khảo sát thu thập. Do vậy, 24 bộ số liệu này đủ tin cậy để thực hiện nghiên cứu xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu cho khu vực Tp.HCM. 3.5.2. Phân tích đặc trưng thống kê dữ liệu Dữ liệu phân tích thống kê gồm: 1. Sức kháng danh định dự tính (Rdti) 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 (Rtdi) là giá trị tải trọng thử tương
17. 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, λ R , độ lệch chuẩn, σλR, hệ số biến thiên, VλR) 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 (λR) theo 4 phương pháp dự tính cho 24 cọc thí nghiệm thử tải tĩnh C.dài/ Sức kháng Sức kháng danh định dự tính, Rdt(kN) và biến gộp (λRi) theo: Tên Đ.kính, thực đo RO88-272 OR99-AL12 SNIP-205 SHB4-JRA02 cọc L(m)/D(m) Rtdi(kN) Rdti λRi Rdti λRi Rdti λRi Rdti λRi CT1 54,9/1,2 7.554 9.253 0,820 8.836 0,850 7.127 1,060 5.868 1,290 . . . . . . . . . . . CT24 50,0/1,0 11.289 7.806 1,450 7.372 1,530 9.398 1,200 7.615 1,480 Số trung bình của biến gộp λR, λ R 1,066 1,153 1,215 1,203 Độ lệch chuẩn của λR, σλR 0,308 0,351 0,246 0,368 Hệ số biến thiên của λR, VλR 0,289 0,304 0,202 0,306 Dạng phân phối phù hợp nhất (phân phối loga loga loga loga chuẩn hay loga chuẩn) Ps=0,80 Ps=0,56 Ps=0,99 Ps=0,39 (Ghi chú: Ps: Xác suất phù hợp của phân phối giả định (chuẩn hay loga) so với phân phối chuẩn hóa, được tính theo phương pháp Shapiro-Wilk (điều kiện phù hợp: PS≥0,05)) P.phối chuẩn: =1,066;σR = 0,308 λ R — - Đường kỳ vọng K.định p.phối chuẩn p.phối chuẩn. (Shapiro-Wilk): P.phối loga chuẩn o - Giá trị thực đo (lnλ) PS= 0.13>0.05 phù μlnλ=0,026 hợp p.phối chuẩn σlnλ=0,278 K.định p.phối loga (Shapiro-Wilk): Ps= 0.80>0.05 phù hợp p.p loga Hình 3.4. Đồ thị hàm mật độ phân phối và kiểm định phân phối cho biến gộp sức kháng, λR (Rtd/RdtRO88-272), (RO88-272: phương pháp Resee&O’Neill(1988))
18. 16 P.phối chuẩn P.phối loga — - Đường kỳ vọng chuẩn K.định p.phối chuẩn λ R =1,153 p.phối chuẩn. μlnλ=0,099 (Shapiro-Wilk): σR=0,351 o - Giá trị thực đo (lnλ) s σlnλ=0,301 P =0.18>0.05 phù hợp p.phối chuẩn K.định p.phối loga (Shapiro-Wilk): Ps= 0.56>0.05 phù hợp p.p loga Hình 3.5. Đồ thị hàm mật độ phân phối và kiểm định phân phối cho biến gộp sức kháng, λR (Rtd/RdtOR99-AL12), P.phối chuẩn — - Đường kỳ vọng p.phối K.định p.phối chuẩn λ =1,215; σR =0,246 R chuẩn. (Shapiro-Wilk): o - Giá trị thực đo (lnλ) Ps= 0.55>0.05 phù P.phối loga chuẩn hợp p.phối chuẩn μlnλ=0,176 KĐ p.phối loga σlnλ=0,198 (Shapiro-Wilk): Ps= 0.997>0.05 phù hợp p.p loga Hình 3.6. Đồ thị hàm mật độ phân phối và kiểm định phân phối cho biến gộp sức kháng, λR (Rtd/RdtSNIP-205) P.phối chuẩn P.phối loga — - Đường kỳ vọng K.định p.phối chuẩn λ R =1,203;σR =0,368 chuẩn p.phối chuẩn. (Shapiro-Wilk): μlnλ=0,146 o - Giá trị thực đo (lnλ) Ps= 0.01 0.05 phù hợp p.phối loga Hình 3.7. Đồ thị hàm mật độ phân phối và kiểm định phân phối cho biến gộp sức kháng, λR (Rtd/RdtSHB4-JRA02) Bảng 3.6. Tổng hợp so sách kết quả phân tích đặc trưng thống kê với một vài nghiên cứu khác ở nước ngoài Phương pháp dự Loại Phương pháp thi Đặc trưng thống kê biến gộp sức kháng, λR Ghi chú tính/tiêu chuẩn đất công Số cọc λ R σλR VλR Phân phối Dính và 1,067 0,302 0,283 loga Kết quả của RO88-272: Reese& Ướt (Vữa sét) 24 O’Neill (1988)/ rời 1,029 0,276 0,268 loga* luận án 22TCN272-05 Ướt 10 1,290 0,348 0,270 Sét và Theo (AASHTO LRFD Ống vách 21 1,040 0,302 0,290 loga cát Paikowsky 1998)/ Hỗn hợp 44 1,190 0,357 0,300 loga (2004) (Đất dính, rời) Sét Hỗn hợp (khô, 53 0,90 0,423 0,47 loga
19. 17 Phương pháp dự Loại Phương pháp thi Đặc trưng thống kê biến gộp sức kháng, λR Ghi chú tính/tiêu chuẩn đất công Số cọc λ R σλR VλR Phân phối Cát ướt, ống vách) 32 1,71 1,026 0,60 loga Dính và 1,155 0,356 0,308 loga Kết quả của Ướt 24 rời 1,076 0,316 0,294 loga* luận án OR99-AL12: O’Neill& Dính và 1,270 0,381 0,300 loga Resee (1999)/ Hỗn hợp 34 Murad (2013) rời 1,330 0,52 0,391 loga* AASHTO LRFD 1,122 0,302 0,269 loga 2012/ Sét Hỗn hợp 15 0,902 0,107 0,118 loga* (Đất dính, rời) Theo Liang 2,262 1,004 0,444 loga (2009) Cát Hỗn hợp 18 1,482 0,453 0,306 loga* Nhận xét: Qua Bang 3.5&3.6 và các Hinh 3.4 đến 3.7, nhận thấy: Sự phân tán của các giá trị sức kháng dự tính hay biến gộp sức kháng của phương pháp SNIP-205 là ít nhất, 3 phương pháp còn lại có sự phân tán nhiều và gần bằng nhau (Hình 3.4-3.7); Biến gộp sức kháng (λR) 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 Ps>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: Ps=0,997), kế đến là của phương pháp RO88-272 (Ps=0,8) và sau cùng là của phương pháp SHB4- JRA02 (Ps=0,39) (Bảng 3.5 và các Hình 3.4-3.7); Giá trị trung bình ( λ R ) của biến gộp sức kháng của phương pháp SNIP- 205 lớn nhất ( λ R =1,215), kế đến là phương pháp SHB4-JRA02 ( λ R =1,203) và nhỏ nhất là phương pháp RO88-272 ( λ R =1,066); Hệ số biến thiên (VλR) của biến gộp sức kháng của phương pháp SNIP- SNIP-205 205 là nhỏ nhất (VλR=0,202 sự phân tán của λR ít nhất), kế đến là phương pháp RO88-272 (VλR =0,289) và lớn nhất là phương pháp SHB4- JRA02 (VλR =0,306); Kết quả nghiên cứu đặc trưng thống kê biến gộp sức kháng cọc khoan nhồi của 4 phương pháp nêu trên đáng tin cậy, khá tương đồng, phù hợp với một số kết quả nghiên cứu đã công bố ở nước ngoài (Bảng 3.6). 3.6. Xác định đặc trưng thống kê của các yếu tố ảnh hưởng đến việc xác đinh hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu Qua các kết quả lựa chọn và nghiên cứu như trên, kiến nghị đặc trưng thống kê của các yếu tố ảnh hưởng đến xác định hệ số sức kháng cọc khoan
20. 18 nhồi theo điều kiện cường độ đất nền cho đất hỗn hợp loại dính và rời ở khu vực Tp.HCM như được tổng hợp 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 Đặc trưng thống kê Ghi chú gộp, λ) Phân phối λ ( ln λ ) σλ (σlnλ) Vλ 1. Đại diện cho đại lượng sức kháng: Biến gộp sức kháng, (λR: tỷ số sức kháng * Là phân phối loga thực đo/dự tính) được hiệu chỉnh cho phù RO88-272 (Reese&O’Neill loga 1,067 (0,026) 0,302 (0,278) 0,283 hợp với các giá trị ở vùng (1988)) loga* 1,029 (-0,006) 0,276 (0,263) 0,268 đuôi của phân phối theo OR99-AL12 (O’Neill&Reese loga 1,155 (0,099) 0,356 (0,301) 0,308 phương pháp Best fit to (1999)) loga* 1,076 (0,032) 0,316 (0,288) 0,294 tail (Allen, 2005); SNIP-205 (TC Nga trong loga 1,216 (0,176) 0,243 (0,198) 0,200 Các giá trị trong (.) là TCXDVN205-98) loga* 1,215 (0,171) 0,270 (0,219) 0,222 các giá trị trung bình SHB4-JRA02 (JRA2002- loga 1,203 (0.146) 0,343 (0279) 0,285 ( lnλ ) và độ lệch chuẩn SHB_Part IV) loga* 1,127 (0,089) 0,282 (0,246) 0,250 (σlnλ) của phân phối loga. 2. Đại diện cho đại lượng hiệu ứng tải: Biến gộp hiệu ứng tĩnh tải (λD) và hoạt tải(λL) Hiệu ứng tĩnh tải, λD loga 1,080 (0,069) 0,140 (0,129) 0,130 Vận dụng tiêu chuẩn Hiệu ứng tĩnh tải, λL loga 1,150 (0,124) 0,210 (0,179) 0,180 22TCN 272-05 (AASHTO Hệ số tĩnh tải, γD=1,25; hệ số hoạt tải, γL=1,75; tỷ số tĩnh tải (D) trên hoạt tải LRFD) (L), D/L=3. Kết quả nghiên cứu chương 3 Trong khuôn khổ, các kết quả thu được đã lượng hóa được các yếu tố 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 (λR, 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.
21. 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, thiết kế vòng đời của kết cấu và các yếu tố chính trị, kinh tế và xã hội khác. Ở Việt Nam chưa có điều kiện nghiên cứu chỉ số độ tin cậy mục tiêu, kiến nghị chọn chỉ số độ tin cậy mục tiêu, βt=3, theo chỉ dẫn của tiêu chuẩn AASHTO LRFD. 4.2. Nghiên cứu xác định hệ số sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi theo cường độ đất nền Trên cơ sở kết quả phân tích đặc trưng thống kê biến gộp sức kháng (λR) của 4 phương pháp dự tính sức kháng cọc khoan nhồi và vận dụng đặc trưng thống kê các biến gộp tải trọng (λD, λL), các tham số khác như đề nghị ở Bảng 3.7, tiến hành phân tích xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi theo 2 phương pháp độ tin cậy bậc nhất (FORM) và phương pháp mô phỏng Monte Carlo (MCS) như nêu ở Chương 2. Cụ thể như sau: - Đối với phương pháp FORM: Áp dụng công thức (2.7) và lập bảng tính trên phần mềm Excel và dùng hàm Solver chạy vòng lặp để xác định chỉ số độ tin cậy (β) tương ứng với các giá trị hệ số sức kháng giả định (ϕ =0,4; 0,6; 0,8; 1,05). 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; - Đối với phương pháp MCS: Cũng áp dụng công thức (2.7) và lập 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.
22. 20 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 Đặc trưng thống kê biến gộp sức Hệ số sức kháng (ϕ) tương Phương pháp dự kháng, (λR: tỷ số sức kháng thực đo/dự Phương So sánh sai số ứng chỉ số độ tin cậy mục tiêu tính sức kháng tính), Bảng 3.7 pháp xác trung bình giữa (βt) cọc khoan nhồi định FORM&MCS Phân phối σλ (σlnλ) Vλ λ ( lnλ ) βt =1,64 2,33 3,0 3,5 RO88-272 1,067 0,302 FORM 0,80 0,65 0,53 0,46 1 loga 0,283 (Reese&O’Neill (0,026) (0,278) MCS 0,82 0,66 0,54 0,47 1,023 (1988)/ 1,029 0,276 FORM 0,79 0,65 0,54 0,47 1 loga* 0,268 22TCN272-05) (-0,006) (0,263) MCS 0,80 0,66 0,55 0,47 1,019 OR99-AL12 1,155 0,356 FORM 0,83 0,66 0,54 0,46 1 Loga 0,308 (O’Neill&Reese (0,099) (0,301) MCS 0,85 0,68 0,55 0,47 1,032 (1999)/AASHTO 1,076 0,316 FORM 0,79 0,64 0,52 0,45 1 Loga* 0,294 LRFD 2012) (0,032) (0,288) MCS 0,81 0,66 0,53 0,46 1,026 1,216 0,243 FORM 1,04 0,89 0,77 0,69 1 SNIP-205 (Tiêu Loga 0,200 (0,176) (0,198) MCS 1,05 0,90 0,77 0,69 1,003 chuẩn Nga trong 1,215 0,270 FORM 1,01 0,85 0,72 0,64 1 TCXDVN205-98) Loga* 0,222 (0,171) (0,219) MCS 1,02 0,86 0,73 0,65 1,011 SHB4-JRA02 1,203 0,343 FORM 0,90 0,73 0,60 0,51 1 Loga 0,285 (Tiêu chuẩn Nhật (0.146) (0279) MCS 0,92 0,75 0,61 0,52 1,022 JRA2002- 1,127 0,282 FORM 0,89 0,74 0,62 0,54 1 Loga* 0,250 SHB_Part IV) (0,089) (0,246) MCS 0,90 0,75 0,63 0,55 1,015 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 P.pháp thi λR Hệ số φ So Đề xuất, dự tính/tiêu Loại đất-Khu vực công/số với βt=3 Ghi chú λ σλ sánh φ (βt=3) chuẩn cọc (MCS) Đất hỗn hợp 1,067 0,302 0,54 0,985 Ướt/24 0,54 Kết quả của luận án RO88-272: Dính&rời-Tp.HCM 1,029a 0,276a 0,55a 1 Reese& Sét & cát- Mỹ Hỗn hợp/44 1,190 0,300 0.58 1,055 Paikowsky (2004) O’Neill (1988)/ Sét-Mỹ 0,63b 1,145 22TCN272-05 Hỗn hợp 22TCN272-05 Cát-Mỹ Không có - Đất hỗn hợp 1,155 0,356 0,55 1,038 Ướt/24 0,53 Kết quả của luận án Dính&rời-Tp.HCM 1,076a 0,316a 0,53a 1 Đất hỗn hợp Hỗn 1,270 0,381 0,60 1,132 OR99-AL12: 0,60 Murad (2013) O’Neill& Dính & rời-Mỹ hợp/34 1,330a 0,52a 0,50a 0,943 Resee (1999)/ 1,122 0,302 0,46 0,868 Sét-Mỹ /15 Hỗn hợp 0,45 AASHTO 0,902a 0,107a 0.56a 1,057 Liang (2009) LRFD 2012/ 2,262 1,004 0,51 0,962 Cát- Mỹ /18 Hỗn hợp 0,50 (Đất dính, rời) 1,482a 0,453a 0. 52a 0,981 Sét-Mỹ Hỗn hợp 0,44c 0,830 AASHTO LRFD Cát-Mỹ Hỗn hợp 0,54d 1,019 2012 SNIP-205: Dính và rời- 1,216 0,243 0,77 1,055 Ướt/24 0,73 Kết quả của luận án Tiêu chuẩn Tp.HCM 1,215a 0,270a 0,73a 1 Nga Dính và rời-Nga Hỗn hợp 0,79e 1,019 TCXDVN205-98 Đất hỗn hợp 1,203 0,343 0,61 0,968 SHB4-JRA02: Ướt/24 0,61 Kết quả của luận án Dính&rời-Tp.HCM 1,127a 0,282a 0,63a 1 Tiêu chuẩn JRA2002-SHB_Part Nhật Dính và rời-Nhật Hỗn hợp 0,34f 0,540 IV
23. 21 Nhận xét: - Cùng chỉ số độ tin cậy mục tiêu (βt), hệ số sức kháng cọc khoan nhồi mố trụ cầu tương ứng với 4 phương pháp dự tính tỉ lệ thuận với giá trị trung bình của biến gộp sức kháng, λ R và tỉ lệ nghịch với hệ số biến thiên, VλR; - 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 (ϕLA) có sai lệch so với kết quả nghiên cứu ở nước ngoài và tiêu chuẩn thiết kế hiện hành (ϕNN , ϕTC) 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): ϕLA nhỏ hơn ϕTC (=0,63) tương đương trong tiêu chuẩn 22TCN272-05 và ϕNN (=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 cả đất sét và cát, nhưng do khác nhau về điều kiện địa lý, đất nền không đồng nhất, biện pháp thi công và các yếu tố khác nên dẫn đến sai số này; + Đối với phương pháp O’Neill&Resee (1999): ϕLA nhỏ hơn ϕNN (=0,6) của Murad (2013) là 11,7% và lớn hơn ϕTC (=0,48) tương đương trong AASHTO LRFD 2012 là 9,4%. Sai lệch này cũng có thể lý giải tương tự như trên; + Phương pháp của Nga trong tiêu chuẩn TCXDVN 205-98: ϕLA nhỏ hơn ϕTC (=0,79) tương đương trong tiêu chuẩn TCXDVN 205-98 là 7,6%; + Phương pháp của Nhật trong JRA 2002 JSHB_Part IV: ϕLA lớn hơn ϕTC (=0,34) tương đương trong tiêu chuẩn JRA 2002 JSHB_Part IV là 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, Pf=0,1%); hệ số tĩnh tải (γD=1,25), hệ số hoạt tải (γL=1,75); tỉ số tĩnh tải/hoạt tải (D/L=3); tk - Dự tính sức kháng thiết kế (kí hiệu RRdti hoặc R 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;
24. 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 tk sức kháng thiết kế của cọc khoan nhồi (λ R) theo 4 phương pháp dự tính với hệ số sức kháng theo tiêu chuẩn và luận án và độ tin cậy tương ứng C.dài/ Sức kháng Sức kháng thiết kế dự tính, Rtkdt (kN) và biến gộp sức kháng thiết kế (λtkRi) Tên Đ.kính, thực đo RO88-272 OR99-AL12 SNIP-205 SHB4-JRA02 cọc L(m)/D(m) Rtdi(kN) Rtkdti λtkRi Rtkdti λtkRi Rtkdti λtkRi Rtkdti λtkRi 5.203 1,450 4.745 1,590 5.631 1,340 1.995 3,790 CT1 54,9/1,2 7.554 (4.997) (1,510) (4.683) (1,610) (5.203) (1,450) (3.579) (2,110) . . . . . . . . . . . 4.397 2,570 3.946 2,860 7.428 1,520 2.590 4,360 CT24 50,0/1,0 11.289 (4.215) (2,680) (3.907) (2,890) (6.861) (1,650) (4.645) (2,430) tk Số trung bình của biến gộp, λ R 1,850 (1,974) 2,220 (2,177) 1,539 (1,665) 3,780 (1,974) Độ lệch chuẩn của λtkR, σλR 0,497 (0,570) 0,746 (0,664) 0,312 (0,337) 1,380 (0,605) Hệ số biến thiên của λtkR, VλR 0,269 (0,289) 0,336 (0,305) 0,203 (0,202) 0,365 (0,306) Dạng phân phối phù hợp nhất loga loga loga loga (chuẩn hay loga chuẩn) Ps=0,87 (0,79) Ps=0,75 (0,56) Ps=1,0 (0,99) Ps=0,19 (0,43) Tính lại các tham số thống kê theo phân phối loga tk tkR Số trung bình theo ln(λ ), λ R 1,853 (1,975) 2,223 (2,180) 1,540 (1,666) 3,774 (1,974) Độ lệch chuẩn của ln(λtkR), σλR 0,498 (0,559) 0,736 (0,671) 0,308 (0,332) 1,253 (0,565) Hệ số biến thiên của ln(λtkR), VλR 0,269 (0,283) 0,331 (0,308) 0,200 (0,199) 0,332 (0,286) Phân tích độ tin cậy Hệ số sức kháng theo tiêu 0,5-0,65 (0,54) 0,4-0,55 (0,53) 0,79 (0,73) 0,34 (0,61) chuẩn/luận án Chỉ số độ tin cậy, β (theo MCS) 2,954 (3,021) 3,002 (3,126) 2,892 (3,029) 4,548 (3,007) Xác suất không sự cố, Ps(%) ≈99,8 (≈99,9) ≈99,9 (≈99,9) ≈99,8 (≈99,9) 99,9997 (≈99,9) Xác suất sự cố Pf (%) ≈0,2 (≈0,1) ≈0,1 (≈0,1) ≈0,2 (≈0,1) 0,0003 (≈0,1) So sánh Pf với [Pf] 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, βt=3 hoặc Ps=99,9% như sau: + Phương pháp Resee&O’Neill (1988), 22TCN272-05: ϕ =0,54;
25. 23 + Phương pháp O’Neill&Resee (1999), AASHTO LRFD 2012: ϕ =0,53; + Phương pháp của Nga trong tiêu chuẩn TCXDVN 205-98: ϕ =0,73; + Phương pháp của Nhật, JRA 2002 JSHB_Part IV: ϕ =0,61. KẾT LUẬN CHUNG Với mục tiêu nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng và xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu theo cường độ đất nền ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh, luận án đã tiến hành khảo sát, nghiên cứu trên đối tượng là các cọc khoan nhồi ở các dự án nằm trong khu vực, đánh giá hiện trạng công nghệ và chất lượng cũng như các nội dung tính toán thiết kế làm rõ những tồn tại trong việc đánh giá sức kháng cọc khoan nhồi. Bằng việc ứng dụng các phương pháp của lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực nền móng, luận án đã đề nghị mô hình xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi theo các đặc trưng thống kê của các yếu tố ảnh hưởng chủ yếu. Trên cơ sở phân tích bộ mẫu với 24 số liệu thí nghiệm nén tĩnh cọc khoan nhồi đại diện ở khu vực nghiên cứu, bước đầu đã xác định được các hệ số sức kháng tương ứng với các phương pháp dự tính sức kháng móng mố trụ cầu theo điều kiện cường độ đất nền khu vực thành phố Hồ Chí Minh. Từ kết quả nghiên cứu có thể nêu ra một số kết luận chung như sau: 1. Những đóng góp mới của luận án - Đã kiến 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 (biến gộp, λ) giữa giá trị thực đo và giá trị dự tính của sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi với việc ứng dụng lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết độ tin cậy; - Đã phân tích và lượng hóa được các yếu tố ảnh hưởng đến sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi mố trụ cầu cho nền đất hỗn hợp dính và rời, thi công cọc theo phương pháp ướt (vữa sét) ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh, thông qua việc xác định đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng (λR) cho bốn phương pháp: + Phương pháp Resee&O’Neill (1988), 22TCN272-05: Tuân theo luật phân phối loga, giá trị trung bình,λ R =1,067; độ lệch chuẩn, σλR = 0,302 và hệ số biến thiến, VλR =0,283;
26. 24 + Phương pháp O’Neill&Resee (1999), AASHTO LRFD 2012: Phân phối loga, λ R =1,155; σλR = 0,356 và VλR =0,308; + Phương pháp của Nga trong tiêu chuẩn TCXDVN 205-98: Phân phối loga, λ R =1,215; σλR = 0,270 và VλR =0,222; + Phương pháp của Nhật, JRA 2002 JSHB_Part IV: Phân phối loga, λ R =1,203; σλR= 0,343 và VλR =0,285. - Kiến nghị hệ số sức kháng chung (ϕ) dọc trục cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu theo điều kiện cường độ đất nền cho loại đất hỗn hợp dính và rời, thi công cọc theo phương pháp ướt (vữa sét) ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh cho bốn phương pháp như sau: + Phương pháp Resee&O’Neill (1988), 22TCN272-05: ϕ =0,54; + Phương pháp O’Neill&Resee (1999), AASHTO LRFD 2012: ϕ =0,53; + Phương pháp của Nga trong TCXDVN 205-98: ϕ =0,73; + Phương pháp của Nhật, JRA 2002 JSHB_Part IV: ϕ =0,61. 2. Một số kiến nghị - Có thể sử dụng 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 (biến gộp, λ) giữa giá trị thực đo và giá trị dự tính để nghiên cứu phát triển các khu vực và điều kiện địa chất khác ở Việt Nam. - Phương pháp phân tích thống kê xác suất và phân tích độ tin cậy Monte Carlo cho biến gộp (λ) để xác định hệ số sức kháng có thể áp dụng cho các nghiên cứu tiếp theo. 3. Hướng nghiên cứu phát triển - Tiến hành thêm các nghiên cứu xác định đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng cọc khoan nhồi, đặc biệt là những kết quả thí nghiệm thử tải tách biệt được sức kháng mũi và sức kháng hông như thử tải bằng hộp Osterberg hoặc thử tải tĩnh thông thường có gắn thiết bị đo biến dạng dọc thân cọc, ở các vùng miền với các đặc trưng địa chất khác nhau để có cơ sở hiệu chỉnh các hệ số sức kháng chính thức cho tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ của Việt Nam; - Nghiên cứu các đặc trưng thống kê của tải trọng, trước mắt chủ yếu là hoạt tải đường bộ cho các cấp tải thiết kế cầu đường bộ để hiệu chỉnh các hệ số tải trọng trên cơ sở phân tích độ tin cậy cho phù hợp với điều kiện Việt Nam./.
27. 25 CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ 1. Ngô Châu Phương (2006), “Một số vần đề liên quan đến việc tính toán sức chịu tải cọc khoan nhồi theo tiêu chuẩn hiện hành và một số tiêu chuẩn khác”, TC Khoa học Giao thông vận tải (15), tr. 75-84, Trường Đại học Giao thông Vận tải. 2. Ngô Châu Phương (2012), Phân tích, đánh giá về dự tính sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trên nền đất yếu theo tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05 và AASHTO LRFD 2007, Chủ nhiệm Đề tài cấp trường, Trường Đại học Giao thông Vận tải, Hà Nội. 3. Ngo Chau Phuong, Tran Duc Nhiem (2012), “Some Problems of Estimating the Drilled Shaft Axial Resistance in 22TCN 272-05 And AASHTO LRFD 2007 Specifications”, The International Conference on Green Technology and Sustainable Development, Vol. 1, tr.99-104, Tp.HCM. 4. Ngô Châu Phương, Trần Đức Nhiệm và Nguyễn Ngọc Long (2013), “Một số chỉ tiêu độ tin cậy của cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu từ điều kiện sức kháng đỡ dọc trục ở Tp.Hồ Chí Minh theo một số tiêu chuẩn thiết kế hiện hành”, Hội thảo KHCN 13- Kỹ thuật xây dựng cho sự phát triển bền vững, Vol. Phân ban Kỹ thuật Xây dựng- Đại học Bách Khóa Tp.HCM , tr. 383-393, NXB Xây Dựng. 5. Ngô Châu Phương, Trần Đức Nhiệm và Nguyễn Ngọc Long (2013), “Góp phần xác định hệ số sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu theo điều kiện cường độ đất nền cho phân vùng nền đất yếu ở Việt Nam”, Tạp chí Cầu đường Việt Nam (10/2013), tr. 34- 42, Hội Khoa học kỹ thuật Cầu đường Việt Nam, Hà Nội.