Đại Học Quốc Gia Thành Phố Hồ Chí Minh
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
---------- oOo ----------

LÊ HỒNG QUÍ

GIẢI PHÁP GIA TĂNG THÀNH PHẦN MA SÁT
TRONG SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC BARRETTE
BẰNG CÔNG NGHỆ PHUN VỮA ÁP LỰC

Chuyên ngành

: ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

Mã chuyên ngành

:

60.58.60

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP.HỒ CHÍ MINH, 11/2008


CÔNG TRÌNH ĐƯC HOÀN THÀNH TẠI
ĐẠI HỌC QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS. TRẦN XUÂN THỌ

Cán bộ chấm nhận xét 1:………………………………………………………………………………

Cán bộ chấm nhận xét 2:………………………………………………………………………………

Luận văn Thạc sỹ được bảo vệ tại HỘI ĐỒNG CHẤM LUẬN VĂN THẠC SỸ
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA, ngày ….... tháng ….... năm 200…..


ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP. HCM
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
----------------

CỘNG HOÀ XÃ HỘI CHỦ NGHIÃ VIỆT NAM
Độc Lập - Tự Do - Hạnh Phúc
---oOo--Tp. HCM, ngày 03 tháng 03 năm 2008

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ
Họ và tên học viên: Lê Hồng Qúi

Giới tính: Nam

Ngày, tháng, năm sinh: 26 – 12 – 1979

Nơi sinh: Bình Định

Chuyên ngành: Địa Kỹ Thuật Xây Dựng
Khoá: 2006
1- TÊN ĐỀ TÀI:


GIẢI PHÁP GIA TĂNG THÀNH PHẦN MA SÁT TRONG SỨC CHỊU TẢI
CỦA CỌC BARRETTE BẰNG CÔNG NGHỆ PHUN VỮA ÁP LỰC
2- NHIỆM VỤ LUẬN VĂN:

Mở đầu
Chương I. Tổng quan về cọc Barrette các phương pháp tính tốn sức chịu tải của cọc
Barrette.
Chương II. Các phương pháp kiểm tra sức chịu tải và đánh giá chất lượng cọc Barrette
Chương III. Giải pháp gia tăng thanh phần ma sát trong sức chịu tải của cọc Barrette
bằng công nghệ phun vữa áp lực.
Chương IV. Áp dụng phân tích tính tốn móng cọc Barrette phun vữa áp lực.
Kết luận và Kiến nghị
3- NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 15-06-2008
4- NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 30-11-2008
5- HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: TS. TRẦN XUÂN THỌ
CÁN BỘ HƯỚNG DẪN
(Họ tên và chữ ký)

CHỦ NHIỆM BỘ MÔN
QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH
(Họ tên và chữ ký)

TS. TRẦN XUÂN THỌ

TS. VÕ PHÁN

Nội dung và đề cương Luận văn thạc sĩ đã được Hội Đồng Chuyên Ngành thơng qua.
Ngày … tháng … năm 2008
TRƯỞNG PHỊNG ĐT – SĐH


TRƯỞNG KHOA QUẢN LÝ NGÀNH


LỜI CẢM ƠN
Luận văn này được thực hiện tại trường Đại học Bách Khoa TP.HCM với
sự giúp đỡ tận tình của các thầy giáo trong bộ môn Địa Cơ Nền Móng.
Tơi xin chân thành cảm ơn các thầy cơ đã truyền đạt kiến thức trong suốt
khố học và sẵn lịng giúp đỡ học trò khi thực hiện luận văn tốt nghiệp, đặc biệt
là thầy hướng dẫn, Tiến sĩ Trần Xuân Thọ đã luôn đôn đốc, nhắc nhở và chỉ dẫn
nhiều ý kiến thiết thực về chuyên môn và định hướng nội dung nghiên cứu cho
luận văn.
Sau cùng, tôi xin gửi lịng biết ơn đến những người thân u trong gia
đình tôi và bạn bè đã động viên giúp đỡ, tạo điều kiện tốt nhất để tơi hồn thành
luận văn này.
Thành phố Hồ Chí Minh, tháng 12 năm 2008.

Học viên
LÊ HỒNG QUÍ


TÓM TẮT LUẬN VĂN
Luận văn này được thực hiện nhằm nghiên cứu phân tích sức chịu
tải của cọc Barrette tại cơng trình Sài Gịn M&C được thi cơng
bằng cơng nghệ phun vữa áp lực xung quanh cọc nhằm gia tăng
sức chịu tải của cọc.
Kết quả phân tích sức chịu tải của cọc theo hai phương pháp giải
tích và phần tử hữu hạn cho thấy sau khi thực hiện phun vữa xung
quanh cọc với chiều dài phun 15m từ mũi cọc trở lên thì chiều dài
tính tốn của cọc đã giảm từ 51m xuống cịn 25m.
Kết quả thí nghiệm nén tĩnh hiện trường cho độ lún của cọc còn nhỏ

hơn so với kết quả phân tích lý thuyết. Với tải trọng thiết kế
P=1900T, tải trọng thí nghiệm nén tĩnh Pnt=1,5P=2850 ứng với độ lún
s=24,71mm.
Tại dự án Sài Gịn M&C, chi phí cho phần cọc sẽ giảm khoảng 30%
nếu chuyển từ cọc nhồi đường kính 1,2m sâu 100m sang cọc Barrette
phun vữa.

Luận văn Thạc sĩ


ABSTRACT
This thesis is aimed at studying the bearing capacity of Barrette
pile at SaiGon M&C Project which was built by using shaft
grouting technology to Barrette pile.
The alnalysed results of the bearing capacity of Barrette pile
according to The Analytical Method and The Finite Element
Method show that the length of barrette pile can be decreased from
51m to 25m with shaft grouting method.
The results of static testing at site provide that the settlement of
barrette pile is less than the results of estimation. The settlement of
24,71mm is correlative to the load of static test of 2850T.
The SaiGon M&C Project has saved arround 30% the cost of pile
foundation to replace by shaft grouting method.

Luận văn Thạc sĩ


MỤC LỤC
™™™
Mở đầu

1. Đặt vấn đề nghiên cứu--------------------------------------------------------------------- 1
2. Nội dung nghiên cứu ---------------------------------------------------------------------- 1
3. Phương pháp nghiên cứu ----------------------------------------------------------------- 2
4.Ý nghĩa khoa học của đề tài--------------------------------------------------------------- 2
5. Hạn chế của đề tài nghiên cứu ----------------------------------------------------------- 2
Chương 1
Tổng quan về móng cọc Barrette
và các phương pháp tính tốn tốn sức chịu tải của cọc Barrette

1.1 Khái niệm cọc Barrette------------------------------------------------------------------ 3
1.2 Quá trình phát triển của cọc Barrette-------------------------------------------------- 3
1.3 Những ưu điểm của cọc Barrette phun vữa áp lực ----------------------------------- 6
1.4 Các phương pháp tính tốn sức chịu tải của cọc Barrette -------------------------- 6
1.4.1 Tính tốn sức chịu tải theo vật liệu cấu tạo cọc Barrette-------------------------- 7
1.4.2 Tính tốn sức chịu tải của cọc Barrette theo điều kiện địa chất------------------ 7
1.4.2.1 Dựa vào chỉ tiêu cường độ đất nền ------------------------------------------------ 7
1.4.2.2 Dựa vào kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT (Theo Meyerhof và TCXD 195-1997)9
1.4.3 Sức kháng bên của cọc nhồi theo FHWA 1999 (Reese và O’neill) [5] --------- 11
1.4.3.1 Sức kháng bên của cọc trong đất dính -------------------------------------------- 13
1.4.3.2 Sức kháng bên của cọc trong đất cát (Phương pháp β )------------------------- 13
1.4.3.3 Sức kháng bên trong cát sỏi hoặc sỏi có N≥15 ---------------------------------- 14
1.4.3.4 Sức kháng bên của cọc trong IGM3 hạt thô -------------------------------------- 14
1.4.3.5 Sức kháng bên fi của cọc nhồi trong IGM hạt mịn (nhóm 3, IGM1) --------- 15

Luận văn Thạc sĩ


1.4.3.6 Sức kháng mũi của cọc nhồi trong đất dính (nhóm 1) khơng thốt nước---- 19
1.4.3.7 Sức kháng mũi của cọc nhồi trong đất cát (nhóm 2) thốt nước -------------- 19
1.4.4 Tính tốn sức chịu tải của cọc Barrette theo kết quả thí nghiệm CPT ---------- 19

1.4.5 Độ lún của cọc đơn--------------------------------------------------------------------- 20

Chương 2
Các phương pháp kiểm tra sức chịu tải và đánh giá chất lượng cọc Barrette
™™™
2.1 Đặt vấn đề--------------------------------------------------------------------------------- 24
2.2 Các phương pháp kiểm tra sức chịu tải của cọc Barrette --------------------------- 24
2.2.1 Theo phương pháp chất tải tại hiện trường ----------------------------------------- 24
2.2.2 Theo phương pháp OSTERBERG --------------------------------------------------- 27
2.3 Các phương pháp kiểm tra chất lượng cọc Barrette --------------------------------- 30
2.3.1 Phương pháp siêu âm ------------------------------------------------------------------ 30
2.3.2 Phương pháp biến dạng nhỏ PIT ----------------------------------------------------- 34
Chương 3
Giải pháp gia tăng thành phần ma sát trong sức chịu tải của cọc Barrette
bằng công nghệ phun vữa áp lực
™™™
3.1 Đặt vấn đề --------------------------------------------------------------------------------- 37
3.2 Giải pháp thiết kế móng cọc Barrette với công nghệ phun vữa áp lực ---------- 37
3.2.1 Xi măng và dung dịch xi măng ----------------------------------------------------- 37
3.2.2 Các yếu tố quyết định hiệu quả của giải pháp xi măng hoá nền đất ----------- 38
3.2.3

Bản chất của giải pháp xi măng hoá nền đất đá và phạm vi ứng dụng ------- 39

3.2.4 Phạm vi ứng dụng của phương pháp ----------------------------------------------- 39
3.2.5

Cơ sở lý thuyết tính tốn các tham số trong giải pháp xi măng hóa ---------- 40

Luận văn Thạc sĩ



3.2.5.1 Khoảng cách bố trí các ống phun vữa--------------------------------------------- 40
3.2.5.2 Lưu lượng vữa xi măng được bơm phụt ----------------------------------------- 41
3.2.5.3 Áp lực bơm phụt vữa xi măng----------------------------------------------------- 42
3.3 Công nghệ thi cơng móng cọc Barrette phun vữa áp lực -------------------------- 44
3.3.1 Cơng nghệ thi cơng cọc Barrette --------------------------------------------------- 44
3.3.2 Phịng ngừa sự cố trong quá trình phun vữa áp lực ------------------------------ 54
Kiến nghị --------------------------------------------------------------------------------------- 54
Chương 4
Áp dụng tính tốn thiết kế cọc Barrette phun vữa áp lực
™™™
4.1 Đặt vấn đề --------------------------------------------------------------------------------- 55
4.2 Giới thiệu cơng trình áp dụng tính tốn ----------------------------------------------- 55
4.3 Khảo sát địa chất và thủy văn của khu dự án ----------------------------------------- 56
4.4 Sức chịu tải của cọc Barrette theo vật liệu làm cọc ---------------------------------- 61
4.5 Sức chịu tải của cọc Barrette theo điều kiện đất nền không phun vữa ------------ 62
4.5.1 Dựa vào chỉ tiêu cường độ đất nền--------------------------------------------------- 62
4.5.2 Dựa vào kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT --------------------------------------------- 64
4.6 Sức chịu tải của cọc Barrette theo FHWA 1999 (Reese và O’neill) [5]---------- 66
4.7 Phân tích sức chịu tải của cọc Barrette theo phương pháp phần tử hữu hạn----- 69
4.8 Sức chịu tải của cọc Barrette theo kết quả nén tĩnh hiện trường ------------------- 78
4.9 Đánh giá hiệu quả của giải pháp-------------------------------------------------------- 82
4.9.1 Hiệu quả về kỹ thuật ------------------------------------------------------------------- 82
4.9.2 Hiệu quả về kinh tế -------------------------------------------------------------------- 82
4.10 Nhận xét ---------------------------------------------------------------------------------- 83
Kết luận----------------------------------------------------------------------------------------- 84
Kiến nghị --------------------------------------------------------------------------------------- 85
Hướng nghiên cứu tiếp theo ----------------------------------------------------------------- 85


Luận văn Thạc sĩ


Phần phụ lục---------------------------------------------------------------------------------- 86
Phụ lục A:Tính tốn mơđun biến dạng của các lớp đất từ kết quả thí nghiệm nén
ngang (pressuremetter) và thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn SPT -------------------------- 87
Phụ lục B: Kết quả các thí nghiệm hiện trường ------------------------------------------ 94
Tài liệu tham khảo--------------------------------------------------------------------------- 120
™™™

Luận văn Thạc sĩ


1

MỞ ĐẦU
™™™
1. Đặt vấn đề nguyên cứu
Nhìn chung, các dự án nhà cao tầng ở nhiều thành phố chủ yếu tập trung dọc
theo các con sông. Trong điều kiện chiều dày lớp đất yếu lớn, sức chịu tải của móng
cọc chủ yếu do ma sát bên.
Dự án Sài Gòn Pearl (số 92 Nguyễn Hữu Cảnh- Quận Bình Thạnh-TP.HCM)
với 6 tồ nhà cao 37 tầng, sử dụng móng cọc khoan nhồi đường kính 1,2m sâu 70m
nhưng mũi cọc vẫn nằm trong lớp sét mềm.
Sẽ cịn nhiều dự án quy mơ hơn được xây dựng dọc theo các con sông với điều
kiện địa chất tương tự, chẳng hạn khu đô thị Thủ Thiêm-Quận 2-TP.HCM.
Để giảm bớt chiều sâu thi công cọc (tiết kiệm chi phí và hạn chế rủi ro trong thi
cơng) nhưng vẫn đảm bảo khả năng chịu tải của móng cọc, thực tế địi hỏi phải có một
giải pháp thi công khác.
Với đề tài “Giải pháp gia tăng thành phần ma sát trong sức chịu tải của cọc

Barrette bằng công nghệ phun vữa áp lực”, hy vọng khi được nghiên cứu áp dụng
thực tế sẽ đem lại hiệu quả cao trong kinh tế cũng như kỹ thuật.
2. Nội dung nghiên cứu
a) Giải pháp thiết kế móng cọc Barrette với cơng nghệ phun vữa áp lực
-

Cơ sở tính tốn thiết kế cấp phối vữa phun cho cọc;

-

Cơ sở tính tốn bán kính lan truyền hữu hiệu của vữa phun;

-

Cơ sở tính tốn lưu lượng vữa phun;

-

Cơ sở tính tốn thiết kế áp lực phun vữa;

-

Tính tốn sức chịu tải của cọc theo điều kiện đất nền khơng phun vữa;

-

Tính tốn sức chịu tải của cọc theo điều kiện đất nền có phun vữa;

b) Cơng nghệ thi cơng móng cọc Barrette phun vữa áp lực
-


Công nghệ thi công cọc Barrette;

Luận văn Thạc sĩ


2

-

Công nghệ phun vữa xi măng cho cọc Barrette;

-

Các vấn đề phịng ngừa sự cố trong q trình thi cơng.

3. Phương pháp nghiên cứu
- Nghiên cứu tính tốn thiết kế cấp phối hỗn hợp vữa ứng với các cấp áp lực phun
để tạo bán kính của màng vữa hiệu dụng.
- Tập hợp kết quả thí nghiệm hiện trường để so sánh sức chịu tải thực tế của cọc với
kết quả phân tích theo phương pháp giải tích và phần tử hữu hạn.
-

Đề xuất hướng nghiên cứu sâu hơn về cơ chế huy động sức kháng bên của đất

xung quanh cọc sau khi được phun vữa.
4. Ý nghĩa khoa học của đề tài
-

Về mặt kỹ thuật: Hạn chế nhược điểm của cọc nhồi, cọc Barrette truyền thống


đồng thời phát huy các ưu điểm của cọc Barrette phun vữa.
-

Về mặt kinh tế: Thi cơng theo giải pháp móng cọc Barrette phun vữa có thể tiết

kiệm (20÷30)% giá thành của móng so với phương pháp thi công truyền thống.
5. Hạn chế của đề tài nghiên cứu
- Công nghệ thi công mới này chỉ mới bắt đầu được phổ biến trong nước nên chưa
có nhiều số liệu thí nghiệm kiểm tra đất xung quanh cọc sau khi phun vữa.
- Chưa có nhiều số liệu thí nghiệm hiện trường của đất được phun vữa xi măng để
hiệu chỉnh các công thức cho phù hợp địa chất các vùng miền.
- Chấp nhận tham khảo số liệu đất được phun vữa xi măng ở các dự án lân cận để
phân tích sức chịu tải lý thuyết của cọc bằng phần mềm Plaxis.

™™™

Luận văn Thạc sĩ


3

CHƯƠNG I
TỔNG QUAN VỀ MÓNG CỌC BARRETTE VÀ CÁC PHƯƠNG PHÁP
TÍNH TỐN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC BARRETTE
™™™
1.1 Khái niệm cọc Barrette
Cọc Barrette là một loại cọc khoan nhồi được thi công bằng loại gầu ngoạm để tạo
ra lỗ khoan hình chữ nhật. Cọc Barrette thơng thường có tiết diện hình chữ nhật với
chiều rộng từ 0,60m ÷1,50m và chiều dài từ 2,20m÷6,00m. Cọc Barrette cịn có các

loại tiết diện khác được tổ hợp từ tiết diện chữ nhật như: Chữ thập

+, chữ T, chữ I,

chữ L, hoặc dạng ba chạc Ү, vv…
1.2 Quá trình phát triển của cọc Barrette
Các dự án xây dựng nhà cao tầng ở nước ta hiện nay chỉ đang ở giai đoạn đầu của
sự phát triển tất yếu về số lượng. Đặc biệt là ở hai thành phố lớn như Hà Nội và
TP.HCM thì nhu cầu về căn hộ và văn phòng đang ngày càng trở nên cấp thiết. Móng
cọc là giải pháp nền móng thích hợp cho nhà cao tầng. Trong đó, móng cọc nhồi đã
được sử dụng rất phổ biến ở Việt Nam trong hơn 10 năm qua.
Xu hướng phát triển của nhà cao tầng là ngày càng vừa cao vừa sâu, nghĩa là
cùng với sự tăng lên của số tầng bên trên mặt đất thì số tầng hầm cũng tăng theo.
Giải pháp móng hợp lý hơn cho xu hướng phát triển này là móng cọc Barrette.
Loại móng cọc này vừa có thể thay thế vai trị của cọc nhồi trong các móng
chính của cơng trình vừa có thể làm tường chắn đất khi thi cơng các tầng hầm. Móng
cọc Barrette đặc biệt thích hợp với những cơng trình nhà cao tầng thi cơng theo
phương pháp Top-Down như Sài Gịn M& C Tower cao 40 tầng, 04 tầng hầm (TP.
HCM) hoặc Sài Gòn Center cao 25 tầng, 03 tầng hầm (TP. HCM), công trình Golden
Square 35 tầng (Đà Nẵng) và các cơng trình khác như Trung tâm giao dịch Thương
mại-bãi đậu xe, cao 28 tầng 07 tầng hầm (Quận 1, TP.HCM)…

Luận văn Thạc sĩ


4

Các kết quả nghiên cứu và thực nghiệm chỉ ra rằng: Trong một lớp đất, sức chịu
tải của cọc chỉ tăng đến một độ sâu giới hạn Dc (hay Zc), trong khoảng (30÷40) lần
đường kính của cọc. Vượt qua độ sâu này, sức chịu tải của cọc (bao gồm sức chống

⎧ f s ( z > zc ) = f s ( z = zc )
⎩q p ( z > z c ) = q p ( z = z c )

mũi và ma sát thành) là hằng số, tức là: ⎨

(Theo TCXD 205-1998[13]; Meyerhof-1976- Coyle và Castello-1981[2]; Châu Ngọc
Ẩn-2005[1], cũng theo [5]-2005 “cọc khoan nhồi ít khi làm việc như cọc chống, dù đất
ở mũi rất tốt”).
Điều này gợi lên ý nghĩ đầu tiên là mở rộng đáy cọc nhồi ở lân cận dưới độ sâu
giới hạn Dc khoảng (2÷4) lần đường kính cọc. Tuy nhiên, rất khó để đảm bảo rằng đất
vụn và bùn lắng ở đáy hố khoan được xử lý triệt để, ngay cả khi cọc không mở rộng
đáy. Sức chống mũi của cọc thực tế sẽ rất khó đạt được giá trị ước tính ban đầu.
Ngoài ra, tỉ lệ thành phần ma sát và chịu mũi trong sức chịu tải của cọc theo đất
nền tuỳ thuộc vào sức chống cắt của đất nền. Đối với cọc nhồi, thành phần ma sát
xung quanh cọc đã được huy động hoàn toàn ứng với một chuyển vị ở mức 8mm.
Trong khi đó, ứng với mức chuyển vị bằng 30% đường kính cọc thì thành phần sức
kháng mũi của đất nền mới được huy động hoàn toàn (theo Châu Ngọc Ẩn-2005[1]).

Hình1.1: Các thành phần sức chịu tải của cọc
Trên hình 1.1 diễn tả kết quả một thí nghiệm sức chịu tải của cọc theo đất nền, theo đó
thành phần ma sát đã được huy động hoàn toàn với độ lún 15mm còn sức kháng mũi
được huy động tối đa ứng với độ lún 120mm. Nếu sức chịu tải của cọc là Qt=2800 kN

Luận văn Thạc sĩ


5

ứng với độ lún 15mm thì thành phần ma sát được huy động hồn tồn QS= 1200 kN
cịn thành phần sức kháng mũi chỉ mới phát huy khoảng 44%, tức Qp=1600 kN.

Mặc khác, khi quy mơ cơng trình ngày càng tăng, tải trọng truyền xuống móng
càng lớn thì đường kính cọc khoan nhồi cũng phải tăng theo. Biện pháp thi cơng đã
gặp rất nhiều khó khăn và bất lợi với cọc khoan nhồi đường kính quá lớn.
Cọc khoan nhồi dạng tiết diện tròn chuyển sang đa giác gọi là cọc Barrette.
Với cùng thể tích vật liệu, khi chuyển từ tiết diện tròn sang tiết diện chữ nhật ta sẽ thấy
diện tích xung quanh cọc tăng lên đáng kể. Điều này rất có ý nghĩa với cọc làm việc
nhờ ma sát thành.
Xét cọc nhồi có đường kính R, chuyển sang tiết diện vng có cạnh A = R π thì diện
tích xung quanh sẽ tăng thêm trên mỗi mét dài cọc là

4R π − 2Rπ
.100% = 12,84% .
2Rπ

Nếu chuyển sang tiết diện chữ nhật với kích thước b =

A
, a = n. A thì diện tích xung
n

1
R π
+ nR π ).2 − 2Rπ
+n
n
n
=(
− 1).100%
quanh sẽ tăng thêm trên mỗi mét dài cọc là
2Rπ

π
(

Bảng 1.1: Mức tăng diện tích xung quanh khi chuyển từ cọc nhồi sang Barrette
Đường
kính cọc
nhồi D
(m)

A(m)

n

1,0
1,2
1,4
1,5
1,6
1,8
2,0
2,2
2,5

1,77
2,13
2,48
2,66
2,84
3,19
3,54

3,9
4,43

1,77
1,52
1,55
1,77
1,42
1,6
1,77
1,77
1,67

Tiết diện cọc
Barrette

a (m)

b (m)

fxq
cọc nhồi
(m2)

1,00
1,40
1,60
1,50
2,00
2,00

2,00
2,20
2,65

3,14
3,23
3,85
4,71
4,02
5,09
6,27
6,90
7,40

6,28
7,54
8,80
9,42
10,05
11,31
12,57
13,82
15,71

Fxq
Barrette
(m2)

%ΔF


πR 2
(m2)

a.b
(m2)

a/b

8,28
9,26
10,89
12,42
12,04
14,18
16,55
18,21
20,11

31,74
22,87
23,85
31,74
19,73
25,36
31,74
31,74
28,0

3,14
4,52

6,16
7,07
8,04
10,18
12,57
15,21
19,63

3,14
4,52
6,16
7,07
8,04
10,18
12,57
15,21
19,63

3,13
2,31
2,40
3,13
2,01
2,54
3,13
3,13
2,79

Như vậy cọc Barrette là dạng cải tiến của cọc khoan nhồi nên có đầy đủ các
khuyết điểm của cọc khoan nhồi và những ưu điểm riêng.


Luận văn Thạc sĩ


6

Nghiên cứu ứng dụng công nghệ mới vào thiết kế và thi công để hạn chế các
nhược điểm và phát huy tối đa các ưu điểm của cọc Barrette là vấn đề rất cần thiết
trong các dự án xây dựng cơng trình nhà cao tầng hiện nay.
Các giải pháp kỹ thuật có chung mục tiêu là đáp ứng yêu cầu phát triển kinh tế.
Do đó, Giải pháp gia tăng thành phần ma sát trong sức chịu tải của cọc
Barrette bằng công nghệ phun vữa áp lực sẽ khắc phục nhược điểm của cọc khoan
nhồi có đường kính và chiều sâu thi công lớn.
Hiện nay giải pháp này đang được phổ biến ở nhiều nơi trên thế giới như:Toà
nhà MEGA TOWER ở Hồng Kông cao 480m, dùng cọc Barrette 2,80m x 1,50m và
2,80m x 1,00m chiều dài cọc trung bình 83m, chiều dài cọc lớn nhất 104m, chiều sâu
phun vữa 25m, Tháp đôi Petronas ở Malaysia dùng Barrette 1,2m x 2,8, cơng trình Sài
Gịn M&C Tower (Quận1.TP.HCM), Trung tâm thương mại–Bãi đậu xe 7 tầng hầm
(Quận 1. TP.HCM), Golden Square (Đà Nẵng),…
1.3 Những ưu điểm của cọc Barrette phun vữa áp lực
-

Nén chặt đất nền xung quanh cọc;

-

Hạn chế tác hại của hiện tượng hóa lỏng của các tầng đất cát quanh cọc khi xảy ra
động đất;

-


Giảm đáng kể chiều sâu thi cơng cọc, do đó hạn chế rất nhiều sự cố trong q trình
thi cơng cọc;

-

Cho phép bỏ qua sức kháng mũi khi khơng thể kiểm sốt được độ sạch của đáy hố
khoan bằng cách tăng chiều dài phun vữa dọc theo thân cọc để tăng ma sát thành;

-

Có thể kết hợp phun vữa ở mặt bên để tăng ma sát và phun vữa ở đáy để tận dụng
sức chống mũi;

-

Cọc barrette có moment qn tính thuận lợi theo phương chịu lực;

-

Rút ngắn thời gian thi công;

-

Giảm giá thành thi cơng móng cọc;

-

Giảm gây ơ nhiễm các tầng nước ngầm ở dưới sâu.


1.4 Các phương pháp tính tốn sức chịu tải của cọc Barrette

Luận văn Thạc sĩ


7

1.4.1 Tính tốn sức chịu tải theo vật liệu cấu tạo cọc Barrette
Theo TCXD 195-1997, sức chịu tải của cọc theo vật liệu được tính theo cơng thức:
Qvl = Ru A + Ran Fa

(1.1)

Trong đó:
Ru =

R
: Là cường độ tính tốn của bê tơng cọc nhồi; Ru ≤ 6000 kN / m 2
4,5

R: Mác thiết kế của bê tông ;
A: Diện tích cốt thép;
Ran

2
Rc
⎪⎧200.000kN / m , φ > 28
: Cường độ tính tốn của thép; Ran ≤ ⎨
=
1,5

⎪⎩220.000kN / m 2 , φ ≤ 28

Rc: Giới hạn chảy của thép;
Fa: Diện tích cốt thép;
1.4.2 Tính tốn sức chịu tải của cọc Barrette theo điều kiện địa chất
1.4.2.1 Dựa vào chỉ tiêu cường độ đất nền
Theo TCXD 205-1998: Móng cọc- Tiêu chuẩn thiết kế, sức chịu tải cực hạn của cọc
theo chỉ tiêu cường độ đất nền được xác định như sau:
Qu = Q s + Q p

(1.2)

Với:
L

Qs = ∫ τ s dz = U .∑ f i li

(1.3)

Q p = Ap q p

(1.4)

f i = (1 − sin ϕ )σ v' tgϕ a + c a

(1.5)

q p = cN c + σ v' N q + γd p N γ

(1.6)


0

Sức chịu tải cho phép của cọc:
Qa =

Qp
Qs
+
FS s FS p

Trong đó:
Qu : Sức chịu tải cực hạn của cọc, (kN);

Luận văn Thạc sĩ

(1.7)


8

Qs : Tổng sức kháng bên của cọc, (kN);
Q p : Tổng sức kháng mũi của cọc, (kN);

FSs= 1,5 ÷ 2 : Hệ số an toàn sức kháng bên;
FSp= 2 ÷ 3 : Hệ số an toàn sức chống mũi;
f i : Ma sát đơn vị diện tích mặt bên của đoạn cọc trong lớp đất thứ i, (kN/m2);
2
q p : Lực kháng mũi đơn vị của đất dưới mũi cọc, (kN/m );


ϕ :Góc ma sát trong của đất, (độ) ;

ϕ a :Góc ma sát giữa cọc và đất, (độ) ;

C: Lực dính đơn vị của đất, (kN/m2) ;
Ca: Lực dính đơn vị giữa cọc và đất, (kN/m2) ;
σ v' : Ứng suất hữu hiệu do trọng lượng bản thân tại giữa lớp đất đang xét, (kN/m2) ;
γ : Trọng lượng thể tích của đất ở độ sâu mũi cọc, (kN/m3) ;

dp: Đường kính cọc, (m) ;
U: Chu vi của cọc, (m) ;
Ap : Tiết diện ngang của cọc, (m2) ;
li : Chiều dài đoạn cọc trong lớp đất thứ i, (m) ;
L : Tổng chiều dài cọc thiết kế, (m) ;
Nc, Nq, N γ : Hệ số sức chịu tải phụ thuộc góc ma sát trong của đất, hình dạng cọc và
phương pháp hạ cọc.
Sức chịu tải của cọc trong đất dính
Qu = Asαcu + A p N c cu

Trong đó:
Cu: Sức chống cắt khơng thốt nước của nền, T/m2 ;
α : Hệ số không thứ nguyên ;

Với cọc nhồi α =0,2-0,45 cho sét dẻo cứng và α =0,6-0,8 cho sét dẻo mềm ;
Với cọc nhồi Nc=6,0
Trị số giới hạn của αcu là 1daN/cm2=100kPa ;
Hệ số an toàn lấy bằng 2,0-3,0;

Luận văn Thạc sĩ


(1.8)


9

Sức chịu tải của cọc trong đất rời
Qu = As K sσ v' tgϕ a + A pσ vp' N q

(1.9)

Trong đó:
K s : Hệ số áp lực ngang ở trạng thái nghỉ, có thể lấy bằng K s = 1 − sin ϕ ;

σ v' : Ứng suất hữu hiệu trong đất tại độ sâu tính ma sát bên tác dụng lên cọc, kPa;

σ vp' : Ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng tại mũi cọc, kPa;

Hệ số an toàn lấy bằng 2,0-3,0.
1.4.2.2 Dựa vào kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT
TCXD 205-1998: Móng cọc- Tiêu chuẩn thiết kế quy định tính sức chịu tải của cọc
theo các cơng thức sau đây:
- Công thức của Meyerhof (1956)
Sức chịu tải cực hạn của cọc là :
Qu = Q p + Qs = K 1 .N . A p + K 2 N . As
Qa =

(1.10)

Qp
Qs

+
FS s FS p

K1 = 400 : Cho cọc đóng;
K1 = 120 : Cho cọc nhồi;
K 2 = 2 : Cho cọc đóng;
K 2 = 1 : Cho cọc nhồi;

Trong đó :
As : Diện tích tiết diện ngang cọc, (m2);
2

A p : Diện tích xung quanh cọc, (m );

N: Chỉ số SPT trung bình của đất trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên mũi cọc;
d: Cạnh cọc vng hoặc đường kính cọc trịn, (m);
N : Chỉ số SPT trung bình dọc thân cọc;

FSs= 2 ÷ 2,5 : Hệ số an toàn sức kháng bên;
FSp= 2,5 ÷ 3 : Hệ số an tồn sức chống mũi.
Công thức của Nhật Bản:

Luận văn Thạc sĩ


10

Qa =

1

{αN a Ap + (0,2 N s Ls + CLc )U }, (T)
3

Trong đó:
Na: Chỉ số SPT dưới mũi cọc;
Ns: Chỉ số SPT của lớp cát bên thân cọc;
U: Là chu vi cọc, m ;
Ls: Chiều dài đoạn cọc nằm trong đất cát, m ;
Lc: Chiều dài đoạn cọc nằm trong đất sét, m ;
α : Hệ số phụ thuộc phương pháp thi công cọc, với cọc nhồi α =15 ;

- Theo TCXD 195-1997 :Nhà cao tầng- Thiết kế cọc khoan nhồi ;
Sức chịu tải của cọc trong đất rời:
n

Qu = Qs + Q p = As f s + A p q p = U ∑ f si li + A p q p

(1.11)

i =1

Qa =

Qp
Qs
+
FS s FS p

Với: qp=K1N(0,1Mpa) hoặc qp=0,1K1N(Mpa) (Do chuyển từ kg/cm2 sang Mpa)
N: Định nghĩa như trên;

K1 : Hệ số tra theo bảng 1.2;
Bảng 1.2: Hệ số K1
Loại đất

Hệ số K1

Trị số cực hạn của qc (Mpa)

Cát sỏi

1,4

7,0

Cát hạt thô, trung

1,1

5,5

Cát hạt mịn

0,8

4,0

f s = 0,018 N (0,1Mpa) : Cho cọc trong cát thô, cát trung không dùng dung dịch bentonite
f s = 0,03N + 0,1(0,1Mpa) : Cho cọc trong cát thô, cát trung dùng dung dịch bentonite

N: Chỉ số SPT trung bình dọc thân cọc, xác định giống như N theo công thức (1.10);

Sức chịu tải cho phép của cọc trong đất dính và đất rời:
Qa = 1,5 N A p + (0,15 N c Lc + 0,43 N s Ls )Ω − W p , (T)

Luận văn Thạc sĩ

(1.12)


11

Trong đó:
LS: Chiều dài cọc trong phần đất rời, (m);
Lc: Chiều dài cọc trong phần đất dính, (m);
Ω = U : Chu vi cọc, (m);
W p : Hiệu số trọng lượng giữa cọc và đất do cọc chiếm chỗ, (Tấn);

1.4.3 Sức kháng bên của cọc nhồi theo FHWA 1999 (Reese và O’neill) [5]
Để dự báo sức chịu tải của cọc nhồi, FHWA (Federal Highway Administration)-Cục
Quản lý Đường bộ Liên bang Mỹ, đã phân chia đất đá thành 4 nhóm sau:
-

“Nhóm 1”: Đất hạt mịn, yếu đến cứng- gồm đất sét và đất bụi có tính dẻo,
Su ≤ 250kPa .

-

“Nhóm 2”: Đất hạt thô, trạng thái rời đến chặt- gồm, cát, sỏi, dăm và bụi khơng có
tính dẻo, N 60 ≤ 50 .

-


“Nhóm 3”: Đất- Đá IGM (Intermediate Geo Material- “Vật liệu địa kỹ thuật trung
gian”). Đây là định nghĩa mới nhằm phục vụ cho việc dự báo sức chịu tải của cọc
nhồi. Cường độ của IGM thường là 250kPa < Su ≤ 2500kPa , tốt hơn nhóm 1 và
nhóm 2 nhưng yếu hơn nhóm 4.

IGM lại được chia tiếp thành 3 nhóm nhỏ:
. IGM 1: IGM hạt mịn – là đất sét rất quá cố kết, đá sét mềm, đá phiến sét, đá bùn.
. IGM 2: IGM vôi- Là đá vơi. Tính chất IGM 2 tương tự IGM1. Khi khơng có
phương trình riêng cho IGM 2, có thể áp dụng các phương trình của IGM 1 cho IGM2.
. IGM 3: IGM hạt thô- Là đất rời rất chặt, đá cát mềm, đá gốc bị phong hóa.
-

“Nhóm 4”: Đá (gốc) với Su > 2.5MPa (tức qu > 5MPa ).
Tính chất của vật liệu IMG1 và IMG2 và đá (nhóm 4) thường được đánh giá thơng

qua các giá trị thí nghiệm sau:
* Su : Sức kháng cắt khơng thốt nước của đất dính ;
* N 60 : Số nhát búa để ống SPT đi vào lớp đất một khoảng 30cm và được hiệu chỉnh
về 60% năng lượng hữu ích trong thí nghiệm SPT (xuyên tiêu chuẩn).
N 60 = N .CE

N: Là số nhát búa để ống SPT đi vào lớp đất một khoảng 30cm;

Luận văn Thạc sĩ


12

CE =


Eh
Với Eh là tỉ lệ phần trăm năng lượng hữu ích của thiết bị SPT ( Eh =30-60);
60

* qu : Sức kháng nén một trục nở hông, thường được xác định trên mẫu nguyên dạng
qu = 2Su

* Et : Môđun đàn hồi vi mô của mẫu IGM, thường được xác định trên mẫu ngun
dạng. Do IGM có tính chất rất khác nhau ngay cả khi chúng ở lân cận nhau nên Et
thường được lấy là con số nằm giữa dãy số thí nghiệm (median value) chứ khơng phải
giá trị trung bình (average value).
*

Em : Mơđun đàn hồi vĩ mơ của khối IGM. Em thường được xác định thông qua thí

nghiệm hiện trường để xét được cả khối IGM lớn cùng với các vết nứt tự nhiên. Có thể
ước lượng Em thông qua Et theo bảng 1.2. Tuy nhiên, theo khuyến cáo của Carter và
Kulhawy (1988) khi RQD càng nhỏ (RQD ≤ 50%) thì quan hệ Em / Et cho trong bảng
càng có độ tin cậy kém.
Bảng 1.3: Dự báo Em / Et dựa trên RQD (Carter và Kulhawy-1998)
RQD(%)
100
70
50
20

Em / Et

Khe nứt kín

1
0,7
0,15
0,05

Khe nứt hở
0,6
0,1
0,1
0,05

* Khe nứt kín là dạng khe nứt rất nhỏ không thể nhận thấy bằng mắt thường mà chỉ
biết rằng đá có dạng phiến xếp lớp lên nhau.
* Khe nứt hở là dạng khe nứt khá lớn và chứa đất bùn yếu và các mùn hữu cơ.
* RQD (Rock Quality Designation- Chỉ số chất lượng đá)
RQD= ∑ (Chiều dài các mẫu lõi ≥ 100mm )/(Toàn bộ chiều dài lấy lõi).
* Thành nhám: Trên thành hố khoan có các vết cắt sâu hơn 5cm và các vết cắt phải
phân bố bao quanh xung quanh hố khoan. Khoảng cách phân bố các vết cắt theo chiều
đứng phải nhỏ hơn 0.46m và trên thành hố khoan khơng cịn sót lại những mảnh vụn
đất yếu.

Luận văn Thạc sĩ


13

* Thành nhẵn: Thành hố khoan khơng thỗ mãn các điều kiện trên thì quan niệm là
thành nhẵn. Nói chung, khi khoan có sử dụng dung dịch sét (bentonite) thì thành là
nhẵn.
1.4.3.1 Sức kháng bên của cọc trong đất dính

Sức kháng bên đơn vị cực hạn khơng thốt nước của cọc trong đất dính được tính
theo phương pháp α:
fi = αSu

(1.13)

Nếu đất khơng q yếu (Su ≥ 50kPa ) thì Chen và Kulhawy cho rằng:
α = 0,29 + 0,19 S u trường hợp cọc chịu nén

α = 0,31 + 0,17 S u trường hợp cọc chịu kéo

1.4.3.2 Sức kháng bên của cọc trong đất cát (Phương pháp β )
Sức kháng bên đơn vị cực hạn của đoạn cọc trong đất cát là giá trị nhỏ hơn trong hai
giá trị sau:
f i = βσ ' z

fi ≤ 2kG / cm 2 ≈ 200kPa ,
β=

Trong đó:

min( N 60 ,15)
(1,5 − 0,2445 z ) ;
15

(1.14)
(1.14a)
(1.14b)

và β phải nằm trong khoảng 0,25 đến 1,2;

Ở đây: N60 – kết quả thí nghiệm SPT, được chuẩn hóa theo 60% năng lượng hữu ích;
min(N60,15)- giá trị nhỏ nhất giữa hai giá trị: N60 và 15;
Từ phương trình (1.14b) ta thấy: nếu z=26m thì β =0,25. Như vậy, nếu cọc nhồi dài
hơn 26m, thì theo cách tính này ta cú:
ã T 26m n khong 50 ữ 70m, giỏ trị β là hằng số (0,25), tức là sức kháng
bên đơn vị fi tăng tuyến tính theo độ sâu: fi =0,25 'z .

(1.14c)

ã T khong 50 ữ 70m tr xuống nữa (khi σ 'z ≥ 8 bar), fi lấy giá trị hạn chế là
2 bar (phương trình 1.14a).
Như vậy, từ độ sâu này trở xuống fi là hằng số- đó là giới hạn trên của sức kháng bên.

Luận văn Thạc sĩ


14

Điều đặc biệt của phương trình (1.14) là sức kháng bên khơng phụ thuộc góc ma sát
trong ϕ và chỉ phụ thuộc duy nhất vào khối lượng riêng γ ' . Giải thích về điều này,
Reese và O’Neill cho rằng: ”Do quá trình khoan làm giảm ứng suất, tại thành hố
khoan cát có biến dạng lớn. Do đó dù trạng thái ban đầu là chặt hay rời, cát đều có góc
ma sát trong tiến về cùng giá trị là ϕcv (ứng với biến dạng ε cv khá lớn- xem hình 1.2).
Tóm lại, đối với cọc nhồi, hệ số β khơng phụ thuộc vào góc ma sát trong ban đầu ϕ .
Kết quả các thí nghiệm nén hiện trường đã kiểm chứng điều này”.

ϕ

ϕP
Cát chặt


ϕ cv

Cát rời

ε
ε cv
Hình 1.2: Quan hệ góc ma sát trong- biến dạng
1.4.3.3 Sức kháng bên trong cát sỏi hoặc sỏi có N≥15
Cách tính sức kháng bên fi trong cát sỏi hoặc sỏi hoàn toàn tương tự trên. Chỉ có khác
một chút là hệ số β lớn hơn theo biểu thức dưới đây:
f i = βσ ' z

β =[2,0 – 0,15z0,75]

(1.15)

Và β phải nằm trong khoảng 0,25 đến 1,8.
1.4.3.4 Sức kháng bên của cọc trong IGM 3 hạt thơ
Theo Mayne và Harris, ta có thể tạm sử dụng phương trình:
f i = K βσ ' z tgδ

(1.16)

Trong đó:
σ z ' - ứng suất hữu hiệu do bản thân đất gây ra tại đoạn cọc đang xét, tính bằng bar
(1 bar ≈ 1kG/cm2 =100kN/m2).

Luận văn Thạc sĩ



15

δ - góc ma sát ngồi; δ = 0,75 ϕ nếu quá trình khoan sử dụng dung dịch bentonite

dưới sự kiểm soát chất lượng tốt. Nếu sự kiểm soát chất lượng khơng tốt lắm, nên
giảm δ xuống;
ϕ - góc ma sát trong; theo Schmertmann có thể ước tính ϕ của đất hạt thơ qua thí

nghiệm SPT như sau:
ϕ =arctg{[N60/(12.2+20.3 σ ' z )]0.34};

(1.17)

N60 – kết quả thí nghiệm SPT, đã hiệu chỉnh theo 60% năng lượng hữu ích. Nếu
N60 ≥ 100 thì lấy N60=100;
K – hệ số nén ngang của đất vào cọc; K có thể coi là K0 (tức là, sau khi khoan lỗ trong
IGM hạt thơ, q trình đổ bêtơng ngay sau đó sẽ đưa áp lực ngang tĩnh trong đất về giá
trị cũ). K0 tạm ước tính qua phương trình sau :
K =(1-sin ϕ )OCRsin ϕ ,
0

(1.18)

Ở đây hệ số quá cố kết OCR có thể tạm ước tính qua thí nghiệm SPT như sau:
OCR=

0.2 N 60
.
σ 'z


(1.19)

Như vậy, hệ số áp lực ngang lên cọc nhồi là:
⎡ 0.2 N 60 ⎤
K = (1 − sin ϕ ) ⎢
⎥
⎣ σ 'z ⎦

sin ϕ

(1.20)

1.4.3.5 Sức kháng bên fi của cọc nhồi trong IGM hạt mịn (nhóm 3, IGM1)
Sức kháng bên đơn vị cực hạn của cọc nhồi chịu nén trong đá IGM1 là:
fi=2 α Kα Suα E với thành nhẵn

(1.20a)

fi=Su α E

(1.20b)

với thành ráp (nhám).

Điều kiện sử dụng phương trình trên là tỷ số Em/qu phải nằm trong khoảng 115 ÷ 500 (
với IGM1, Em thường khoảng 250qu, cịn với IGM2, Em ≈ 115qu).
Các thơng số cần thiết cho phương trình trên là:
* α - hệ số khơng thứ ngun tra trên hình 1.3;
* ϕ rc - góc ma sát ngồi giữa đá IGM và bêtơng (rc là viết tắt của rock-concrete);


Luận văn Thạc sĩ