TCVN10834:2015

Tiêu chuẩn quốc gia TCVN 10834:2015 về Móng cọc ống thép dạng cọc đơn dùng cho công trình cầu - Tiêu chuẩn thiết kế TIÊU CHUẨN QUỐC GIA TCVN 10834:2015 MÓNG CỌC ỐNG THÉP DẠNG CỌC ĐƠN DÙNG CHO CÔNG TRÌNH CẦU - TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ Steel pipe pile for bridge f oundation - Design Speci f ication Lời nói đầu TCVN 10834:2015 do Ban Kỹ thuật Tiêu chuẩn Bộ Giao thông Vận tải biên soạn, Bộ Giao thông Vận tải đề nghị, Tổng cục Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng thẩm định, Bộ Khoa học và Công nghệ công bố. MÓNG CỌC ỐNG THÉP DẠNG CỌC ĐƠN DÙNG CHO CÔNG TRÌNH CẦU - TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ Steel pipe pile for bridge f oundation - Design Speci f ication 1. Phạm vi áp dụng Tiêu chuẩn này được áp dụng cho thiết kế móng cọc ống thép (h ở mũi và có bịt mũi) dạng cọc đơn (bố trí các cọc đơn) cho công trình cầu đường bộ v à đường sắt. 2. Tài liệu viện dẫn Các tài liệu viện dẫn sau là cần thiết cho việc áp dụng Tiêu chuẩn này. Đối với các tài liệu viện dẫn ghi năm công bố thì áp dụng phiên bản được nêu. Đối với các tài liệu viện dẫn không ghi năm công bố thì áp dụng phiên bản mới nhất, bao gồm cả các sửa đổi, b ổ sung (nếu có). TCVN 9245:2012, Cọc ống thép ; TCVN 9351-2012, Đ ấ t Xây dựng - Phương pháp Thí nghiệm Hiện trường - Thí nghiệm xuyên Tiêu chu ẩ n ; TCVN 9352:2012, Đất Xây dựng - Phương pháp Thí nghiệm xuyên tĩnh ; TCVN 9393:2012, Cọc - Phương pháp thử nghiệm hiện trường bằng tải trọ n g tĩnh ép dọc trục ; TCVN 9394:2012, Đóng và ép cọc thi công và nghiệm thu ; TCVN 9437:2012, Khoan thăm dò địa chất công trình ; TCVN 10304:2014, Móng cọc - Tiêu chuẩn thiết kế ; JRA 2012, Speci f ication for High w ay Bridges ; AASHTO LRFD Bridge 2012, Speci f ication for Bridge Design ; ASTM D 4719, Standard Test Method for Prebored Pressuremeter Testing in Soils ; ASTM D 6635, Standard Test Method for Per f orming the Flat Plate Dilatometer , ASTM D 1586, Standard Test Method Standard Penetration Test ; ASTM D 6066, Standard Practice Determining Normalized ; ASTM D 5092, Standard Practice Design Installation of Ground ; JGS 1531-2012, Pressuremeter Test for Index Evaluation of the Ground ; JIS A 1219, Method For Standard Penetration Test . 3. Thuật ngữ và định nghĩa Tiêu chuẩn này sử dụng các thuật ngữ và định nghĩa sau đây, ngoài ra cũng sử dụng các thuật ngữ và định nghĩa tr ong các tiêu chuẩn viện dẫn: 3.1 . Cọc ống thép (Steel pipe pile): Các ống thép được sử dụng làm cọc trong các công tr ì nh xây dựng, giao thông; có đường kính lớn hơn 300 mm (Bảng 4 của TCVN 9245: 2012). Các loại cọc ống thép được phân loại dựa trên cấu tạo của mũi cọc, thân cọc và phương pháp thi công. 3.2 . Móng cọc ống thép dạng đơn (distinct s teel pipe piles f oundation): Móng sử dụng các cọc ống thép riêng lẻ tạo thành nh ó m cọc liên kết với bệ cọc 3.3 . Cọc ống thép h ở mũi không có hiệu ứng bịt mũi cọc (Unplugged open-ended s teel pipe pile): Cọc ố ng thép h ở cả đầu cọc và mũi cọc và được đóng vào trong đất. Sau khi cọc được đ ó ng, cao độ của đất bên trong và bên ngo à i cọc xấp xỉ bằng nhau. 3.4 . Cọc ống thép h ở mũi có hiệu ứng bịt mũi cọc (Plugged open-ended s teel pipe pile): Cọc ống thép h ở cả đầu cọc và mũi cọc và được đ ó ng vào trong đất. Sau khi cọc được đ ó ng, cao độ của đất bên trong thấp hơn cao độ của đất ở bên ngoài cọc. Trạng thái bịt mũi cọc được xác định dựa trên sự chênh lệch giữa cao độ của đất ở bên trong và bên ngoài cọc. 3.5 . Cọc ống thép bịt mũi bằng thép tấm (Steel pipe pile closed with bottom plate): Bao gồm cọc ống thép và thép tấm hàn vào mũi của cọc ống thép. Tấm thép này phủ kín đầu dưới của ống sẽ xuyên sâu vào lớp đất chịu lực dưới mũi cọc. Bên trong cọc ống không c ó đất. 3.6. Hệ số phản lực nền hay hệ số nền (Subgrade reaction coefficient): Hệ số đặc trưng cho độ cứng của nền, bằng tỷ số giữa lực đơn vị và chuyển vị tương ứng. Hệ s ố ph ả n lực nền ph ả n ánh sức chịu tải và biến dạng của đất nền, thường được sử dụng trong mô hình h ó a tương tác giữa m ó ng và nền đất. 3.7. Độ cứng lò xo của cọc (Constant spring of pile): Hệ s ố đặc trưng cho tương tác giữa bệ móng, cọc và nền đất. 3.8. Môđun biến dạng của đất (De f ormation modulus of soil): Đặc trưng biểu thị khả năng biến dạng của đất; là hệ s ố tỷ lệ giữa gia số c ủ a áp lực thẳng đứng tác dụng lên tấm nén với gia số tương ứng của độ lún tấm nén, được quy ước lấy trong đoạn quan hệ tuyến tính. 4. Khảo sát phục vụ thiết kế 4.1. Các khảo sát cơ bản Các khảo sát sau đây cần được thực hiện trong thiết kế và thi công m ó ng c ọ c ống thép: - Khảo sát địa chất - Khảo sát thủy văn - Khảo sát các điều kiện xây dựng Đối với khảo sát trong trường hợp cụ thể dưới các điều kiện sau đây, cần đặc biệt quan tâm thu thập các dữ liệu hiện trạng, địa lý, địa chất, môi trường: - Đất yếu - Đất có khả năng hóa lỏng khi động đất - Khu vực núi - Khu vực dễ bị sạt l ở - Khu vực gần các công trình hiện hữu 4.2. Khảo sát địa chất 4.2.1 . Tổng quan Công tác khảo sát địa chất tuân theo TCVN 9437:2012 hoặc tương đương. Công tác khảo sát địa chất phải được thực hiện để cung cấp các thông tin cần thiết cho việc thiết kế và thi công móng. Mức độ khảo sát được dựa trên điều kiện đất nền, kiểu kết cấu và các yêu cầu của dự án. Công tác khảo sát phải đ ả m bảo để có thể làm rõ được bản chất của các lớp đất hoặc đá, các đặc trưng của đất hoặc đá, khả năng hóa lỏng, khả năng xói mòn và các điều kiện nước ngầm. Thí nghiệm hiện trường và thí nghiệm trong phòng được coi trọng như nhau. Quy mô và mức độ chi tiết c ủ a các thí nghiệm hiện trường và các thí nghiệm trong phòng phụ thuộc vào các yếu tố: đặc trưng dự án, địa hình, địa chất, môi trường, ứng dụng, thời gian thực hiện... Khi khảo sát địa chất cần xem xét tới các yếu tố ảnh hư ở ng chính như: Mục đích của việc xây dựng công trình, điều kiện địa chất, điều kiện thủy văn, kỹ thuật thiết kế, công nghệ và phương pháp thi công, thời gian thiết kế và xây dựng, c ác yêu cầu an toàn cho môi trường và các công trình xung quanh, dự toán, khả năng rủi ro; kinh nghiệm vận hành, thiết kế và xây dựng. 4.2.2 . Thí nghiệm trong phòng 4.2.2.1 . Tổng quan Các thí nghiệm trong phòng thí nghiệm được tiến hành theo các Tiêu chuẩn được ghi trong thư mục tài liệu tham khảo hoặc các Tiêu chuẩn do Chủ đầu tư quy định. Mục đích của thí nghiệm trong phòng là b ổ sung các thông tin khảo sát cho các thí nghiệm hiện trường để phục vụ cho việc phân loại đất, xác định chỉ số c ủ a đất trên tính chất của đất, mật độ, cường độ và cường độ nén. 4.2.2.2 . Các thông số đặc tính cơ lý của đất phục vụ thiết kế Các đặc trưng cơ bản của đất sẽ được xác định từ kết quả khảo sát hiện trường và các thí nghiệm trong phòng thí nghiệm, tùy theo yêu cầu của chủ đầu tư có thể bao gồm: • Phân loại đất (đối với tất cả các loại đất); • Phân bố thành phần hạt (đất không dính), trọng lượng riêng; • Hàm lượng hạt mịn (đất hỗn hợp bao gồm đất thô và hạt mịn); • Độ ẩm tự nhiên (chủ yếu là đ ấ t hạt mịn), hàm lượng nước; • Giới hạn Atterberg (đất hạt mịn); • Hàm lượng hữu cơ (đất hạt mịn); • Chi tiết c ó thể tham khảo phụ lục A và tài liệu tham khảo. 4.2.3 . Thí nghiệm hiện trường 4.2.3.1 . T ổ ng quan Các thí nghiệm hiện trường được tiến hành theo các tiêu chuẩn được ghi trong thư mục tài liệu tham khảo hoặc các tiêu chuẩn do ch ủ đầu tư quy định. 4.2.3.2 . Thu thập và kiểm tra các tài liệu địa kỹ thuật hiện có Trước khi tiến hành công tác khảo sát hiện trường, cần phải kiểm tra hồ sơ địa kỹ thuật với các thông tin dữ liệu liên quan đến: hiện trạng khu vực dự án, các kết cấu hiện hữu, điều kiện địa kỹ thuật ... Các thông tin có thể bao gồm: • Các bản đồ địa hình, b ả n đồ địa chất, hình ảnh chụp từ trên không, mặt bằng xây dựng và các số liệu điều tra ...; • Các dữ liệu địa chất, đặc điểm xói mòn, hiện tượng lún trượt đất trong khu vực lân cận ...; • Các báo cáo địa chất có sẵn tại khu vực dựng các và các khu vực lân cận ...; • Các dữ liệu về các công trình hiện có (nếu có, bao gồm cả tường neo trong đất hoặc các hệ thống tương tự ...) trong khu vực; • Dữ liệu về độ cao mực nước, mực nước ngầm (nếu có) ... trong khu vực của dự án; • Các dữ liệu địa chấn, chẳng hạn như: sự thay đổi c ủ a mặt đất, h ó a lỏng và mức độ khuếch đại khi động đất xảy ra tại khu vực xây dựng... Khi đánh giá độ chính xác và hiệu quả c ủ a các thông tin này cho dự án mới, cần phải hết sức thận trọng. Đồng thời cũng phải cẩn thận khi ngoại suy các điều kiện địa chất nếu móng cọc ống thép được xây dựng trong khu vực ở cách vị trí khảo sát một khoảng cách nhất định. 4.2.3.3 . Các thí nghiệm hiện trường Khảo sát hiện trường bao gồm cả kiểm tra, thí nghiệm trực quan tại chỗ và thu thập các dữ liệu liê n quan về các đặc tính của khu vực này có thể ảnh hư ở ng đến công việc thiết kế, xây dựng và bảo trì (nếu cần thiết) của công trình sẽ xây dựng. 1) Thí nghiệm xuyên tiêu chu ẩ n (SPT) Tiến hành theo TCVN 9351-2012 hoặc tương đương (ASTM D 1586, ASTM D 6066, JIS A 1219). Trong trường hợp không có đầy đủ số liệu từ thí nghiệm trong phòng có thể xác định góc ma sát trong ( j ) và lực d í nh (c) theo các công thức sau đây hoặc tham khảo phụ lục A. (1) Công thức 1 (JRA) Góc ma sát trong của cát ( j ) c ó thể xác định thông qua giá trị SPT theo công thức sau: j = 4,8logN 1 +21 (1) Lực dính c ủ a đất sét (c) c ó thể xác định trực tiếp từ các thí nghiệm trong phòng trên các mẫu không bị phá hoại hoặc tham khảo công thức sau: c=6N đến 10N (kN/m 2 ) (2) (2) Công thức 2 (AASHTO LRFD-2012) Góc ma sát trong thoát nước có thể xác định như sau: Bảng 1. Quan hệ giá trị SPT N l 60 và góc ma sát trong thoát nước của cát (Bo w les, 1977) N l 60 f f <> 25-30 4 27-32 10 30-35 30 35-40 50 38-43 Trong đó N l 6 0 = C N N 60 (số búa/300mm) N l = C N N : (số búa/300mm) C N = [0.77log 10 (1.92/ s ' v )], và C N 2.0 s ' v : ứng suất pháp hữu hiệu (MPa) N: số búa SPT chưa hiệu c h ỉ nh (búa/300mm) N 60 = (ER/60%)N: số búa SPT hiệu chỉnh theo búa đ ó ng (búa/300mm) ER: hiệu suất búa thể hiện như phần trăm của lý thuyết năng lượng rơi tự do phân phối b ở i hệ thống búa thực tế sử dụng (60% cho thả búa thông thường sử dụng cáp và đầu mèo, 80% cho búa tự động) 2) Thí nghiệm xuyên côn (CPT) Tiến hành theo TCVN 9352:2012 hoặc tương đương (ASTM D 5778, JIS A 1220). 3) Thí nghiệm cắt cánh hiện trường (VST) Tiến hành theo ASTM D 2573 hoặc JIS 1411. 4) Thí nghiệm nén ngang trong lỗ khoan (PMT và DMT) Thí nghiệm nén ngang trong lỗ khoan (PMT) và thí nghiệm nén ngang kết hợp xuyên liên tục trong lỗ khoan (DMT) được sử dụng không nhiều. Tiến hành theo ASTM D 4719, ASTM D 6635 hoặc JGS 1531. Từ kết quả DMT c ó thể xác định các thông số địa kỹ thuật của đất hoặc nội suy các chỉ s ố thí nghiệm khác. 5) Các kỹ thuật kiểm tra lỗ khoan Tiến hành theo ASTM D 4700 hoặc tương đương. 6) Khảo sát địa tầng Khi đã có đủ thông tin từ các lỗ khoan và từ các thí nghiệm hiện trường, có thể tiến hành khảo sát địa tầng để biết được tất c ả các biến đổi địa chất c ó ảnh hư ở ng tới việc thiết kế v à xây dựng móng cọc ống thép. 4.2.4 . Nước ngầm Hiện tượng nước ngầm ở trong đất có thể có những ảnh hư ở ng khác nhau tới việc thiết kế và công năng làm việc lâu dài c ủ a móng cọc ống thép. Vì vậy, cần khảo sát để phát hi ện sự tồn tại và cao độ mực nước ngầm tại vị trí xây dựng. Nước ngầm cần được đánh giá ngay từ khi khảo sát hiện trường bằng các lỗ khoan thăm dò và sau khi khoan phải quan trắc ít nhất l à 24 giờ. Các thi ế t bị đo áp lực nước lỗ rỗng (Piezometer) hoặc các giếng quan sát phải được lắp đặt và quan trắc trong các chu kỳ thời tiết khác nhau. Khi nước ngầm chứa trong nhiều tầng ngậm nước được tách biệt bởi các lớp không th ấ m, có thể đặt các piezometer tại các cao trình khác nhau đ ể ghi lại cột áp trong mỗi tầng chứa nước. Có thể tham khảo ASTM D 5092. Việc thí nghiệm cần được thực hiện với tất c ả các yếu tố nước ngầm bên dưới kết cấu, như mực nước ngầm, điều kiện tự ch ả y và các mạch nước ngầm sâu. Các thí nghiệm tại hiện trường sẽ hữu ích trong việc đánh giá chuyển động nước ngầm. Điều kiện tự chảy hoặc các trường hợp áp lực nước lỗ rỗng dư thừa cũng nên được xem xét v ì chúng có xu hướng làm giảm khả năng chịu tải của đ ấ t. Một phân tích trọng lượng c ó hiệu là phương pháp t ố t nhất để tính toán khả năng chịu lực của cọc. Đối với việc thiết kế các móng cọc ph ả i xét mực nước ngầm cao nhất phù hợp với trường hợp x ấ u nhất trong phân tích khả năng chịu lực c ủ a cọc. Tuy nhiên, việc hạ thấp đáng kể mực nước ngầm trong quá trình xây dựng có thể là nguyên nhân tạo nên những vấn đề khi hạ cọc và khai thác b ở i việc gây ra sự nén lún hoặc cố kết. Ảnh hư ở ng c ủ a nước ngầm và lực đẩy nổi danh định sẽ được xác định bằng cách sử dụng mực nước ngầm phù hợp với những điều kiện đã s ử dụng đ ể tính toán ứng suất hiệu quả dọc theo th â n cọc và đầu cọc. Hiệu quả của áp lực thủy tĩnh sẽ được xem xét trong thiết kế. Nước ngầm c ó thể có ảnh hư ở ng đáng kể đến đất nền, với một số loại đất sét nước ngầm c ó thể làm tăng thể tích của đất. Khi độ ẩm tăng, độ dẻo của đất sét tăng c ó th ể dẫn đến sự sụt trượt. 4.3. Xói cầu Khảo sát các điều kiện xói cầu cần được thực hiện với các điều kiện thiết kế s a u: + Lũ thiết kế xói: Vật liệu đáy sông trong lăng thể xói ở phía trên đường xói chung được giả định là đã được chuyển đi trong các điều kiện thiết kế. Lũ thiết kế do mưa kèm triều dâng hoặc lũ hỗn hợp thường nghi ê m trọng hơn là lũ 100 năm hoặc lũ tràn với chu kỳ tái xuất hiện nh ỏ hơn. Các trạng thái giới hạn cường độ và trạng thái giới sử dụng phải áp dụng cho điều kiện này. + Lũ kiểm tra xói: ổn định móng cầu phải được nghiên cứu đối với các điều kiện xói gây ra do lũ dâng đột xuất vì bão mưa kèm triều dâng, hoặc lũ hỗn hợp không vượt quá lũ 500 năm hoặc lũ tràn với chu kỳ tái xuất hiện nhỏ hơn. Dự trữ vượt quá yêu cầu về ổn định trong điều kiện này l à không cần thiết. Phải áp dụng trạng thái giới hạn đặc biệt cho điều kiện này. Nếu điều kiện tại chỗ do tích rác và dềnh nước ở gần nơi hợp lưu đòi h ỏ i phải dùng lũ sự cố lớn hơn thay cho lũ thiết kế xói hoặc lũ kiểm tra xói th ì người thiết kế có thể dùng lũ sự cố đó. Bệ m ó ng nên được thiết kế với đ ỉ nh bệ thấp hơn mức xói chung tính toán để giảm thiểu tr ở ngại cho dòng lũ và tránh dẫn đến xói cục bộ. Tại những nơi mà bắt buộc phải bố trí đỉnh bệ cọc ở cao hơn đáy sông cần chú ý xét đến xói tiềm tàng. Khi dùng trụ chống va hoặc hệ thống bảo vệ trụ khác thì trong thiết kế cần xét đến ảnh hư ở ng của chúng đến xói trụ cầu và sự tích rác. Ổ n định của mố trong vùng có dòng chảy xoáy cần được nghiên cứu kỹ và mái dốc nền đắp nhô ra phải được bảo vệ với các biện pháp chống xói phù hợp. 4.4. Khảo sát các điều kiện xây dựng Khảo sát điều kiện xây dựng l à thu thập các thông tin về vị trí được đề xuất đặt m ó ng . Cần phải khảo sát các điều kiện trên mặt đất ảnh hư ở ng tới điều kiện và vị trí đặt móng như địa hình, các công tr ì nh hiện hữu, các di tích lịch sử hay c ả nh quan thiên nhiên... Cũng cần phải xem xét các điều kiện tự nhiên như vùng đầm lầy hoặc các khu vực sụt l ở đất. Nếu cần thiết phải khảo sát môi trường xung quanh và công trường thi công. Hiện trạng c ủ a khu vực xây dựng được thể hiện trên bình đồ hiện trạng v à các hình ảnh. 5. Nguyên tắc thiết kế 5.1. Nguyên lý thiết kế Móng cọc ống thép phải được thiết kế theo các trạng thái giới hạn quy định để đạt được các mục tiêu thi công được, an toàn và sử dụng được, c ó xét đến các vấn đề khả năng dễ kiểm tra, tính kinh tế. Bất kể dùng phương pháp phân tích kết cấu nào thì luôn luôn cần được thỏa mãn với mọi ứng lực và các tổ hợp được ghi rõ c ủ a chúng. Mỗi cấu kiện và liên kết phải thỏa mãn bất phương trình (3) với mỗi trạng thái giới hạn, trừ khi c ó các quy định khác. Đối với các trạng thái giới hạn sử dụng và trạng thái giới hạn đặc biệt, hệ số sức kháng được lấy bằng 1,0. Mọi trạng thái giới hạn được coi trọng như nhau. å g i Q i ≤ j R n (3) Trong đó: g i : hệ số tải trọng - hệ số nhân dựa trên thống kê dùng cho hiệu ứng lực; j : hệ số sức kháng - hệ số dựa trên thống kê dùng cho sức kháng danh định; Q i : Hiệu ứng lực R n : Sức kháng danh định R r : Sức kháng tính toán: R n = j R n 5.2. Phân tích kết cấu 5.2.1 . Tổng quát Có thể sử dụng bất cứ phương pháp phân tích kết cấu nào th ỏa mãn các yêu cầu về điều kiện cân bằng và tính tương hợp và sử dụng được mối liên hệ ứng suất - biến dạng cho loại vật liệu đang xét, chúng bao gồm các phương pháp sau và danh sách này còn có thể m ở rộng hơn nữa: • Phương pháp mô hình hệ khung, • Phương pháp chuyển vị và phương pháp lực c ổ điển, • Phương pháp phần tử hữu hạn. Người thiết kế được sử dụng các chương trình máy tính để dễ phân tích k ế t cấu và giải trình cũng như sử dụng các kết quả. Trong tài liệu tính toán và báo cáo thiết kế cần chỉ rõ tên, phiên bản và ngày phần mềm được đưa vào sử dụng. Các mô hình toán học phải bao gồm tải trọng, đặc trưng hình học và tính năng vật liệu của kết c ấ u, và khi thấy thích hợp, cả những đặc trưng ứng xử c ủ a m ó ng. Trong việc lựa chọn mô hình, phải dựa vào các trạng thái giới hạn đang xét, định lượng, hiệu ứng lực đang xét và độ chính xác yêu cầu. Phải đưa cách thể hiện thích hợp về đất và/hoặc đá làm móng cầu vào trong mô hình toán học của nền móng. Kết cấu móng cọc được sử dụng trong công trình cầu có cấu tạo bao gồm nhóm cọc và bệ m ó ng. T ả i trọng tác dụng lên kết cấu trên sẽ truyền xuống nhóm cọc thông qua bệ móng. Chuyển vị theo phương ngang, phương đứng và ph ả n lực của mỗi cọc c ó thể được t í nh toán bằng cách sử dụng mô hình phân tích hệ khung với các hệ số phản lực nền hoặc phương pháp chuyển vị với các hệ số đàn hồi. Khi thiết kế về động đất, phải xét đến sự chuyển động tổng thể và sự h óa lỏng c ủ a đất (nếu có). 5.2.2 . Phương pháp mô hình hệ khung Mô hình hệ khung sử dụng hệ số phản lực nền được thiết lập theo chiều sâu (có thể sử dụng các phần mềm phân tích kết cấu theo phương pháp phần t ử hữu hạn) thể hiện trong hình 1. Các hệ số phản lực nền (k H , k V , C S ) sử dụng trong mô hình hệ khung được trình bày trong mục 8. Hình 1. Mô hình phân tích hệ khung 5.2.3 . Phương pháp chuyển vị Tính toán móng cọc dựa trên phương pháp chuyển vị (phương pháp phân tích đàn hồi), có xem xét đến chuyển vị của bệ móng, bao gồm chuyển vị theo phương thẳng đứng, phương ngang và góc quay. Giả định rằng bệ m ó ng l à cứng tuyệt đối, c ó thể sử dụng mô hình phân tích ở Hình 2, đặc điểm biến dạng của mỗi cọc được thay thế bằng một hệ lò xo tại đầu cọc có giá trị tương đương và bệ m ó ng được mô hình hóa như một khối cứng trên nhiều gối lò xo đại diện cho một nhóm cọc. Phương pháp chuy ể n vị sử dụng các hệ số đàn hồi (K V , K 1 , K 2 , K 3 , K 4 ) theo phương ngang và phương đứng tại đầu cọc như trong hình 2 sẽ trình bày trong mục 9. Hình 2. Mô hình phương pháp chuyển vị Chi tiết phương pháp chuyển vị c ó thể tham khảo Phụ lục B. 6. Tải trọng và phân bố tải trọng 6.1 . Tải trọng Gồm các tải trọng và lực thường xuyên và nhất thời theo quy định c ủ a Tiêu chuẩn thiết kế cầu hiện hành. Việc bố trí móng cọc phải được thiết kế sao cho có hiệu quả nhất đối với các tải trọng này. 6.2 . Phân bố tải trọng Tải trọng phân bố lên cọc cần được xem xét dựa trên độ cứng của bệ cọc, liên kết tại đầu cọc và mũi cọc. Trong thực t ế cọc chịu tác dụng đồng thời của lực dọc, lực ngang, mô men. K h i thiết kế c ó thể sử dụng các phần mềm để tính toán. Trong trường hợp tính toán sơ bộ c ó thể sử dụng giả thiết cọc là cứng, liên kết khớp ở đầu cọc và mũi cọc, cọc chỉ chịu tác dụng của lực dọc trục. 7. Vật liệu Các yêu cầu về cấp vật liệu, th à nh phần hóa học, đặc tính cơ học của cọc ống thép tuân theo tiêu chuẩn TCVN 9245: 2012 hoặc tương đương. 8. Hệ số phản lực nền 8.1. Tổng quát V ề nguyên tắc, hệ số phản lực nền c ó thể được xác định bằng cách sử dụng mô đun biến dạng thu được từ kết quả khảo sát và sự phân bố bề rộng tải trọng của móng. Đây là hệ s ố cần thiết trong thiết kế để t ì m ra chuyển vị và phản lực của móng, do đ ó hệ số này cần phải được xác định dựa trên các kết quả khảo sát và thí nghiệm. Hệ số phản lực nền dùng đ ể tính toán độ cứng lò xo theo phương ngang và phương đứng cho mô hình hệ khung (Mục 5.2) và sử dụng cho tính toán hệ số đàn hồi (Mục 9) cho phương pháp chuyển vị (Mục 5.3). Hệ số ph ả n lực nền k được định nghĩa như sau: (4) Trong đ ó : k: Hệ số nền (hệ số phản lực nền) (kN/m 3 ) P: Phản lực nền trên một đơn vị diện tích (kN/m 2 ) S: Chuyển vị (m) Đất không phải là môi trường đàn hồi mà có mật độ và nén theo chiều sâu, đường cong quan hệ biến dạng - phản lực c ó dạng phi tuyến được thể hiện trong hình 3. Hệ số nền thay đổi theo chuyển vị, đồ thị này xác định t ỷ số giữa ph ả n lực nền trên một đơn vị diện tích và chuyển vị. Hình 3. Hệ số phản lực nền Trong tính toán hệ số phản lực nền c ó thể được xác định như là hàm của mô đun biến dạng của nền đất. Mô đun biến dạng của nền l à giá trị vật lý phụ thuộc vào độ lớn của biến dạng xảy ra trong nền đất do t ả i trọng truyền xuống từ móng, ứng suất trong đất và thời gian gia t ả i. Do đó, giá trị của hệ số phản lực nền cũng thay đổi theo các yếu t ố này. Bên cạnh đ ó hệ số phản lực nền bị ảnh hưởng b ở i các biến thể của tính chất vật lý của đất theo chiều sâu và sự khác biệt trong điều kiện gia tải lên kết cấu trong điều kiện thí nghiệm và điều kiện thực tế và nó l à ứng x ử khá phức tạp. Hệ số phản lực nền được trình bày ở đây được định nghĩa trong trạng thái khi tải trọng móng tác dụng lên nền đất được gi ả định là tĩnh. N ó được sử dụng trong trường hợp thiết kế cho cọc dưới điều kiện bình thường và tính toán thiết kế tĩnh trường hợp động đất. 8.2. Hệ số phản lực nền theo phương đứng Hệ số phản lực nền theo phương đứng xác định theo công thức 5: (5) Trong đó: k V : Hệ số phản lực nền theo phương đứng (kN/m 3 ) k V 0 : Hệ số phản lực nền theo phương đứng (kN/m 3 ) tương đương với giá trị của thí nghiệm gia tải l ê n bàn nén đường kính 0,3m (tham khảo TCVN 9354:2012), có thể được xác định từ mô đun biến dạng của nền xác định được từ thí nghiệm hay từ khảo sát địa chất theo công thức (6) (6) B V : Bề rộng chịu tải của cọc (m), B V = D E 0 : Mô đun biến dạng của nền đất được đo tại vị trí thiết kế, hoặc c ó thể xác định theo các phương pháp trong bảng 2 (kN/m 2 ) a : Hệ số, lấy theo bảng 2 A V : Diện tích chịu tải theo phương thẳng đứng (m 2 ) D: Đường kính cọc (m) Bảng 2. Mô đun biến dạng của đất E o và a Phương pháp xác định mô đun biến dạng E o (kN/m 2 ) a TTGH Cường độ và Sử dụng Trạng thái giới hạn đặc biệt Mô đun biến dạng xác định được bằng ½ giá trị thu được từ đường cong lặp của thí nghiệm gia t ải lên bàn nén hình tròn đường kính 0,3m. 1 2 Mô đun biến dạng xác định từ thí nghiệm gia tải theo phương ngang trong hố khoan. 4 8 Mô đun biến dạng xác định từ thí nghiệm nén 1 trục hay 3 trục mẫu thí nghiệm. 4 8 Mô đun biến dạng xác định dựa trên giá trị N của thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn E o =2800N 1 2 8.3. Hệ số nền theo phương ngang Hệ số nền theo phương ngang xác định theo công thức (7) (7) Với: k H : Hệ số phản lực nền theo phương ngang (kN/m 3 ) k H0 : Hệ số phản lực nền theo phương ngang (kN/m 3 ) tương đương với giá trị của thí nghiệm gia tải lên bàn nén đường kính 0,3m (tham khảo TCVN 9354:2012), c ó thể được xác định từ mô đun biến dạng của nền xác định được từ thí nghiệm hay từ khảo sát địa chất theo công thức (8) (8) B H : Bề rộng chịu tải quy ước của móng (m), xác định theo công thức: (9) E o : Mô đun biến dạng của nền đất được đo tại vị trí thiết kế, hoặc c ó thể xác định theo các phương pháp trong b ả ng 2 (kN/m 2 ) a : Hệ số, lấy theo bảng 2 D : Đường kính của cọc (m) b : Hệ số đặc tính của cọc (m -1 ) El : Độ cứng chống uốn của tiết diện cọc (kNm 2 ) 8.4. Hệ số trượt CS Hệ số trượt thành bên của cọc C S được định nghĩa l à độ dốc đường cát tuyến của đường cong của ma sát thành cọc - độ lún như trong hình 4. Hệ số trượt C S có thể được ước tính theo các phương pháp sau: a) Công thức (1) [Viện nghiên cứu kỹ thuật Xây dựng Nhật Bản]: C S có thể xác định từ giá trị SPT theo công thức: (10) Hình 4. Định nghĩa hệ số trượt C S b) Công thức (2) [Okahar] + Với cọc đ ó ng trong đất rời: C S = 360N + Với cọc đóng trong đất dính: C S = 580N c) Công thức (3) [Fujita] (11) Với L e là độ xuyên sâu của cọc (m) c) Công thức (4) [Sato] Sato đã giả thiết rằng K V có thể thu được dựa trên thí nghiệm thử t ả i của cọc ống thép m ở mũi và C S c ó thể thu đ ượ c từ công thức (12) và hình 5. C S = 3. 0 00 - 10.000 (kN/m 3 ) (12) Hình 5. Phạm vi ph â n phối của C S 9. Hệ số đàn hồi (độ cứng lò xo) của cọc 9.1. Tổng quát Hệ số đàn hồi của cọc được sử dụng tính toán chuyển vị của móng và phản lực của cọc theo “phương pháp chuyển vị” đã trình bày trọng mục 5.3. Hệ số đàn hồi (hay độ cứng lò xo) được tính toán cho các trạng thái giới hạn khác nhau, bao gồm lò xo theo hướng dọc trục cọc (K V ) và các lò xo theo hướng vuông góc với trục cọc (K 1 , K 2 , K 3 , K 4 ) như thể hiện trong hình 2 mục 5.3. 9.2. Hệ số đàn hồi của cọc theo hướng dọc trục 9.2.1 . T ổ ng quát Hệ số đàn hồi của cọc theo hướng dọc trục K V có thể được ước tính được bằng cách s ử dụng ba phương pháp sau đây: [1] Phương pháp sử dụng đường cong tải trọng - độ lún trong thí nghiệm thử tải thẳng đứng của cọc [2] Phương pháp sử dụng các kết qu ả thí nghiệm th ử tải thẳng đứng của cọc trong quá khứ [3] Phương pháp sử dụng các kết quả khảo sát địa chất Trong đó, phương pháp [1] được đánh giá là chính xác nhất, phương pháp [2] có thể chấp nhận được, phương pháp [3] liên quan đến hệ số phản lực nền phụ thuộc rất nhiều vào khảo sát địa chất. 9.2.2 . Phương pháp ước tính s ử dụng đường cong tải trọng - độ lún trong thí nghiệm th ử tải thẳng đứng của cọc Độ cứng lò xo của đầu cọc K V (kN / m) được định nghĩa là P 0 /S 0 , nó cho thấy độ lún phi tuyến, như được hiển thị trong Hình 6. Vì vậy, cần thiết phải xác định được độ lún đ ể sử dụng cho phương pháp chuyển vị dựa trên phân tích tuyến tính. Hình 6. Đường cong tải trọng - độ lún đầu cọc Độ lún tiêu chuẩn có thể được giả định là 10mm cho cả tính toán hệ số nền theo phương đứng và theo phương ngang hoặc lựa chọn phù hợp với đường kính, chiều dài cọc và phương pháp thi công. Việc đánh giá sự an toàn của kết cấu c ó thể thông qua các trạng thái giới hạn, cọc được mô hình h ó a thành các hệ lò xo thông qua hệ s ố đàn hồi. Do đó, giới hạn ch ả y trên đường cong P 0 -S 0 có thể được xem như giá trị tiêu chuẩn, độ cứng lò xo dọc trục của cọc K V được định nghĩa l à độ nghiêng của cát tuyết tại độ lún S y . 9.2.3 . Ph ươn g pháp ước tính s ử dụng kết quả thử tải th ẳ ng đứng của cọc trong quá khứ Các phương pháp ước tính dựa trên kết quả thử tải trong quá khứ dựa trên kết qu ả tổng hợp mối quan hệ giữa K V với t ỷ lệ xuyên sâu L/D (chiều dài cọc/ đường kính cọc) tùy theo phương pháp thi công. Theo phương pháp này dựa trên đường cong P 0 - S 0 từ kết quả thử tải sẽ xác định được K V chính bằng độ dốc đường cát tuyến tại giới hạn chảy, tổng hợp các giá trị K V thu được tron g các thí nghiệm thử tải khác nhau, sẽ tính ra được hệ số a trong công thức (13) Hệ số đàn hồi theo phương dọc trục K V của cọc xác định theo công thức (13): (13) Trong đó: K V : Hệ số đàn hồi dọc trục của cọc (kN/m) A p : Tiết diện thực của cọc (m 2 ) E p : Mô đun đàn hồi của vật liệu của thân cọc (kN/m 2 ) L : Chiều dài cọc (m) a: Hệ số được xác định theo tỷ lệ xuyên sâu (L/D) của phương pháp thi công, được xác định như sau: + Thi công cọc bằng búa đóng a = 0,014 ( L/ D) + 0,72 (14) + Thi công cọc bằng búa rung a = 0,017 ( L/ D) - 0,014 (15) Các dữ liệu trong công thức (13, 14) được dựa trên L/ D ≥ 10, do đó công thức (13) chỉ nên áp dụng cho các cọc có L/ D ≥ 10. Với các cọc có L/D 10 cần tham khảo các kết quả thử tải trong điều kiện tương tự v.v. 9.2.4 . Phương pháp ước tính dựa trên kết quả khảo sát địa chất Giả sử cọc là một thể đàn hồi có lò xo thành bên và ở mũi cọc, hệ số đàn hồi K V (kN/m 2 ) c ó thể thu được từ hệ số phản lực nền theo phương đứng k V (kN/m 3 ) ở mũi cọc và hệ số trượt C S (kN/m 3 ) mặt ngoài của cọc. Khi lực dọc trục tác dụng lên đầu cọc như trong Hình 7, hệ số trượt thành bên của cọc được giả định không đổi theo chiều sâu, dựa trên điều kiện cân bằng lực của các phân tố và các điều kiện liên tục của chuyển vị ứng suất, công thức cơ bản cho sự chuyển vị của cọc được thể hiện như trong công thức (16): (16) Trong đ ó : v: Chuyển vị dọc trục của cọc tại độ sâu X (m) U: Chu vi của cọc (m) Hình 7 . Ứ ng suất và chuyển vị của cọc chịu lực dọc 23 ) Cách giải cho công thức (16) được thể hiện trong công thức (17). v=Ae a x + Be - a x (17) Trong đó: Lực dọc trục của cọc thu được qua công thức (18) (18) Công thức (19) cho các hằng số tích hợp A và B thu được bằng cách giải công thức (17) và công thức (18), sử dụng các điều kiện biên tại các đầu cọc và mũi cọc. Tại điểm này, các điều kiện biên là N=P N tại x=0 v à N=k v . A i . v(x=L) tại x =L. (19) Công thức (16) thu được dựa trên K v =P N /v(x=L). A P E P /L là độ cứng lò xo chỉ do sự biến dạng đàn hồi trong công thức (16) và K V thu được bằng cách nhân với hệ số đàn hồi của a mặt đất. Hệ s ố a thu được từ công thức (20). (20) Trong đó: (21) (22) Ai: Diện tích khép kín ở đầu cọc (m 2 ) U: Chu vi của cọc (m) k V : Hệ số ph ả n lực nền thẳng đứng ở mũi cọc (kN/m 3 ) C S : Hệ số tr ượ t của cọc với bề mặt bên ngoài của nền đất (kN/m 3 ) Bảng 3 chỉ ra một số giá trị của a khi C S hoặc k V là giá trị đặc biệt Bảng 3. a đối với C S , k V đặc biệt C s k v a 0 k v g /(1+ g ) 0 ¥ 1 C s 0 l . tanh l C s ¥ l / tanh l a có xu hướng lớn hơn 1 khi chiều dài (trong đất) của cọc lớn và nh ỏ hơn 1 khi chiều dài (trong đất) của cọc nh ỏ . Khi chiều dài (trong đất) của cọc lớn ( l > 2), giả định rằng tanh l (> 0,964) → 1, a → l , kết quả l à , công thức (16) tr ở thành công thức (23) với giả thiết k V không liên quan đến chất lượng của đất tại đầu cọc hoặc chiều dài của cọc. (23) Khi xét đến độ dẻo của nền đất liên quan đến C S hoặc khi độ cứng mặt cắt của cọc không phải là hằng số theo chiều sâu hoặc ngay cả trong trường hợp cọc được dự đoán, các phương pháp thu được K V được khuyến cáo. K V có thể thu được từ công thức (16) hoặc công thức (23), bằng cách xác định C S hoặc k V dựa trên kết quả thí nghiệm địa chất. Trong trường hợp tỷ lệ xuyên sâu của cọc ( L/ D) lớn hơn hoặc bằng 10, hệ số a được xác định theo công thức (17) hoặc (18). Tuy nhiên, trong trường hợp L/ D 10, c ó thể tham khảo cách xác định k V trong mục 8.2, cách xác định C S theo mục 8.4. 9.3. Hệ số đàn hồi theo phương vuông góc với trục của cọc Hệ số đàn hồi theo phương vuông góc với trục của cọc có thể được xác định dựa trên lý thuyết dầm trên nền đàn hồi sử dụng hệ số phản lực nền theo phương ngang. Các hệ số đàn hồi K 1 , K 2 , K 3 , K 4 được định nghĩa như sau: K 1 , K 3 : Lực hướng tâm (kN/m) và mô men uốn (kNm/m) khi dịch chuyển đầu cọc một đơn vị trong khi vẫn giữ cho n ó xoay. K 3 , K 4 : Lực hướng tâm (kN/rad) và mô men uốn (kNm/rad) khi xoay đầu cọc một đơn vị trong khi vẫn giữ cho nó di chuyển theo phương hướng tâm. 9.3.1 . Cọc có chiều dài bán vô hạn ( b L e ≥3). Với giả thiết hệ số phản lực nền theo phương ngang không phụ thuộc vào độ sâu và chiều dài xuyên sâu của cọc là đủ dài, hệ số đàn hồi có thể được tính theo công thức trong bảng 4. Bảng 4. Độ cứng lò xo của cọc có chiều dài bán vô hạn Liên kết cứng đầu cọc Liên kết khớp đầu cọc h # 0 h=0 h # 0 h=0 K 1 4 El b 3 2 E l b 3 K 2 , K 3 2 E l b 2 0 0 K 4 2 EI b 0 0 Trong đó: b : Hệ số đặc tính của cọc ( m -1 ) k H : Hệ số phản lực nền theo phương ngang (kN/m 3 ) D : Đường kính của cọc (m) El : Độ cứng ch ố ng uốn của tiết diện cọc (kNm 2 ) h: Chiều dài tự do của cọc (chiều dài của cọc trên mặt đất) (m) 9.3.2 . Cọc có chiều dài hữu hạn (1 ≤ b L e ≤ 3). Dịch chuyển hướng tâm và lực cắt của của cọc với cọc có chiều dài hữu hạn l à điều kiện cần thiết khi xem xét điều kiện khả năng chịu tải của mũi cọc. Tuy nhiên nếu mũi cọc đ ư ợc đặt vào lớp đất chịu lực có chất lượng tốt tới độ sâu tương đương với đường kính cọc, c ó thể coi như liên kết khớp ở mũi cọc. Nếu giả thiết hệ số phản lực nền theo phương ngang (kH) không đổi theo chiều sâu, phương pháp chuyển vị có thể được tính bằng cách sử dụng các giá trị K 1 f 1 , K 2 f 2 , K 3 f 3 , K 4 f 4 thu được khi nhân các hệ số đàn hồi K 1 , K 2 , K 3 , K 4 với hệ số điều ch ỉ nh f i . Hệ số điều chỉnh f i là hàm của b Le và b h và giá trị của chúng được thể hiện trong hình 8. Các giá trị trong Bảng 5 áp dụng cho phạm vi 1 ≤ b L e ≤ 3. Bảng 5. Độ cứng lò xo của cọc có chiều dài hữu hạn Cọc có chiều dài hữu hạn (1 ≤ b L e ≤ 3) Cọc có chiều dài bán vô hạn ( b L e ≤ 3) Điều kiện của mũi cọc Tự do (f) Khớp (h) Ngàm (c) Hình vẽ minh họa Hệ số đàn hồi K 1 f 1 f K 1 f 1 h K 1 f 1 c K 1 K 2 f 2 f K 2 f 2 h K 2 f 2 c K 2 K 3 f 3 f K 3 f 3 h K 3 f 3 c K 3 K 4 f 4 f K 4 f 4 h K 4 f 4 c K 4 Hình 8 . Hệ số điều ch ỉ nh f i 10. Thiết kế kết cấu móng cọc ống thép 10.1. Tổng quan 10.1.1 . Kích thước của cọc ống thép Cọc ống thép phải phù hợp với tiêu chuẩn TCVN 9245 : 2012. (1) Cọc ống thép khác với các quy định tại điều này có thể được sử dụng khi được kiểm chứng bằng cách thực hiện các thí nghiệm cần thiết và chúng có các khả năng tương đương hoặc cao hơn các quy định trong điều khoản. Việc xác định chiều dài cọc xét tới phương pháp vận chuyển, khả năng của máy móc thi công, số lượng mối hàn ghép và các vấn đề tương tự khác là cần thiết. (2) Chiều dày của cọc ống thép phải được xác định sao cho cọc đảm bảo khả năng chịu lực có kể đến chiều dày bị suy giảm do ăn mòn. Yêu cầu này được thỏa mãn khi chiều dày của cọc thiết kế đảm bảo các vấn đề sau đây: a) Chiều dày của cọc ống thép phải được xác định bằng tổng chiều dày yêu cầu từ tính toán thiết kế và độ giảm chiều dày do ăn mòn. Chiều dày nh ỏ nhất của cọc phải là 9 mm. b) Việc giảm chiều dày của cọc ống thép do ăn mòn được xét cho bề mặt ngoài tiếp xúc với đất và nước, không cần xét cho bề mặt trọng của cọc. Chiều dày mỗi phần của một cọc ống thép phải đ ả m bảo an toàn với tất cả các ứng suất thiết kế phát sinh trong cọc, như ứng suất nén, kéo, uốn và ứng suất cắt, và phần được thêm v à o b ở i chiều dày có th ể b ị giảm do ăn mòn. Trong trường hợp cọc ống thép sử dụng phương pháp đ ó ng, tham khảo Bảng 6 về phạm vi của đường kính và chiều dày cọc ống thép. Đối với cọc ống thép dự định thi công bằng phương pháp đào trong không có lo ngại hình dạng cọc bị vênh b ở i sự truyền động lệch tâm hoặc tương tự trong quá trình thi công, chiều dày có thể được lấy giá trị lớn nhất của t/ D = 1% ( t/ D l à tỷ số giữa chiều dày và đường kính ống) và 9mm hoặc lớn hơn, xét tới sự thuận lợi trong quá tr ì nh gia công và vận chuyển. B ả ng 6. Phạm vi đường kính và chiều dày của Cọc ống thép sử dụng cho phương pháp đóng ( Bảng 4 - TCVN 9245:2012) Đường kính danh định (mm) Chiều dày (mm) 400 9 - 12 500 9 - 14 600 - 800 9 - 16 900 - 1.100 12 - 19 1.200 - 1.400 14 - 22 1.500 - 1.600 16 - 25 1.800 - 2.000 19 - 25 Liên quan đến sự gi ả m chiều dày do ăn mòn của cọc ống thép, khuyến cáo rằng nên tính ăn mòn cho phép l à 1 mm trong các trường hợp tổng quát với các phần của cọc luôn trong nước hoặc trong đất (bao gồm cả những phần trong nước ngầm), khi cọc không chịu ảnh hư ở ng trực tiếp của nước biển hoặc nước th ả i công nghiệp độc hại thì không cần phải kiểm tra ăn mòn. Khi cọc bị ảnh hư ở ng b ở i những yếu tố trên hoặc khi thường xuyên phải chịu các quá trình khô và ướt, th ì cần phải đảm bảo đ ủ khả năng chống ăn mòn. Cọc ống thép bị ăn mòn ch ủ yếu b ở i các hoạt động điện hóa: vì dòng điện ăn mòn được tạo ra dọc theo bề mặt thép và loại b ỏ sắt theo hình thức ion làm cọc bị ăn mòn. Sự xuất hiện của ăn mòn cần có ba yếu tố sau đây xuất hiện cùng lúc: - Tồn tại của nước (nói cách khác là dung dịch điện phân) - Xuất hiện của hiệu số điện thế trong mỗi phần của cọc ống thép - Có cung cấp oxy Nếu không có bất kỳ các yếu tố này, phản ứng sẽ không tiếp tục và ăn mòn sẽ được ngăn chặn. Do đó, các biện pháp chống ăn mòn là làm biến mất bất kỳ trong ba điều kiện gây ăn mòn ở trên. Các biện pháp chống ăn mòn điển hình được tr ì nh bày sau đây: 1/- Sơn Sơn c ó hiệu quả để phòng tránh ăn mòn và làm giảm tốc độ ăn mòn với tốc đ ộ trong đất chậm hơn trong môi trường khí quyển. Tuy nhiên, tuổi thọ của lớp sơn ph ủ ngoài phải được xem xét một cách thích hợp khi áp dụng sơn với mục đích n à y. 2/- Lớp phủ hữu cơ Lớp phủ hữu cơ bao gồm: - Lớp phủ bảo vệ ống thép bằng polyethylene, polyurethane, v . v .. tại nhà máy và - Lớp phủ bảo vệ ống thép bằng keo epoxy hoặc phủ bằng FRP tại công trường thi công. Lớp phủ tại công trường thi công khá đơn giản, nhưng cần cẩn thận trong việc xử lý các đường mép vì ăn mòn xảy ra hay không là phụ thuộc vào việc xử lý n à y. Cọc ống thép có lớp ph ủ hữu cơ sản xuất trong nhà máy có chất lượng ổ n định và khả năng chống ăn mòn rất tốt. Do đó, phải thật cẩn thận trong quá trình thực hiện để không làm hư hỏng bề mặt lớp ph ủ trong quá trình vận chuyển và thi công. 3/- Lớp ph ủ vô cơ Một phương pháp chống ăn mòn khác là bọc cọc ống thép bằng vật liệu xi măng cứng (như vữa và bê tông) c ó độ tin cậy cao, nhưng đòi h ỏ i chất lượng cao và xử lý cẩn thận để đảm bảo sự bền vững của vật liệu. Cũng rất quan trọng trong việc đảm bảo chiều dày và tránh khỏi bị nứt. 4/- Phủ các tấm thép Đây là một phương pháp che phủ ở vùng rửa trôi (vùng nằm giữa mức nước cao và thấp) với một tấm thép dày (chiều dày khoảng 12 mm) và hàn chúng lại với nhau, phương pháp này chỉ ra hiệu quả chống ăn mòn và chịu va đập rất tốt. 5/- Chống ăn mòn bằng phương pháp điện hóa Đây là phương pháp s ử dụng dòng điện nhân tạo chạy qua cọc ống thép để ngăn chặn dòng ăn mòn và được chia thành 2 loại sau: - Phương pháp cấp điện t ừ bên ngoài: Nhúng một anode trong nước hoặc trên mặt đất và cung cấp dòng trực tiếp thông qua một chỉnh lưu tới cọc ống thép để ngăn chặn ăn mòn. - Phương pháp anode điện môi: Nhúng anode được làm bằng một kim loại nguyên chất (như kẽm và magiê) c ó thể được ion hóa dễ dàng hơn sắt để ngăn ngừa ăn mòn bằng dòng điện chạy giữa các kim loại khác nhau. Phương pháp này phù hợp với những vùng mà năng lượng ít có sẵn, nhưng nó phải được thay thế anode kim loại trong một chu kỳ vòng đời b ở i chúng bị hao mòn trong hệ điện môi. 10.1.2 . Chiều dài của cọc Chiều dài sơ bộ của cọc trước khi kiểm toán chính xác c ó thể giả định dựa trên sức kháng xuyên tiêu chuẩn và độ cao của cọc phía trên cao trình đào. Độ sâu cần thiết phải đủ để chịu được tải trọng tác dụng lên đầu cọc và đáp ứng các điều kiện ổn định tổng thể. Trường hợp địa chất có lớp đất yếu dày ở trên lớp đất tốt (lớp chịu lực), độ xuyên sâu của cọc vào lớp chịu lực (có trị số SPT ≥ 30) cần đảm bảo đủ khả năng chịu t ả i và hạn chế sự chuyển vị của cọc. 10.1.3 . T ươ ng tác giữa cọc và nền đ ấ t Cần xét đến việc hạ cọc vào nền sẽ làm chặt nền đất yếu và các vật liệu dạng hạt, cũng có thể l à m tơi xốp nền đất tốt và các vật liệu dạng hạt. Nếu đóng cọc trong nền đất hạt rời, c ó khả năng đóng cọc đến độ sâu lớn không thực hiện được. Việc thi công cọc ảnh hư ở ng đến đất trong khoảng từ khoảng 1,5m đến 3, 0 m đường kính ngang từ cọc và theo phương dọc từ mũi cọc, vì vậy người thiết kế cần xét hiệu ứng này tùy theo loại đất nền. Cần phải xử lý cọc hoặc đất nền đ ể không xảy ra hiện tượng cố kết, ma sát âm hoặc chảy dẻo. 10.1.4 . Các xem xét về động học Dưới tác dụng t ả i trọng động, móng và khu vực xung quanh c ó thể bị chuyển vị do hiện tượng hóa lỏng của đất. Hiện tượng hóa l ỏ ng thường xảy ra do động đất và một s ố trường hợp do dao động khi đóng cọc hoặc các dao động trong quá trình khai thác. Nếu đất dưới móng và khu vực xung quanh c ó thể bị hóa lỏng thì nên xem xét khả năng thay đất hoặc làm chặt đất cùng với việc thiết kế các phương án móng phù h ợ p. Các tần số dao động riêng đầu tiên của hệ thống kết cấu - đất nền nên được đánh giá và so sánh với các tần số vận hành để đảm b ả o rằng không x ả y ra cộng h ưở ng (không kết hợp với h ó a l ỏ ng). Các xem xét về khả năng hỏa lỏng tuân theo mục A10 của Tiêu chuẩn thiết kế cầu hiện hành (22TCN 272-05). 10.1.5 . Ma sát âm Khi một cọc được đóng xuống đất, lún cố kết c ó khả năng xảy ra, ảnh hư ở ng của ma sát âm đến khả năng chống chịu lực thẳng đứng, cường độ và độ lún của cọc sẽ được kiểm tra để tránh phá hủy và để duy trì chức năng của kết cấu. Độ sâu phân phối gây của cọc và đất xung quanh cọc do cố kết, được thể hiện trong hình 9. Các vị trí mà tại đ ó gây lún của cọc và đất bằng nhây được biết đến như là điểm trung hòa. Ở phần cao hơn điểm trung hòa, ma sát âm tác dụng lên cọc. Hình 9. Ma sát âm và điểm trung hòa Chỉ có tĩnh tải được xem xét trong việc tính toán ma sát âm. Điều này là do hoạt tải sẽ làm giảm ma sát âm nếu hiện tại c ó ma sát âm, và có thể làm tăng ma sát chủ động. Cũng vì lý do đó, ma sát âm không nên đưa vào tính toán kháng chấn. Có thể s ử dụng phương pháp bọc vật liệu nhựa đường cho cọc ống thép để giảm ma sát âm. 10.1.6 . Th ử tải cọc Trừ trường hợp c ó quy định khác của Chủ đầu tư, sử dụng các tiêu chuẩn sau khi thử tải cọc: - TCVN 9394:2012 Đóng và ép cọc thi công và nghiệm thu. - TCVN 9393:2012: Cọc - Phương pháp th ử nghiệm hiện trường bằng tải trọng tĩnh ép dọc trục. Quy định về thử tải cọc theo quy định của các tiêu chuẩn liên quan. Các thử nghiệm cơ bản như sau: 10.1.6.1 . Thử tải tĩnh (thí nghiệm ép cọc) Thí nghiệm ép cọc (Hình 10(a)) dùng các cọc neo đ ể chịu phản lực từ cọc thí nghiệm, và là tiêu chuẩn để thử t ả i tĩnh cho cọc m à t ả i trọng tác dụng lên đầu cọc bằng một thiết bị ép ví dụ như các kích thủy lực, thường th í nghiệm khoảng 1 cọc cho mỗi vị trí công trường. 10.1.6.2 . Thử tải tĩnh (Thí nghiệm đặt tải mũi cọc - Hộp Ostenberg Cell) Thí nghi ệ m đặt tải mũi đầu cọc (Hình 10(b)) là phương pháp để đặt sức kháng mũi cọc và sức kháng bề mặt cọc bằng cách đặt kích đặt ở gần mũi cọc và không yêu cầu thiết bị đặt tải từ bên ngoài. 10.1.6.3 . Th í nghiệm nh ổ cọc Thí nghiệm nhổ cọc là phương pháp thí nghiệm để xác định t ả i trọng nhổ tĩnh tại đầu cọc, phương pháp đặt tải theo phương pháp thí nghiệm ép cọc. 10.1.6.4 . Thí nghiệm gia tải nhanh Thí nghiệm gia tải nhanh (Hình 10(c)) yêu cầu thời gian thí nghiệm ngắn và không yêu cầu các cọc neo như trong các thí nghiệm t ả i tĩnh, có thể sử dụng thí nghiệm cho nhiều cọc khác nhau. 10.1.6.5 . Thí nghiệm biến dạng lớn (PDA) Thí nghiệm biến dạng lớn PDA (Hình 10 (d)) l à thí nghiệm để đánh giá các tính chất của khả năng chịu tải thẳng đứng thông qua quan hệ tải trọng - chuyển vị, v,v... của đầu cọc bằng cách đo dạng sóng lịch s ử thời gian của gia t ố c và biến d ạ ng gần đầu cọc, thực hiện việc phân tích dạng sóng dựa trên cơ s ở lý thuyết sóng một chiều khi gõ vào đ ầ u cọc bằng một búa thủy lực hoặc búa r ơi. Hình 10. Sơ đồ nguyên tắc của các phương pháp th ử tải thẳng đứng 10.1.7 . Bảo vệ chống hư hỏng Í t nhất các loại hư h ỏ ng sau đây phải được xét tới: • Ăn mòn móng cọc thép, đặc biệt là trong đất đắp, đất có độ pH thấp và môi trường biển; và • Sự tấn công của Sun f at, Clorua và Axit với m ó ng cọc bê tông. Các điều kiện dưới đây được coi là dấu hiệu của sự suy giảm chức năng hoặc tình trạng ăn mòn của cọc: • Điện tr ở suất thấp hơn 100 ohm/mm, • Độ pH thấp hơn 5,5, • Độ pH nằm trong khoảng 5,5 v à 8,5 trong đ ấ t c ó hàm lượng hữu cơ cao, • Nồng độ Sun f at lớn hơn 1000 ppm, • Rác và xỉ than, • Đất trong khu vực m ỏ và thoát nước công nghiệp, và • Khu vực với hỗn hợp đất có điện tr ở suất cao và đất có hàm lượng chất kiềm (đất phèn) cao với điện trở suất thấp. Các điều kiện dưới đây của nước được coi là dấu hiệu của sự suy giảm chức năng hoặc t ì nh trạng ăn mòn của cọc: • Hàm lượng clorua lớn hơn 500 ppm, • Nồng độ Sun f at l ớ n hơn 500 ppm, • Hầm mỏ hoặc thoát nước công nghiệp, • Hàm lượng hữu cơ cao, • Độ pH thấp hơn 5,5 và • Cọc bị phơi nhiễm trong nhiều chu kỳ ướt/khô. Khi các chất th ả i h ó a học bị nghi ngờ, phải xem xét phân tích hóa học đầy đ ủ mẫu thử đất và nước. 10.2. Trạng thái giới hạn và hệ số sức kháng 10.2.1. Tổng quan Các trạng thái giới hạn được nêu trong mục 5, trong mục này đưa ra các yêu cầu chi tiết. 10.2.2. Trạng thái gi ớ i hạn cường độ (cực hạn) Thiết kế m ó ng theo trạng thái giới hạn cường độ phải xét đến: - Sức kháng đỡ, loại trừ áp lực chịu tải giả định, - Mất ma sát quá nhiều, - Trượt tại đáy m ó ng, - Mất chống đỡ ngang, - M ấ t ổn định chung, và - Khả năng chịu lực kết cấu. Móng phải được thiết k ế về mặt kích thước sao cho sức kháng tính toán không nhỏ hơn tác động của tải trọng tính toán. 10.2.3. Trạng thái giới hạn sử dụng bao gồm: Thiết kế móng theo trạng thái giới hạn sử dụng phải bao gồm: - Lún, - Chuyển vị ngang của cọc chịu t ả i trọng ngang và mô men, và - Sức chịu tải ước tính dùng áp lực chịu tải giả định Xem xét lún phải dựa trên độ tin cậy và tính kinh tế. 10.2.4 . Trạng thái giới hạn đặc biệt Trạng thái giới hạn đặc biệt được thực hiện để đảm bảo kết cấu m ó ng an t o àn khi động đất, lũ lụt, khi va chạm bởi tàu xe. 10.2.5 . Hệ số sức kháng Hệ số sức kháng xác định theo b ả ng 7. Bảng 7. Hệ số sức kháng Điều kiện / Phương pháp xác định sức kháng Hệ số sức kháng Sức kháng danh định của cọc - phương pháp phân tích tĩnh: Tất cả các loại đất - dùng cho công thức (25) và (26) 0,45 - dùng cho công thức (29) 0,30 Sức kháng nhổ của cọc đơn Tất cả các loại đất 0,35 Sức kháng trường hợp cọc ma sát 0,35 10.3. Khả năng chịu tải của cọc theo đất nền 10.3.1 . Tổng quan Khả năng chịu lực của cọc được xác định hoặc dựa trên khả năng chịu lực của kết cấu và đất nền đảm bảo cọc đủ chịu lực trong các trường hợp tải khác nhau, độ lún và chuyển vị ngang phải nằm trong dung sai cho phép. Khả năng chịu lực của cọc theo đất nền bao gồm khả năng chịu lực tại mũi cọc, tức là sức kháng mũi, và khả năng chịu lực dọc trục, tức là kháng bên. Việc huy động sức kháng mũi đòi hỏi một độ lún lớn hơn đáng kể so với huy động sức kháng bên. Những ảnh hư ở ng của ma sát âm v à hiệu ứng bịt mũi cọc đối với cọc hở mũi đối với sức chịu tải theo đất nền được kiểm tra một cách riêng biệt, khi ma sát âm phát triển hay hiệu ứng bịt mũi cọc được hình thành. Khả năng ăn mòn của cọc không thấp hơn khả năng chịu lực theo đất nền. 10.3.2 . Xác định khả năng chịu lực Đối với cọc đóng c ó sức chịu tải theo đất nền được xác định dựa trên độ xuyên sâu của cọc và mũi cọc, khả năng chịu lực của cọc theo đất nền có thể được xác định bằng nhiều cách khác nhau. Các phương pháp bao gồm phương pháp trực tiếp và gián tiếp. Phương pháp gián tiếp bao gồm: - Công thức ước tính khả năng chịu lực tĩnh, - Phương pháp theo kinh nghiệm dựa trên sức kháng xuyên, - Công thức động đ ó ng cọc - Phân tích sóng ứng suất mà không đo sóng ứng suất trên công trường xây dựng. Phương pháp trực tiếp bao gồm: - Thí nghiệm tải trọng động dựa trên lý thuyết sóng ứng suất - Thí nghiệm t ải trọng tĩnh. Trong giai đoạn thiết kế các phương pháp gián tiếp được sử dụng trong thiết kế kích thước cọc, độ xuyên sâu của cọc và kích thước của búa đóng. Công tác kiểm tra trên hiện trường thường được thực hiện bằng cách s ử dụng phương pháp trực tiếp, thường là bằng thí nghiệm tải trọng động. Khả năng chịu lực của cọc bịt mũi bao gồm sức kháng mũi và sức kháng ma sát thành bên. Khả năng chịu lực của cọc h ở mũi bao gồm sức kháng mũi, sức ma sát thành trong và kháng ma sát thành ngo à i. Khả năng chịu lực của cọc h ở mũi có hiệu ứng bịt mũi cọc do đất bao gồm sức kháng mũi v à sức kháng bên thành ngoài. Khả năng chịu lực của nhóm cọc lấy là trị số nh ỏ nhất trong các trị số sau: - T ổ ng kh ả năng chịu tải của các cọc đơn; điển hình cho nhóm cọc chống, - Khả năng chịu tải thu được bằng cách gi ả sử nhóm cọc đều, hoặc - Tác động, gây độ lún lớn nhất của nhóm cọc. 10.3.3 . Công thức xác định khả năng chịu lực tĩnh 10.3.3.1 . Tổng quan Các công thức trong mục này áp dụng cho cọc ống thép có đường kính đến 1500mm. Sức chịu tải tính toán xác định theo công thức sau: R r = j R n = j stat R p + j stat R s R p =q p A p ; R s =q s A s (24) Trong đ ó j stat : Hệ số sức kháng (cho ph â n tích tĩnh) lấy theo Bảng 7 R p , R s : Sức kháng mũi cọc, sức kháng ma sát bên cọc (kN) q p , q 3 : Sức kháng đơn vị mũi cọc, sức kháng ma sát bên đơn vị của cọc (kN/m 2 ) : Diện tích mũi c ọ c (m 2 ) A s = p D L : Diện tích thành bên của cọc (m 2 ) D: Đường kính cọc (m) L: Chiều sâu cọc trong đất (m) 10.3.3.2 . Sức kháng mũi cọc Trường hợp cọc h ở mũi, sử dụng công thức (25). Trong trường hợp cọc bịt mũi, sử dụng công thức (26) hoặc các công thức tương đương (29). (1) Công thức 1 [JRA] Sức kháng mũi đơn vị danh định của cọc ống thép, kN/m 2 , xác định theo công thức: q p = 300 N .l/ (5 . D) (25) q p = 200 N .l /(5 . D) + 1 00 N (26) N: Số búa SPT của lớp đất mũi cọc chưa hiệu chỉnh do áp lực tầng ph ủ (N≤40) l : Độ xuyên sâu của cọc trong lớp đất chịu lực (lớn nhất là 5D) (m) D: Đường kính cọc (m) Hình 11. Đồ thị xác định sức kháng mũi cọc Đồ thị Hình 11. có thể sử dụng để xác định sức kháng mũi cọc với các chiều sâu ngàm và đường kính khác nhau. Công tác đ ó ng cọc sẽ được kết thúc sau khi xem xét đầy đ ủ các điều kiện kết thúc để đ ả m bảo khả năng chịu lực. Các điều kiện kết thúc nên được xác định dựa trên kết quả thử tải đ ó ng cọc, và được đại diện b ở i các yếu tố như chiều dài của cọc, khả năng chịu t ả i trọng động, độ x uyên sâu để kết thúc đ ó ng. Đóng cọc sẽ được kết thúc khi được kiểm tra đầy đ ủ các điều kiện kết thúc. Chiều dài của cọc: Chiều dài cọc được quy định trong các bản vẽ thiết kế hoặc được xác định bằng thí nghiệm thử tải cọc. Khả năng chịu t ả i trọng động: Khả năng chịu chịu t ả i trọng động trong phương pháp đóng cọc có thể đ ượ c tính bằng cách sử dụng công thức để kiểm soát giai đoạn kết thúc. K ể từ khi giá trị khả năng chịu tải trọng động t ì m thấy bằng công thức này bị phân tán, công thức này không phải là một ch ỉ số tuyệt đối kiểm soát công đoạn kết thúc và cần đ ược công nhận là một trong những kỹ thuật kiểm soát công đoạn kết thúc. Công thức này không nên áp dụng cho các trường hợp đ ó ng cọc có thể làm cho áp lực nước gia tăng cực hạn trong các lớp đất theo ch ủ ng loại và do đó độ chối bất thường lớn nơi cọc bịt mũi được sử dụng. (27) Trong đó, R a : Sức kháng của cọc (kN) A : Diện tích mặt cắt ngang thực của cọc (m 2 ) E : Mô đun đàn hồi của vật liệu cọc (kN/m 2 ) Cọc ống thép E =2,0x1 0 8 (kN/m 2 ) l 1 : Chiều dài cọc s ử dụng trong tính toán sức kháng tải trọng động tại mũi cọc thể hiện trong bảng 8 (m) l 2 : Chiều dài của cọc trong đất (m) U : Chu vi cọc (m) : Giá trị N trung bình của các lớp đất xung quanh cọc K : Tổng độ chối (m) e o , e r : Hệ s ố hiệu c h ỉ nh, thể hiện trong bảng 9 Bảng 8 Chiều dài cọc hiệu chỉnh Giá trị e 0 Giá trị l 1 e 0 ≥ 1 l m 1 >e 0 ≥ l m /l l m /e 0 e 0 ≤ l m /l l l : Chiều dài từ mũi cọc tới vị trí búa rơi (m) l m : Chiều dài từ mũi cọc tới vị tr í xác định độ chối của cọc (m) Hình 12 . Chiều dài cọc hiệu ch ỉ nh Bảng 9 . Chiều dài cọc hiệu chỉnh Biện pháp thi công e 0 e r Ghi chú Phương pháp đóng bằng búa 1,5 W H /W P 0,25 Áp dụng cho búa diezen Phương pháp đóng bằng búa (1 , 5 W H / W P ) 1/3 0,25 Áp dụng cho búa thủy lực W H : trọng lượng búa (kN) W P : Trọng lượng cọc (kN); Khi s ử dụng đoạn cọc nối dài (Đoạn cọc nối kho đ ó ng cọc mà đầu cọc ở thấp hơn mặt đất hoặc mặt nước), giá trị này bao gồm cả trọng lượng của đoạn cọc nối dài. (28) Trong đó, A 0 , E 0 , l 0 : Diện tích mặt cắt ngang của thân cọc (m 2 ), mô đun đàn hồi (kN/m 2 ) và chiều dài (m) A i , E i , l i : Diện tích mặt cắt ngang tại tiết diện thứ i của thân cọc (m 2 ), mô đun đàn hồi (kN/m 2 ) và chiều dài (m) (2) Công thức 2 [Phương pháp Meyerho f - AASHTO] (29) Trong đ ó : q p : Sức kháng mũi danh định đơn vị (Mpa) D b : Độ xuyên sâu của cọc trong lớp đất chịu lực (mm) D: Đường kính cọc (mm) Nl 6 0 : số đếm SPT gần mũi c ọ c đã hiệu chỉnh cho áp lực tầng phủ, (Búa/300mm) q t : sức kháng mũi giới hạn tính bằng 0,4Nl 6 0 c ho cát và 0,3N l 6 0 cho bùn không dẻo (MPa). 10.3.3.3 . Sức kháng do ma sát b ề mặt Sức kháng ma sát danh định của c ọ c, kN/m 2 , c ó thể xác định theo công thức: Đối với đất rời: q s =2N (Lớn nhất l à 100) Đ ố i với đất dính: q s =c hoặc 10N (Lớn nhất là 150) N: SPT Số búa SPT chưa hiệu ch ỉ nh bởi áp lực tầng ph ủ c: Lực dính của đất (kN/m 2 ) 10.3.3.4 . Sức kháng nhổ Sức kháng nhổ đ ã nhân hệ số được lấy theo công thức sau: R UP = j u p R n = j up R S (31) F up : Hệ s ố sức kháng (cho phân tích tĩnh), lấy theo B ả ng 7 R s : Sức kháng do ma sát bên c ọ c (kN), l ấ y theo công thức (24) R UP : Sức kháng nhổ đã nhân hệ số R n : Sức kháng nhổ danh định 10.3.4 . Độ lún của cọc Giới hạn độ lún đều tổng thể của mố trụ cầu là 25,4mm. Để tính toán lún nh ó m cọc, t ả i trọng được giả định tác dụng trên bệ móng tương đương dựa trên độ sâu của chôn của cọc v à o lớp đất như thể hiện trong hình 13 và hình 14. Lún nhóm cọc sẽ được đánh giá cho móng cọc trong đất dính, đất bao gồm các lớp liên kết chặt chẽ, và cọc trong đất dạng hạt l ỏ ng l ẻ o. Tải trọng tính lún l à tải trọng tác dụng thường xuyên trên móng. Đối với bệ m ó ng tương đương, sẽ sử dụng kích thước tương đương B và L'. Thiết kế cọc phải đảm bảo theo trạng thái giới hạn cường độ và sử dụng. Đối với cọc trong cát chặt, trong trường hợp không có ma sát âm, có thể b ỏ qua tính lún theo nhóm cọc. Móng tương đương tại độ sâu D Độ lún của nhóm cọc = Biến dạng nén của lớp H 1 và H 2 dưới tác dụng của tải trọng phân bố a) Mũi cọc chống trong sét cứng hoặc sét nằm dưới lớp sét mềm Móng tương đương tại đ ộ s â u 2/3D Độ lún của nh ó m cọc = Biến dạng nén của lớp H dưới tác dụng của tả i trọng phân bố b) C ọ c được chống đỡ b ở i sức kháng b ê n trong đất sét Móng tương đương tại độ sâu 8/9D Độ lún của nhóm cọc = Biến dạng nén của lớp H 1 , H 2 và H 3 dưới tác dụng của tải trọng phân bố nQ a được giới hạn b ở i sức kháng đỡ của lớp s é t b) Cọc được chống đỡ b ở i sức kháng thân trong đất cát nằm dưới lớp sét Móng tương đương tại độ sâu 2/3D Độ lún của nhóm cọc = Biến dạng n é n của lớp H 1 , H 2 v à H 3 dưới tác dụng của tải trọng ph â n bố c) Cọc được ch ố ng đỡ b ở i s ứ c kháng thân và sức kháng mũi trong địa tầng phân lớp Ghi chú: (1) Diện tích mặt bằng chu vi nhóm cọc = (B)(Z). (2) Diện tích mặt bằng (B 1 )(Z 1 ) = hình chiếu của diện tích (B)(Z) tại độ sâu dựa trên áp lực phân bố. (3) Khi bệ cọc liên kết tương đối cứng, áp lực phân bố được giả thiết theo chiều sâu. (4) Khi móng bản mềm hoặc nhóm bệ cọc nhỏ riêng biệt, tính toán áp lực bằng các giải pháp đàn hồi. Hình 13. Phân bố ứng suất dưới bệ móng tương đương cho nhóm cọc theo Hannigan và cộng sự (2006) (a) (b) Hình 14. Vị trí bệ móng tương đương (theo Duncan and Buchignani, 1976) 10.4. Khả năng chịu tải theo vật liệu kết cấu cọc Khả năng chịu tải theo vật liệu của kết c ấ u cọc được xác định b ở i cường độ cọc ống thép. Khả năng chịu lực kết cấu được kiểm tra đ ố i với các tác động từ kết cấu bên trên cũng như mô men uốn từ các tải trọng ngang, độ lệch tâm hay mô men cố định tác dụng lên cọc. Ngoài các yêu cầu của kết cấu bên trên, khả năng chịu lực của cọc cần được xem xét với uốn dọc, các tải trọng gia t ăng chẳng hạn như ma sát âm và uốn của cọc nghiêng do độ lún hoặc u ố n gây ra bởi áp lực đất hoặc sức kháng bên. Độ dày tối thiểu của cọc ống thép đóng là 10 mm. Với ống c ó đường kính nhỏ hơn 600 mm chiều dày có thể là 8 mm. Mức độ ăn mòn cọc cần được xem xét khi xác định khả năng chịu lực dài hạn của cọc. Trong một kết c ấ u hoàn thiện cọc ống thép thường bị chèn đầy đ ấ t. Phần trên của cọc h ở mũi đôi khi trống rỗng và trong cọc bịt mũi thì toàn bộ bên trong cọc trống rỗng. Khả năng chịu lực kết cấu của cọc được hình thành b ở i khả năng chịu lực của ống thép. 10.4.1 . Yêu cầu chung (1) Ứ ng suất giới hạn của vật liệu của cọc được xác định trên cơ sở vật liệu cọc và điều kiện đất nền. Trong điều kiện địa chất c ó nhiều đá tảng nên giảm ứng suất giới hạn của vật liệu so với trong các điều kiện thông thường. (2) Khả năng của kết cấu của cọc được kiểm tra khi điều chỉnh các tình huống tải có xem xét mức độ suy giảm do ăn mòn. (3) Năng lượng búa yêu cầu cho khả năng chịu tải theo đất nền được xác định và ứng suất khi đóng được kiểm tra với hệ số an toàn. Sự ăn mòn của cọc c ó thể được b ỏ qua. 10.4.2 . Kiểm soát khi đóng cọc Việc kiểm soát ứng suất giới hạn liên quan đ ế n phương pháp và tr ì nh tự đóng cọc là cần thiết. Trừ trường hợp quy định khác, phân tích khi đ ó ng cọc được thực hiện bởi Kỹ sư bằng cách phân tích phương trình sóng hoặc kiểm tra động đối với lực và gia tốc ở đầu cọc trong quá trình đóng cọc. Ứ ng suất giới hạn khi đ ó ng cọc đối với các cọc tại mọi vị trí đóng cọc xác định theo công thức sau: s dr = 0.9 f da ¦ y (32) Với: ¦ y : cường độ chảy của thép (MPa) f da (=1,0): hệ số sức kháng 10.4.3 . Sự mất ổ n định Kiểm tra mất ổ n định cọc trong giai đoạn khai thác là không cần thiết do cọc chôn trong đất. Tuy nhiên cần xem xét mất ổn định trong giai đoạn thi công. Trong trường hợp này sức kháng kết cấu chống mất ổn định được tính toán theo quy trình thi công cọc, cho phép giảm sự ăn mòn cọc. 10.5. Thiết kế nhóm cọc 10.5.1 . Tổng quát Các quy định về nhóm cọc, hệ s ố nh ó m cọc, khoảng cách giữa các cọc, bố trí cọc trong bệ cọc tuân theo tiêu chuẩn thiết kế cầu hiện hành. Ngoài ra có thể tham khảo các phân tích nêu trong mục này. 10.5.2 . Phân tích nhóm cọc Một số phương pháp gần đúng đã được sử dụng để phân tích các nhóm cọc. Phương pháp đồ họa hoặc toán học phân phối tải áp dụng cho mỗi cọc trong nhóm dựa trên vị trí cọc, độ xiên, và diện tích mặt cắt ngang. Những cách tiếp cận này đã không xem xét kháng bên, độ cứng của cọc, sự cố định của đầu cọc, kết cấu mềm, hoặc bất kỳ tác động nào của tương tác cọc - đất. Các yếu t ố này ảnh hư ở ng đáng kể sự phân bố của các lực lên các cọc, nếu bỏ qua c ó thể dẫn đến một thiết kế đống không an toàn và sai lầm. Vì vậy, các phương pháp này không nên được sử dụng trừ trường hợp rất đơn giản, ha i chiều (2-D) kết cấu chịu tác dụng của lực ngang nhỏ (nhỏ hơn 20 % của lực dọc). Phần lớn móng cọc gồm một nhóm các cọc, hành động trong vai trò kép của gia cố đất, và cũng truyền tải trọng tác dụng xuống sâu hơn, tới lớp đất có khả năng chịu tải lớn hơn. Sự phá hủy nh ó m cọc có thể xảy ra khi một cọc bị phá hoại hoặc coi như cả khối đất bị phá hoại. Khả n ă ng chống đỡ của một nhóm các cọc chịu tác dụng của lực dọc trong nhiều trường hợp có thể ít hơn nhiều so với tổng số học khả năng chịu lực của các cọc trong nh ó m. Tác động của nhóm trong m ó ng cọc có thể dẫn đến phá hủy hoặc lún quá nhiều, mặc dù thí nghiệm thử t ả i được thực hiện trên một cọc đơn đã chỉ ra khả năng chịu tải là thỏa mãn. Trong mọi trường hợp tính đàn hồi và lún cố kết của nhóm đều lớn hơn so với cọc đơn mang tải trọng làm việc tương tự như trên mỗi cọc trong nhóm. Điều này là do các vùng đất hoặc đá mà ứng suất gây ra bởi toàn bộ nhóm kéo dài đến chiều rộng lớn hơn và sâu hơn so với các vùng b ê n dưới cọc đơn (h ì nh 15). Hình 15 - So sánh các vùng ứng su ấ t dưới cọc đơn và nhóm cọc Khi thiết kế cần xem xét việc này nhằm các mục đích sau: - Để tính toán và dự đoán khả năng chịu lực thiết kế của nhóm cọc trong các loại đất khác nhau - Để đánh giá những yếu t ố chi phối trong thiết kế của nhóm cọc - Để thiết kế các nh ó m cọc với khoảng cách thích hợp giữa các cọc. Nh ó m cọc đóng vào cát có thể gia cường cho đất. Trong một số trường hợp, sức kháng bên của cọc đóng vào cát c ó thể tăng 2 lần hoặc nhiều hơn. Nhưng trong trường hợp của cọc đóng vào đ ấ t sét dễ bị ph á h ủ y, sự gia t ă ng căng ứng suất hiệu quả trong đất xung quanh với cọc trong nhóm có thể nhỏ hơn so với cọc đơn. Điều này sẽ dẫn đến sức kháng bên ít hơn. Nhìn chung, khả năng chịu lực của nhóm cọc có thể được t í nh toán trong việc xem xét để ngăn chặn sự phá hủy trong một cách tương tự như của cọc đơn, từ diện tích bề mặt khối và diện tích đáy của khối, bằng cách viết lại phương tr ì nh chung, chúng ta nhận được: R b =A s .C s +A b .C b .N c -(W p -W s ) (33) Hình 16. Nhóm cọc hoạt động như một khối Trong đ ó : R b : Sức kháng đáy của khối A s : Diện tích bề mặt của khối A b : D iện tích đáy của khối C b , C s : Lực dính trung bình của đất sét xung quanh nhóm và bên dưới nhóm N c : Hệ số khả năng chịu lực. Với chiều sâu thích hợp của cọc giá trị xấp xỉ của Nc = 9 W p và W s : Trọng lượng của cọc và trọng lượng phần đất tương ứng bị chiếm chỗ Trong kiểm tra ứng xử của nhóm cọc cần thiết phải xem xét các yếu tố sau: • Nhóm độc lập, trong đó mũ cọc không tiếp xúc với đất nằm bên dưới. • “ Móng cọc ” , trong đó mũ cọc tiếp xúc với đất nằm bên dưới. • Khoảng cách cọc • T í nh toán độc lập, cho thấy khả năng chịu lực của khối và khả năng chịu tải của cọc đơn trong nhóm nên được thực hiện. • Liên hệ giữa khả năng chịu lực cực hạn của khối với tổng khả năng chịu lực của các cọc đơn (tỷ lệ khả năng chịu lực của khối với khả năng chịu lực của cọc đơn) càng cao càng tốt. • Trong trường hợp nơi mà khoảng cách cọc theo một hướng l à lớn hơn nhiều so với hướng vuông góc, khả năng chịu lực của nhóm không như trong hình 16b nên được xem xét. Khi khoảng cách nh ỏ nhất giữa tim hai cọc liền kề nh ỏ , ảnh hưởng của hiệu ứng nh ó m tr ở nên lớn hơn, và khả năng chịu lực dọc trục và hệ số phản lực nền theo phương ngang cần phải giảm. Tuy nhiên, trong trường hợp khoảng cách giữa các cọc liền kề lớn hơn 2,5 lần đường kính cọc, lượng giảm tác động của nhóm cọc có thể l à không đáng kể và không c ó v ấ n đề lớn với các hoạt động xây dựng. Cần lưu ý rằng những ảnh hưởng của khoảng cách giữa các cọc trong nhóm liên quan đến các yếu tố khác nhau bao gồm các loại đất. 10.5.3 . Trình tự thiết kế móng Trình tự thiết kế móng có thể theo sơ đồ hình 17 dưới đây: Hình 17. Trình tự thiết kế móng cọc ống thép 11. Liên kết giữa cọc và bệ móng 11.1. Tổng quát Có hai phương pháp liên kết đầu cọc là liên kết cứng và liên kết khớp. Trong thiết kế kết cấu móng cọc ống thép liên kết giữa cọc và bệ móng phải là liên kết cứng vì liên kết cứng có khả năng khống chế chuyển vị ngang và chịu động đất tốt hơn. 11.2. Phương pháp liên kết Dưới đây chỉ ra một phương pháp mà momen uốn đầu cọc được kháng lại ch ủ yếu b ở i các thanh thép tăng cường trong khi vẫn gi ữ nguyên chiều dài chôn cọc vào bệ móng, chiều dài này có thể được áp dụng cho tất cả các loại cọc được nói đến trong tài liệu này ở mức nhỏ nhất là 100mm - thể hiện trong Hình 17. Có thể tham khảo phương pháp với chiều dài chôn cọc vào bệ móng để kháng lại momen uốn đầu cọc bằng hoặc lớn hơn đường kính cọc thể hiện bên phải của Hình 17. 11.3. Cơ sở thiết kế Cần phải thiết kế đảm bảo an toàn xét tới lực nén, lực nhổ, lực ngang v à momen uốn tác động lên đầu cọc bằng cách thiết kế liên kết giữa cọc - bệ móng là liên kết cứng. Tuy nhiên, trong đi ề u kiện cọc được liên kết với bệ móng phù hợp với các chi tiết kết cấu khi các cự ly mép tiêu chuẩn được xác định cho bệ dày giả thiết cứng th ì việc kiểm tra c ó thể được bỏ qua. Trong điều kiện cọc liên kết với bệ phù hợp với các chi tiết kết cấu, (gi ả sử có một mặt cắt bê tông cốt thép bên trong bệ m ó ng - gọi là mặt cắt bê tông cốt thép giả định), việc xác định cường độ ứng suất trong thanh thép của liên kết đầu cọc phải được thực hiện. Để xác định, tâm của mặt cắt bê tông cốt thép giả định và tâm của mặt cắt cọc phải được bố trí tương ứng và đường kính của mặt cắt bê tông cốt thép giả định (đường kính hiệu dụng) là đường kính cọc D cộng với phần thêm 0.25D + 100 (mm) (phần thêm lớn nhất là 400mm). Việc xác định cường độ ứng suất cho b ê tông c ó thể cũng được b ỏ qua v ì thí nghiệm đã chỉ ra rằng với sự phát triển ứng suất trong bệ m ó ng, không có tác động chi phối đến ứng xử đầu cọc. 11.4. Chi tiết kết cấu Chiều dài chôn của thanh cốt thép tăng cư ờ ng vào bệ móng là L 0f +10 f ( f = đường kính của thanh thép) từ vị trí tâm của thanh cốt ch ủ phía dưới của bệ m ó ng phải được xác định. L 0 f là chiều dài chôn tính toán từ công thức (33) sử dụng cường độ ứng suất dính bám cho phép, ...của bê t ô ng bệ m ó ng. Chiều dài chôn của thanh thép vào thân cọc, tùy thuộc vào nguyên tắc k ế t hợp với chiều dài chôn vào bệ móng, kết quả thí nghiệm t ả i trọng cho trường hợp sử dụng cọc SPP490 với thanh cốt thép và các xem xét khác với chiều dài chôn L 0 p + 10 f ( f = đường kính của thanh thép) phải được xác định. a. Đai nối bên trong của cọc đặt tại hai cao độ với chiều dày quy định trong Bảng 10. Bề rộng đai nối nhỏ nhất bằng hai lần chiều dày của chúng. Khi xem xét tới khả năng hoạt động, hàn đai nối tại hiện trường phải là mối hàn góc toàn bộ chu vi ở bề mặt trên của đai nối. (34) Trong đ ó : L 0 : Chiều dài neo cần thiết của thanh thép (mm) t 0a : Ứ ng suất dính bám giới hạn cho phép của bê tông (N/mm 2 ) f : Đường kính thanh thép (mm) s sa : Ứ ng suất kéo giới hạn cho phép của thanh thép (N/mm 2 ) Bảng 10. Chiều dày của đai nối bên trong và đường kính ngoài cọc Đường kính cọc D (mm) Bề dày đai nối (mm) Nh ỏ hơn 800 9 800 ≤ D ≤ 1200 12 1200 ≤ D ≤ 1500 16 b. Khoảng trống giữa đai n ố i và thanh thép nhìn chung nhỏ nhất là 15mm. Khoảng cách giữa cọc và thanh thép tối thiểu bằng đường kính của thanh thép. c. Chiều dài chôn của thanh thép L 0 f và L 0 p phải được tính toán s ử dụng công thức (34). Thông thường, chúng được lấy nh ỏ nhất là 35 j ( j - đường kính của thanh thép). Khi s ử dụng liên kết ngàm giữa cọc và bệ phải yêu cầu đủ chiều dài chôn của cọc vào bệ. Hình 18. Phương pháp liên kết Hình 19 - Lưới thép gia cường bệ móng d. Cốt thép tăng cường đầu cọc bao gồm một hệ thống khung cốt thép. e. Trong trường h ợ p cọc xiên, chiều dài chôn cọc vào bệ m ó ng được đ ặ t là 100mm cho phần ngắn nhất-th ể hiện trong Hình 18. Nếu một cọc ống thép giao với cốt thép ở mặt dưới của bệ móng, phải xử lý cọc ống thép bằng các phương pháp như cắt chúng theo phương ngang, vv... như thể hiện trong Hình 18. 12. Thiết kế các chi tiết khác của cọc 12.1. Đầu cọc Trong trường hợp khi búa đóng xuống c ó nguy cơ gây ra hư h ỏ ng, mũ cọc phải được tăng cường để kháng lại tải trọng tác động. Khi sử dụng búa phù hợp và việc thi công đ ó ng cọc được thực hiện chính xác, không cần có các giải pháp tăng cường đặc biệt tại đầu cọc. Tuy nhiên, khi sử dụng puli lăn theo (bánh răng bị dẫn) hoặc khi rung động không cân bằng xét trên các điều kiện đất nền l à đáng lo ngại, phải tăng chiều dày của ống thép hoặc lựa chọn cẩn thận loại búa. 12.2. Mũi cọc Trong trường hợp mũi cọc có khả năng bị hư hỏng hoặc khi cần thiết tạo điều kiện thuận lợi đóng cọc vào đất cứng, mũi cọc phải được tăng cường. Một cách lắp đặt chuẩn của đai tăng cường đ ượ c gắn tại mũi cọc được th ể hiện trong hình 20. Vì đai tăng cường c ó vai trò giảm ma sát bên vì vậy chúng cần thiết phải được xem xét để c ó thể giảm được lực ma sát mặt khi đai dày hơn 9 mm. Hình 20. Lắp đặt tiêu chuẩn của Đai tăng cường Trong đó t : nên là 9 mm. l : 200 mm cho cọc có đường kính nh ỏ hơn hoặc bằng 600 mm, hoặc 300 mm cho cọc có đường kính lớn hơn 600 mm . l 0 : nên l à 18 mm. Phải được hàn góc và cạnh “a” là 6 mm hoặc lớn hơn 12.3. Kỹ thuật hàn nối cọc ống thép Mối nối lắp ghép cọc ống thép phải đảm b ả o yêu cầu về cường độ và tính dễ gia công. Các mối nối bằng hàn hồ quang với kim loại lấp đầy có thể được sử dụng và h à n nối hai đầu mà toàn bộ xung quanh ngấu hoàn toàn có thể được chấp nhận. Mối nối giữa các phần của cọc ống thép phải đảm bảo cư ờ ng độ cũng như c ó kết cấu xét tới khả năng thi công . Về nguyên tắc, các mối nối theo quá trình hàn bán tự động có kết c ấ u thể hiện trong Hình 21. Hình 21. Hình dạng và kích thước tiêu chuẩn mối nối Cọc ống thép đưa vào Hàn bán tự động tại Công trường Phụ lục A (Tham khảo) Các đặc trưng tiêu chuẩn của đất Trị số tiêu chuẩn của dung trọng g (kN/m 3 ), Lực dính C (kg/cm 2 ), góc nội ma sát j A.1 . Đất cát Loại cát Đ ặ c trưng của đ ấ t Đặc trưng của đất khi hệ số rỗng bằng 0,45 0,55 0,65 0,75 Sỏi và cát thô C 0,02 0,01 - - j 43 40 38 - g 20,5 19,5 19,0 - Cát hạt trung C 0,03 0,02 0,01 - j 40 38 35 - g 20,5 19,5 19,0 - Cát hạt nhỏ C 0,06 0,04 0,02 - j 38 36 32 28 g 19,5 19,5 19,0 19,0 Cát bụi C 0,08 0,06 0,04 0,02 j 36 34 30 26 g 19,5 19,5 19,0 19,0 Chú thích: Đối với đất đắp phải giảm giá trị của j đi 5 độ và giảm giá trị của g đi 10% A.2 . Đất sét trầm tích kỉ thứ tư Tên đất và ch ỉ số s ệ t I L - B Đặc trưng của đất Đặc trưng của đất khi Hệ số rỗng bằng 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95 1,05 (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) Á cát 0 ≤ I L ≤ 0 ,25 g 21,0 20,0 19,5 - - - - C 0,15 0,11 0,08 - - - - j 30 29 27 - - - - Á cát 0,25 ≤ l L ≤ 0,75 g 21,0 2,00 19,5 19,0 - - - C 0,13 0,09 0,06 0,03 - - - j 28 26 24 21 - - - Á cát 0,25 ≤ I L ≤ 0,75 g 21,0 20,0 19,5 19,0 18,5 18,0 17,5 C 0,47 0,37 0,31 0,25 0,22 1,19 0,15 j 26 25 24 23 22 20 20 Á sét 0 ≤ I L 0,25 g 21,0 20,0 19,5 19,0 18 , 5 18,0 - C 0,39 0,34 0,28 0,23 0,18 0,15 - j 24 23 22 21 19 17 - Á sét 0,25 ≤ l L ≤ 0,5 g - - 19,5 19,0 18,5 18,0 17,5 C - - 0,25 0,20 0,16 0,14 0,12 j - - 19 18 16 14 12 Á sét 0,5 ≤ l L ≤ 0,75 g - 20,0 19,5 19,0 18,5 18,0 17,5 C - 0,81 0,68 0,54 0,47 0,41 0,36 j - 21 20 19 18 16 14 Sét 0,25 ≤ I L ≤ 0,5 g - - 19,5 19,0 18,5 18,0 17,5 C - - 0,57 0,50 0,43 0,37 0,32 j - - 18 17 16 14 11 Sét 0,5 ≤ l L ≤ 0,75 g - - 19,5 19,0 18,5 17,0 17,5 C - - 0,45 0,41 0,36 0,33 0,29 j - - 15 14 12 10 7 *) Tham khảo từ tiêu chuẩn TCVN 9860-2013 Phụ lục B (Tham khảo) Phương pháp chuyển vị xác định chuyển vị và phản lực của cọc Phản lực và chuyển vị của cọc được tính toán bằng cách biểu diễn bệ móng như một khối cứng và tương tác giữa cọc - nền đất là tương tác đàn hồi được mô tả là thông qua các hệ số đàn hồi theo phương đứng và phương ngang. 1) Cơ s ở tính toán theo phương pháp chuyển vị Để thuận tiện tính toán, phản lực cọc và chuyển vị móng được giả định trong phương pháp chuyển như sau: 1. Móng cọc được giả định là một kết cấu hai chiều. 2. Cọc là đàn hồi tuyến tính khi chịu nén, chịu nhổ, chuyển vị uốn, hệ số đàn hồi theo phương dọc trục và theo phương vuông góc với trục cọc tại đầu cọc là hằng số, không phụ thuộc v à o tải trọng. Hệ s ố đàn hồi này cũng được áp cụng cho cả cọc chịu nén, cọc chịu nhổ 3. Bệ m ó ng là cứng tuyệt đối và xoay quanh trọng tâm của nhóm cọc. 2) Phương pháp tính toán Trong tính toán bằng phương pháp chuyển vị, hệ tọa độ được giả sử như trong hình 9.9, thiết lập gốc tại một điểm O tùy ý của m ó ng, xác định các lực bên ngoài làm việc tại điểm O như minh họa trong hình, tại điểm O , thiết lập chuyển vị theo phương các trục d x, d y và chuyển vị xoay a có hướng như minh họa. Hình B1. Hệ tọa độ trong phương pháp chuyển vị Gốc tọa độ O c ó thể chọn tùy ý, nhưng khuyến khích nên chọn O trùng với trọng tâm của nhóm cọc ở mặt dưới của bệ móng. Trong trường hợp n à y, chuyển v ị của gốc tọa độ có thể thu được bằng cách giải hệ phương trình sau đây với ba ẩn. A xx × d x + A xy × d y + A x a × a = H 0 (B.1) A yx × d x + A yy × d y + A y a × a = V 0 (B.2) A a x × d x + A a y × d y + A aa × a = M 0 (B.3) Giả sử rằng đáy móng nằm ngang, mỗi hệ số có thể thu được bằng cách sử dụng các phương trình sau đây: A xx = å (K 1 × cos 2 q i + K v × sin 2 q i ) (B.4) A xy = A yx = å (K v - K 1 ) × sin q i × cos q i (B.5) A xy = A yx = å {(K v - K 1 )x 1 × sin q i × cos q i - K 2 × cos q i } (B.6) A yy = å (K v × cos 2 q i + k 1 × sin 2 q i ) (B.7) A y a = A a y = å {(K v × cos 2 q i + k 1 × sin 2 q i )x 1 + K 2 × sin q i } (B.8) A aa = å {(K v × cos 2 q i + k 1 × sin 2 q i )x 2 1 + (K 2 + K 3 )x 1 × sin q i + K 4 } (B.9) Trong đó: H 0 : Tải trọng ngang tác dụng lên đáy bệ móng (kN) V 0 : Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên đáy bệ móng (kN) M 0 : Mô men do tải trọng ngo à i quanh điểm O (kN × m) d x : Chuyển vị ngang tại điểm O (m) d y : Chuyển vị thẳng đứng tại điểm O (m) a : Góc xoay của bệ móng (rad) x i : Tọa độ của đầu cọc thứ i (m) q : Góc nghiêng so với phương thẳng đứng của cọc thứ i (độ). Ký hiệu như hình B1 Bằng cách sử dụng chuyển vị ( d x, d y, a ) tại điểm gốc móng thu được từ kết quả của các phép tính nêu trên, lực dọc trục cọc P Ni , lực vuông góc với trục cọc P Hi , và mô men M ti tác dụng lên mỗi đầu cọc có thể thu được bằng cách sử dụng các phương trình sau đây: P Ni = K v × d ’ yi (B.10) P Hi = K v × d ’ xi - K 2 × a (B.11) M ti = - K 3 × d ’ xi + K 4 × a (B.12) d ’ xi = d x × cos q - ( d y + a x i ) × sin q i (B.13) d ’ yi = d x × sin q - ( d y + a x i ) × cos q i (B.14) Trong đó: d xi ’: Chuy ể n vị theo phương vuông góc với trục cọc của đầu cọc thứ i (m) d yi ’: Chuyển vị theo phương dọc trục của đầu cọc thứ i (m) K v : lực dọc trục để tạo ra chuyển vị đơn vị của đầu cọc (hệ s ố đàn hồi dọc trục của cọc) (kN/m) K 1 , K 2 , K 3 , và K 4 : Hệ số đàn hồi theo phương ngang x i : tọa độ x của đầu cọc thứ i(m) q i : góc nghiêng so với phương thẳng đứng của cọc thứ i (độ) P Ni : Lực dọc của cọc th ứ i (kN) P Hi : Lực vuông góc với trục cọc của cọc thứ i (kN) M ti : Mô men do tải trọng ngoài tác dụng lên đầu cọc thứ i (kN × m) Trong số các giá trị thu được như trên, M ti là mô men do tải trọng ngoài được phân phối trên đầu cọc, và mô men uốn M bi là nội lực trên đầu cọc là một giá trị c ó dấu ngược lại. (Cụ th ể , M bi = - M ti ) Sau đó, phản lực thẳng đứng đầu cọc V i và phản ứng ngang H i được cho bởi phương trình sau đây, và được sử dụng trong việc tính toán bố trí cốt thép của bệ móng: V i = P Ni × cos q i - P H i × sin q i (B.15) H i = P Ni × sin q i + P H i × cos q i (B.16) Các phương trình sau đây giúp các nhà thiết kế kiểm tra quá trình tính toán là đúng hay không: å H i = H 0 (B.17) å V i = V 0 (B.18) å (H i + V i × x i ) = M 0 (B.19) 3) Cọc thẳng đứng bố trí đối xứng Dưới đây l à công thức tính toán thực tế với các cọc thẳng đứng bố trí đối xứng ( q i = 0), đây là các tính toán thường được sử dụng nhất, với các hằng s ố lò xo K 1 , K 2 , K 3 , K 4 và và K V là giống nhau giữa các cọc. Giả sử rằng tổng số cọc là n, (B.20) (B.21) (B.22) (B.23) (B.24) (B.25) Trong đó (B.26) (B.27) Trong trường hợp liên kết khớp. TÀI LIỆU THAM KHẢO Ngoài các tiêu chuẩn viện dẫn đã nêu tại mục 2 có th ể tham khảo các tài liệu sau: [1] 22TCN 272-05 (2005), Tiêu chuẩn thiết kế cầu [2] TCCS 03/2012-TCDBVN (2012), Tiêu chuẩn thiết kế cọc ống thép dạng giếng [3] TCCS 02:2010/TCĐBVN (2010), Tiêu chuẩn thi công cầu - AASHTO LRFD [4] TCXDVN 375:2006 (2006), Tiêu chuẩn Thiết Kế Công Trình Chịu Động Đất [5] TCVN 2737:1995, Tiêu chuẩn tải tr ọ ng và tác động [6] JIS A5525, Speci f ication for Japanese Industrial Standard rules for w elded s teel pipe. [7] ASTM A252 - 98 (2007), Guideline for Steel pipe pile welding and casting [8] Hướng dẫn thiết kế cọc ống thép (2012), NSSMC và nhóm nghiên cứu Trường ĐH GTVT (bản song ngữ Anh-Việt) [9] Recommended Practice for Planning, Designing and Constructing Fixed Offshore Plat f orms - W orking Stress Design, API, 2012. Các tiêu chuẩn thí nghiệm đất trong phòng [10] Water Content - ASTM D 4643 [11] Speci f ic Gravity - AASHTO T 100 (ASTM D 854) [12] Grain Size Distribution - AASHTO T 88 (ASTM D 422) [13] Liquid Limit and Plastic Limit - AASHTO T 90 (ASTM D4318) [14] Direct Shear Test - AASHTO T 238 (ASTM D 3080) [15] Uncon f ined Compression Test - AASHTO T 208 (ASTM D 2166) [16] Unconsolidated-Undrained Triaxial Test - ASTM D 2850 [17] Consolidated-Undrained Triaxial Test - AASHTO T 297 (ASTM D 4767) [18] Consolidation Test - AASHTO T 216 (ASTM D 2435 or D 4186) [19] Method of classi f ication of geomaterials for engineering purposes - JGS 0051 [20] Method of Uncon f ined Compression Test of Soil - JIS A-1216 [21] Method of Test for Speci f ic Gravity and Absorption of Fine Aggregate - J I S A-1109 [22] Method of Test for W ater Content of Soils - JIS A1203 [23] Method of Test for Density of Soil Part icicle - JIS A1202 [24] Method of Test for Wet Unit W eight - JIS A1225 [25] Method of Test for Minimum and Maximum Density of Sand - JIS A1224 [26] Method of Test for Grain-size Distribution of Soils - JIS A1204 [27] Method of Test for Liquid Limit Test and Plastic Limit Test - JIS A1205 [28] Method of Test for Moisture-density relation of soil - JIS A1210 [29] Method of Cali f ornia Bearing Ratio - JIS A1211 [30] Method of Consolidation - JIS A1217 , 1227 [31] Method of Test for Uncon f ined Compression test - JIS A1216 [32] Method for triaxial compression test on soils - JGS 0521,0522,0523,0524 [33] Method for c onsolidated constant volume direct box shear test on soils - JGS 0560 [34] Method for c onsolidated constant pressure direct box shear test on soils - JGS 056 Các tiêu chuẩn th í nghiệm đá trong phòng [35] Determination of Elastic Module - ASTM D 3148 [36] Triaxial Compression Test - AASHTO T 286 (ASTM D 2664) [37] Uncon f ined Compression Test - ASTM D 2938 [38] Splitting Tensi l e Strength Test - ASTM D 3967 [39] Method for uncon f ined compression test on rocks - JGS 2521 [40] Method for triaxial compression test on rocks - JGS 2531,2532,2533,2534 [41] Method for splitting tensile strength test on rocks - JGS 2551 Speci f ications for In-situ soil tests Các tiêu chuẩn thí nghiệm đất tại hiện trường [42] TCVN 9351-2012 Đất xây dựng: Phương pháp thí nghiệm hiện trường - Thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) [43] TCVN 9352-2012 Đất xây dựng: Phương pháp thí nghiệm xuyên tĩnh [44] 22 TCN 355-06 - Quy trình thí nghiệm cắt cánh hiện trường [45] Speci f ication Penetration Test - AASHTO T 206 (ASTM D 1586) [46] S tatic Cone Test - ASTM D 3441 [47] Field Vane Test - AASHTO T 223 (ASTM D 2573) [48] Pressuremeter Test - ASTM D 4719 [49] Plate Bearing Test - AASHTO T 235 (ASTM D 1194) [50] Well Test (Permeability) - ASTM D 4750 [51] Method of Penetration Test for Soils - JIS A-1219 [52] Method for Dutch double-tube cone penetration test - JIS A-1220 [53] Method for Portable Cone Penetration Test - JGS 1431 [54] Method for Field Vane Shear Test - JGS 1411 [55] Pressuremeter Test in Borehole - JGS 1421 Các tiêu chuẩn thí nghiệm đ á tại hiện trường [56] De f ormability and strength of Weak Rock by an In-Situ Uniaxial Compressive Test - ASTM D 4555 [57] Determination of Direct Shear Strength of Rock Discontinuities - ASTM D 4554 [58] Modulus of De f ormation of Rock Mass Using the Flexible Plate Loading Method - ASTM D 4395 [59] Modulus of De f ormation of Rock Mass Using a Radial Jacking Test - ASTM D 4506 [60] Modulus of De f ormation of Rock Mass Using the Rigid Plate Loading Method - ASTM D 4394 [61] Stress and Modulus of De f ormation Determination Using the Flatjack Method - ASTM D 4729 [62] Stress in Rock Using the Hydraulic Fracturing Method - ASTM D 4 8 45 [63] Method for In-situ Direct Shear Test on Rocks - JGS 3511 [64] Method for In-situ Rigid Plate Loading Test on Rocks - JGS 3521 [65] Method for Pressuremeter Test on Rocks - JGS 3531 MỤC LỤC 1 . Phạm vi áp dụng 2 . Tài liệu viện dẫn 3 . Thuật ngữ và định nghĩa 4 . Khảo sát phục vụ thiết kế 4.1 . Các khảo sát cơ bản 4.2 . Khảo sát địa chất 4.3 . Xói cầu 4.4 . Khảo sát các điều kiện xây dựng 5 . Nguyên tắc thi ế t kế 5.1 . Nguyên lý thiết kế 5.2 . Phân tích kết c ấ u 6 . Tải trọng và phân bố tải trọng 6.1 . T ả i trọng 6.2 . Phân bố tải trọng 7 . Vật liệu 8 . Hệ số phản lực nền 8.1 . Tổng quát 8.2 . Hệ số phản lực nền theo phương đứng 8.3 . Hệ số nền theo phương ngang 8.4 . Hệ số trượt C s 9 . Hệ số đàn hồi (độ cứng lò xo) của cọc 9.1 . Tổng quát 9.2 . Hệ số đàn hồi của cọc theo hướng dọc trục 9.3 . Hệ số đàn hồi theo phương vuông góc với trục c ủ a cọc 10 . Thiết kế kết cấu móng cọc ống thép 10.1 . Tổng quan 10.2 . Trạng thái gi ớ i hạn và hệ số sức kháng 10.3 . Khả năng ch ị u t ải của cọc theo đất nền 10.4 . Khả năng chịu tải theo vật liệu kết cấu cọc 10.5 . Thiết kế nh ó m cọc 11 . Liên kết giữa cọc và bệ m ó ng 11 . 1 . Tổng quát 11.2 . Phương pháp liên kết 11.3 . Cơ sở thiết kế 11.4 . Chi tiết kết cấu 12 . Thiết kế các chi tiết khác của cọc 12.1 . Đầu cọc 12.2 . Mũi cọc 12.3 . Kỹ thuật hàn nối c ọ c ống thép Phụ lục A (Tham kh ả o) Các đặc trưng tiêu chu ẩ n của đất Phụ lục B ( Tham khảo) Phương pháp chuyển vị xác đị nh chuy ể n vị và phản lực c ủ a cọc T à i liệu tham khảo