PHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG VÀ CƠ SỞ XÁC ĐỊNH CÁC HỆ SỐ SỨC KHÁNG CỌC KHOAN NHỒI MÓNG MỐ TRỤ CẦU Ở KHU VỰC THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

1
BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI




NGÔ CHÂU PHƯƠNG


PHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG VÀ CƠ SỞ XÁC
ĐỊNH CÁC HỆ SỐ SỨC KHÁNG CỌC KHOAN NHỒI MÓNG
MỐ TRỤ CẦU Ở KHU VỰC THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH


CHUYÊN NGÀNH: XÂY DỰNG CẦU HẦM
MÃ SỐ: 62.58.02.05.03



TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT






Hà Nội-2014

2

Công trình được hoàn thành tại: Bộ môn Cầu-Hầm, Khoa Công trình
Trường Đại học Giao thông vận tải


NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC:
1. PGS.TS. Trần Đức Nhiệm
2. PGS.TS. Nguyễn Ngọc Long

Phản biện 1: GS.TSKH. Nguyễn Như Khải,

Trường Đại học Xây dựng.
Phản biện 2: GS. TSKH. Nguyễn Đông Anh,
Viện Cơ học Việt Nam.
Phản biện 3: TS. Đỗ Hữu Thắng,
Viện Khoa học và Công nghệ GTVT.
Luận án được bảo vệ trước Hội đồng đánh giá luận án cấp Trường

theo quyết định số 1359/QĐ-ĐHGTVT ngày 17 tháng 06 năm 2014

của Hiệu trưởng Trường Đại học Giao thông vận tải vào hồi vào hồi:
…… giờ…… ngày… tháng… năm 2014.



Có thể tìm hiểu luận án tại:
- Thư viện Quốc gia Việt Nam

- Thư viện Đại học GTVT







1
MỞ ĐẦU
Bằng việc nghiên cứu, ứng dụng lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết
độ tin cậy trong lĩnh vực nền móng công trình, luận án đã đề nghị mô hình
xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trên cơ sở đặc
trưng thống kê của tỷ số giữa giá trị thực đo và giá trí dự tính của hai đại
lượng sức kháng (R) và hiệu ứng tải (Q). Từ đó, qua phân tích xác định đặc
trưng thống kê của đại lượng sức kháng dựa trên 24 bộ số liệu thí nghiệm
thử tải tĩnh nén dọc trục cọc khoan nhồi, thi công theo phương pháp ướt
(vữa sét) trong nền đất hỗn hợp loại dính và rời ở khu vực Tp.HCM, luận
án đã xác định được hệ số sức kháng cho bốn phương pháp tính toán sức
kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu theo điều kiện cường độ đất nền.
Lý do chọn đề tài luận án:
Công nghệ cọc khoan nhồi đã được sử dụng đầu tiên ở Mỹ (1890), trên
thế giới (1950) và ở Việt Nam (1990), nhưng lý thuyết tính toán lại phát
triển chậm hơn. Một trong những xu hướng hiện nay trên thế giới là nghiên
cứu những vấn đề mới về ứng dụng lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết
độ tin cậy để hiệu chỉnh lại hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ
cầu trên cơ sở đặc trưng thống kê của tỷ số giữa giá trị thực đo và giá trí dự
tính của hai đại lượng ngẫu nhiên sức kháng (R) và hiệu ứng tải (Q) từ các
dự án thực tế với số lượng đủ lớn. Các kết quả nghiên cứu đã từng bước
được sử dụng để cập nhật, bổ sung đưa vào các bộ tiêu chuẩn, chỉ dẫn thiết

kế của các nước tiến tiến ở châu Âu, Nhật Bản, và đặc biệt là ở Mỹ.
Ở Việt Nam, trong hơn hai thập kỷ qua, cùng với sự phát triển kết cấu
hạ tầng có quy mô lớn trên nền đất yếu hoặc trong các đô thị, móng cọc
khoan nhồi đã và đang trở thành một trong những giải pháp móng cọc
thường được lựa chọn nhất và một trong những nơi sử dụng nhiều nhất là ở
khu vực Tp.HCM. Tuy nhiên, đến nay chưa có cơ sở xác định lại các hệ số
sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trên cơ sở phân tích đặc trưng
thống kê và phân tích độ tin cậy theo lý thuyết tiên tiến hiện nay.
Do vậy, việc nghiên cứu cơ sở xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi
móng mố trụ cầu nói riêng và kết cấu cầu nói chung trên cơ phân tích độ tin
cậy đang là vấn đề thời sự được các nhà khoa học trên thế giới và ở Việt
Nam quan tâm. Đó chính là lý do mà nghiên cứu sinh chọn đề tài này để
nghiên cứu.

2
Tên đề tài luận án: “Phân tích các yếu tố ảnh hưởng và cơ sở xác định
các hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu ở khu vực thành phố
Hồ Chí Minh”.
Mục đích nghiên cứu: Nghiên cứu xác định hệ số sức kháng theo điều
kiện cường độ đất nền tương ứng với các phương pháp dự tính sức kháng
cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trong một số tiêu chuẩn thiết kế hiện
hành.
Đối tượng nghiên cứu: Cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu.
Phạm vi nghiên cứu: Sức kháng dự tính và sức kháng thực tế từ hồ sơ
thí nghiệm thử tải tĩnh nén dọc trục cọc khoan nhồi ở khu vực thành phố
Hồ Chí Minh trên nền đất hỗn hợp loại dính và rời (cát, cát pha, sét, bùn
sét, sét pha, ), thi công theo phương pháp ướt; nghiên cứu xác định hệ số
sức kháng chung theo điều kiện cường độ đất nền cho bốn phương pháp dự
tính sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu: 1) Phương
pháp của Nga trong TCXDVN 205-98; 2) Phương pháp của Nhật (JRA

2002 SHB -Part IV); 3) Phương pháp Reese&O'Neill (1988) và 4) Phương
pháp O'Neill&Reese (1999). Các vấn đề nghiên cứu về đặc trưng thống kê
tải trọng, hệ số sức kháng đỡ chung cho các loại nền đất, địa phương và
loại công trình khác cũng như hệ số sức kháng đỡ dọc bên thân cọc, mũi
cọc là những vấn đề lớn chưa thực hiện ở luận án này và được kiến nghị
cho hướng nghiên cứu tiếp theo.
Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài:
- Ứng dụng lý thuyết tiên tiến về phân tích thống kê và độ tin cậy, đề
nghị mô hình xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu
trên cơ sở đặc trưng thống kê của tỷ số giữa giá trị thực đo và giá trí dự tính
của hai đại lượng sức kháng (R) và hiệu ứng tải (Q);
- Luận án đã phân tích xác định đặc trưng thống kê của tỷ số giữa giá
trị thực đo và giá trị dự tính sức kháng; xác định hệ số sức kháng cho bốn
phương pháp dự tính sức kháng cọc khoan móng mố trụ cầu từ 24 bộ hồ sơ
thí nghiệm thử tải tĩnh cọc khoan nhồi trong nền đất loại đất hỗn hợp dính
và rời ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh và các số liệu vận dụng khác.
- Một số kết quả nghiên cứu của luận án có thể sử dụng làm tài liệu
tham khảo trong công tác nghiên cứu thiết kế và thi công đánh giá sức
kháng đỡ cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu ở khu vực thành phố Hồ Chí
Minh và có thể cho các vùng có địa chất tương tự.

3
Chương 1. TỔNG QUAN
1.1. Cọc khoan nhồi và ứng dụng trong xây dựng cơ sở hạ tầng
1.1.1. Khái niệm chung, đặc điểm kết cấu và công nghệ đặc trưng
Cọc khoan nhồi của móng mố trụ cầu (gọi tắt cọc khoan nhồi): Là một
bộ phận của móng mố, trụ cầu; được thi công bằng cách đổ bê tông tươi
trong lỗ khoan sẵn có hoặc không có cốt thép. Cọc khoan nhồi tiếp nhận
các tải trọng từ bệ móng rồi truyền sâu xuống đất nền xung quanh và mũi
cọc.

Phương pháp thi công cọc khoan nhồi ướt (phương pháp ướt): Khoan
tạo lỗ và đúc cọc trong môi trường nước hoặc bùn khoan và có một đoạn
ống vách ngắn tạm ở miệng lỗ khoan. Áp dụng nền đất dính, rời và có mực
nước ngầm cao.
Cọc khoan nhồi có thể là cọc có tiết diện hình trụ không đổi trong suốt
chiều dài cọc, loại cọc này được gọi là cọc khoan nhồi đơn giản; hay có
hình trụ khoan bình thường nhưng khi gần đến đáy thì dùng gầu đặc biệt để
mở rộng đáy hố khoan.
1.1.2. Tình hình sử dụng cọc khoan nhồi ở trong và ngoài nước
Qua phân tích, nhận thấy như cầu sử dụng sử dụng cọc khoan nhồi trong và
ngoài nước ngày càng tăng. Hầu như các giải pháp móng cho công trình giao
thông, dân dụng và công nghiệp có quy mô vừa đến lớn ở Việt Nam đều sử
dụng móng cọc khoan nhồi.
1.1.3. Hiện trạng và đặc điểm sử dụng cọc khoan nhồi ở khu vực Tp.HCM
Qua phân tích, nhân thấy giải pháp móng cọc khoan nhồi cho công trình
xây dựng ở đây cũng được sử dụng rất nhiều trong những năm gần đây. Hầu
hết các cọc khoan nhồi được thi công theo phương pháp ướt (trong vữa sét)
xuyên qua các tầng đất hỗn hợp loại dính và rời đan xen nhau, các lớp đất này
có khả năng chịu lực từ rất yếu, trung bình và đến tốt.
1.1.4. Một số đặc điểm kết cấu, công nghệ cọc khoan nhồi ở Việt Nam
Do đặc điểm của công nghệ, tính phức tạp của địa chất; trình độ kinh
nghiệm của các bên tham gia trong việc quản lý, thiết kế và thi công có giới
hạn và nhất là hệ thống các quy trình, tiêu chuẩn còn đang trong qua trình hội
nhập chưa hoàn thiện và còn nhiều tồn tại. Từ đó dẫn chất lượng của cọc khoan
nhồi hay sức kháng của cọc khoan nhồi phụ thuộc rất nhiều các yếu tố như vừa
nêu.

4
1.2. Tính toán thiết kế cọc khoan nhồi trên cơ sở độ tin cậy theo
phương pháp hệ số tải trọng và hệ số sức kháng (LRFD)

Phương pháp thiết kế theo LRFD là phương pháp thiết kế dựa trên độ tin cậy,
khi đó các hiệu ứng tải có hệ số riêng (Q
tk
) không được vượt quá các sức kháng
có hệ số riêng (R
tk
).
Qua phân tích lịch sử phát triển các triết lý thiết kế và tiêu chuẩn thiết kế
như theo ứng suất cho phép (ASD), tải trọng phá hoại (LSD; LFD), theo lý
thuyết độ tin cậy (RBD) và theo phương pháp các hệ số độ tin cậy riêng hay hệ
số tải trọng và hệ số sức kháng (LRFD), nhận thấy tính toán thiết kế móng
cọc khoan nhồi theo phương pháp LRFD là phương pháp tiên tiến, tin cậy
đã và đang được nhiều nước trên thế giới sử dụng.
1.3. Phân tích các công trình nghiên cứu xác định hệ số sức kháng cho
cọc khoan nhồi mố trụ cầu ở nước ngoài trên cơ sở đảm bảo độ tin cậy
1.4. Phân tích các công trình nghiên cứu ứng dụng LRFD và xác định
hệ số sức kháng trong tính toán thiết kế kết cấu công trình cầu ở Việt
Nam
1.5. Những vấn đề còn tồn tại
Một số tồn tại trong tiêu chuẩn thiết kế cầu đường bộ 22TCN272-05 và
AASHTO LRFD 2012 (2007) được thể hiện ở Bảng 1.1.
Bảng 1.1. Thống kê một số tồn tại trong tiêu chuẩn thiết kế cầu thiết kế cầu
đường bộ 22TCN272-05 và AASHTO LRFD 2012 (2007)
Vấn đề tồn tại
22TCN272-05
AASHTO LRFD 2012 (2007)
Phương pháp dự tính sức
kháng đỡ cho đất dính và rời

05 phương pháp từ

những năm trước
1988
01 phương pháp
O'Neill&Reese (1999)
Hệ số sức kháng không quy
định cho:
Đất cát, đất dính và
rời
Đất dính và rời
Năm áp dụng chính thức
2005
2007
Xác định sức kháng đỡ cực
hạn từ thử tải tĩnh
Có nhiều phương
pháp theo
TCXDVN269-2002
5% đường kính cọc hoặc cọc
lún chìm
Khuyế
n cáo khi sử dụng các
hệ số sức kháng
Các hệ số sức kháng không phải là những giá trị
chuẩn mực cho tất cả các bang của Mỹ và càng
không phải là chuẩn xác cho những quốc gia ngoài
Mỹ, trong đó có Việt Nam


5
Một số tồn tại của các công trình nghiên cứu khoa học liên quan:

- Công trình nghiên cứu về hiệu chỉnh hệ số sức kháng đỡ cho móng
sâu của nhóm tác giả Paikowsky và cộng sự (2004): Chưa đề cập đến hệ số
sức kháng của phương pháp O'Neill&Reese (1999), chỉ đề cập đến phương
pháp Reese&O'Neill (1988) cho điều kiện đất hỗn hợp cát và sét trên cơ sở
44 kết quả thử tải cọc khoan nhồi ở bang Florida.
- Liang (2009): Đã đề xuất hệ số sức kháng cho phương pháp
O'Neill&Reese (1999), nhưng chỉ đề xuất cho điều kiện đất cát, đất sét ở
Mỹ.
- Murad và cộng sự (2013): Đã đề xuất hệ số sức kháng cho phương
pháp O'Neill&Reese (1999) cho điều kiện đất hỗn hợp loại dính và rời ở
bang Louisiana&Mississipi trên cơ sở 34 kết quả thử tải cọc khoan nhồi,
nhưng có đến 26 giá trị ngoại suy kết quả thử tải tĩnh do chưa thử đến phá
hoại cọc.
- Trong nước vẫn chưa có công trình nghiên cứu nào liên quan đến
mục tiêu nghiên cứu của luận án này.
Từ các vấn đề tồn tại nêu trên, nghiên cứu sinh đề nghị mục tiêu, nội
dung và phương pháp nghiên cứu của luận án như mục 1.6 và 1.7.
1.6. Mục tiêu của đề tài
Nghiên cứu định lượng các yếu tố ảnh hưởng đến kết quả dự tính sức
kháng của bốn phương pháp dự tính sức kháng so với sức kháng thực tế
hiện trường của cọc khoan nhồi theo điều kiện đất nền ở khu vực Tp.HCM.
Có nghĩa là nghiên cứu xác định đặc trưng thống kê của tỷ số giữa sức
kháng thực đo và dự tính (biến gộp sức kháng, λ
R
);
Nghiên cứu cơ sở xác định hệ số sức kháng và đề nghị hệ số sức kháng
cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu theo điều kiện cường độ đất nền ở khu
vực Tp.HCM cho bốn phương pháp dự tính sức kháng.
1.7. Nội dung và phương pháp nghiên cứu
Nghiên cứu cơ sở xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố

trụ cầu bằng lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết độ tin cậy tiên tiến. Cụ
thể, từ việc khảo sát thu thập 24 bộ hồ sơ thí nghiệm thử tải tĩnh cọc khoan
nhồi ở khu vực Tp.HCM, tiến hành nghiên cứu xác định đặc trưng thống kê
của tỷ số giữa sức kháng thực đo và dự tính (biến gộp sức kháng, λ
R
); từ đó
nghiên cứu xác định hệ số sức kháng cho bốn phương pháp dự tính sức
kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu trên cơ sở phân tích độ tin cậy.

6
Chương 2. NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH HỆ SỐ SỨC
KHÁNG CỌC KHOAN NHỒI THEO LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY
Theo
AASHTO LRFD, định nghĩa hệ số sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan
nhồi theo điều kiện cường độ đất nền là hệ số được xác định dựa trên cơ sở
đặc trưng thống kê của sức kháng danh định, chủ yếu được tính toán từ sự
biến thiên các tham số đặc trưng của đất nền quanh cọc, kích thước cọc,
trình độ tinh thông (chuyên nghiệp) của con người-thiết bị tham gia các giai
đoạn thực hiện dự án và tính bất định của phương pháp dự tính sức kháng
danh định; nhưng cũng liên quan đến đặc trưng thống kê về hiệu ứng tải
thông qua quá trình xác định.
2.1. Phương pháp phân tích đặc trưng thống kê
2.1.1. Xác định cỡ mẫu tối thiểu
Uớc tính cỡ mẫu theo công thức: (2.1)
trong đó σ và z
α/2
, z
θ
là độ lệch chuẩn chung và độ lệch chuẩn với xác
suất sai lầm α, θ từ phân phối chuẩn; ɛ là sai số cho phép; C là hằng số liên

quan đến xác suất sai lầm loại I và loại II.
Ví dụ xác định cỡ mẫu cho luận án: Với một số phương pháp dự tính
sức kháng đỡ cọc khoan nhồi chấp nhận sai số dự tính trung bình khoảng
50% (=1/FS, FS=2: hệ số an toàn) với khoảng tin cậy 0,95 (tức α=0,05) và
θ = 0,2. Các nghiên cứu trước cho biết độ lệch chuẩn của biến gộp kháng từ
0,27-0,74. Như vậy, hệ số ảnh hưởng là: ES = 0,5/0,74 = 0,456 và hằng số
C=7,85. Áp dụng công thức (2.1) để ước tính cỡ mẫu cần thiết cho nghiên
cứu:

Đối chiếu với khuyến cáo của Murad (2013), số cọc thử nghiệm tối
thiểu cho vùng nghiên cứu là ≥ 20 cọc. Như vậy, với 24 bộ hồ sơ thí
nghiệm thử tải tĩnh nén dọc trục cọc khoan nhồi ở khu vực Tp.HCM có thể
coi là đủ cơ sở tin cậy cho phân tích nghiên cứu nhằm đáp ứng mục tiêu
của luận án đề ra.
2.1.2. Phương pháp kiểm định phân phối xác suất phù hợp cho biến gộp
ngẫu nhiên
Qua phân tích, kiến nghị sử dụng phương pháp Shapiro-Wilk hoặc
Pearson chi-square (khi cỡ mẫu nhỏ hơn 50) với nguyên tắc: nếu phân phối
2
/2
22
()
/
zz C
n
( ) (ES)
αθ
εσ
+
= =

2
7,85
17,2 17(mâu)
0,5 / 0,74
n
()
= = >


7
thực nghiệm phù hợp với phân phối lý thuyết giả định (chuẩn hay loga,…)
khi mức xác suất phù hợp (P) có giá trị lớn hơn 0,05.
2.1.3. Phương pháp hiệu chỉnh đặc trưng thống kê cho biến gộp ngẫu nhiên
Đối với kết cấu nền móng công trình thì quy luật phân phối xác suất của
biến gộp ngẫu nhiên này thường phù hợp hoặc gần phù hợp với luật phân
phối chuẩn hoặc loga chuẩn.
Qua nghiên cứu, đề nghị áp dụng
hai phương pháp hiệu chỉnh đặc
trưng thống kê cho dạng phân phối
loga theo nguyên tắc (Allen, 2005):
Dựa trên đồ thị các hàm xác suất tích
lũy mô phỏng để xem xét sự phù hợp
theo một trong 2 trường hợp, 1) Phù
hợp với toàn bộ dữ liệu thu thập
(Phương pháp FTAD -
Fit To All
Data) hoặc 2) chỉ cần phù hợp với
vùng có giá trị bé của đuôi phân phối
(Phương pháp BFTT-Best fit to tail)
(Hình 2.1)

Hình 2.1. Hàm mật độ xác suất tích
lũy của biến gộp sức kháng

2.2. Phương pháp phân tích độ tin cậy
Khi phân tích độ tin cậy, xác suất sự cố công trình là điều kiện mà trạng
thái giới hạn đạt đến. Các hệ số điều chỉnh được lựa chọn để đảm bảo mỗi
trạng thái giới hạn có xác suất xảy ra sự cố rất nhỏ và chấp nhận được. Các
hàm mật độ xác suất của hiệu ứng tải (Q) và sức kháng (R) với giả định là
hai biến độc lập phân phối chuẩn (Hình 2.2). Biên độ an toàn hay hệ số an
toàn là sự khác biệt giữa R và Q, đại lượng định lượng cho sự an toàn là độ
tin cậy hoặc xác suất an toàn, P
s
:

P( ) P( - 0) ( )
s
P R Q G RQ
β
= > = = >=Φ
(2.2)
Xác suất sự cố: P
f
được tính như:

( )
P 0 1- 1 ( )
fs
PG P
β

= < = = −Φ
(2.3)
trong đó Φ(.) là hàm phân phối chuẩn hóa; β là chỉ số độ tin cậy.
Chỉ số độ tin cậy xác định thông qua số trung bình và độ lệch chuẩn sau:

22
-
RQ
G
G
RQ
µµ
µ
β
σ
σσ
= =
+
(2.4)
1
2
3

8

Hình 2.2. Đồ thị các hàm mật độ xác suất phân phối chuẩn


Hình 2.3. Đồ thị hàm mật độ
xác suất phân phối loga chuẩn

Nếu R và Q theo luật phân phối loga chuẩn thì quãng an toàn, G, được
xác định như sau (Hình 2.3):
G=ln(R)-ln(Q)=ln(R/Q) (2.5)
Khi đó, β được xác định là tỉ số giữa số trung bình loga,
G
và độ lệch
chuẩn loga, ξ
G
.
G
G
β
ξ
=
(2.6)
2.3. Các phương pháp xác định hệ số sức kháng đỡ dọc trục cọc
khoan nhồi mố trụ cầu
Luận án đã nghiên cứu 4 phương pháp xác định hệ số sức kháng cọc
khoan nhồi: Phương pháp phù hợp với hệ số an toàn của triết lý thiết kế
ứng suất cho phép (ASD); phương pháp mô men thứ cấp bậc nhất (FOSM);
phương pháp độ tin cậy bậc nhất (FORM); phương pháp Monte Carlo
(MCS). Sau khi phân tích ưu nhược điểm của 4 phương pháp này, kiến nghị

chọn phương pháp Monte Carlo phân tích xác định hệ số sức kháng.
Quãng an toàn, G, được sử dụng để xác định các hệ số sức kháng khi
các đại lượng R và Q theo luật phân phối loga chuẩn:

()
f( , ) ln
()
D
RD L
L
D
DL
L
Q
Q
RQ G
Q
Q
λγ γ
ϕλ λ
+
= =
+
(2.7)
2.4. Đề xuất trình tự và mô hình xác định hệ số sức kháng
Trình tự và mô hình để phân tích xác định hệ số sức kháng cọc khoan
nhồi móng mố trụ cầu trên cơ sở đảm bảo độ tin cậy mục tiêu như sau:
1. Xác định trạng thái giới hạn theo điều kiện cường độ đất nền cho cọc
khoan nhồi (22TCN272-05, AASHTO LRFD), hàm trạng thái cường độ:
g(R,Q)=

ϕ
R – (γ
D
Q
D
+γ
L
Q
L
)= λ
R
(γ
D
k+γ
L
)/
ϕ
- (λ
D
k+ λ
L
);
2. Lựa chọn các tham số thống kê của hiệu ứng tải thiết kế (Q) và các
hệ số tải trọng: đại diện là biến gộp tải tĩnh (λ
D
) và hoạt tải (λ
L
), được vận
dụng theo AASHTO LRFD.

9
3. Phân tích đặc trưng thống kê sức kháng (R): đại diện là biến gộp sức
kháng, λ
R
, là tỷ số giữa sức kháng đỡ cực hạn thực đo (R
td
) và sức kháng đỡ
danh định dự tính (R
dt
):
a. Xác định sức kháng đỡ cực hạn thực đo, R
td
từ kết quả thử tải tĩnh
phá hoại cọc theo điều kiện đất nền, là giá trị tải trọng thử tại điều kiện độ
lún cọc bằng 5% đường kính cọc hoặc cọc bị lún chìm (AASHTO LRFD
2012, TCVN 9393-2012);
b. Dự tính sức kháng danh định (R
dt
) theo lý thuyết tính toán;
c. Tính toán biến gộp, λ
R
=R
td
/R
dt
;
d. Phân tích, tính toán các tham số thống kê (μ, σ) và kiểm định dạng
hàm mật độ phân phối (chuẩn, loga, ) phù hợp cho λ
R
;

4. Phân tích xác định hệ số sức kháng đỡ cọc khoan nhồi (
ϕ
) trên cơ sở
phân tích độ tin cậy theo phương pháp mô phỏng Monte Carlo với chỉ số độ
tin cậy mục tiêu cần thỏa mãn, β
t
;
5. Kiến nghị hiệu chỉnh hệ số sức kháng cho phương pháp tính toán.
Trình tự nêu trên được mô tả bằng mô hình như ở Hình 2.4.















Hình 2.4. Mô hình phân tích xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi
trên cơ sở đảm bảo mức độ chỉ số độ tin cậy mục tiêu


Đ
ị

nh nghĩa đi
ề
u ki
ệ
n phá ho
ạ
i c
ọ
c khoan nh
ồ
i theo
đi
ề
u ki
ệ
n đ
ấ
t n
ề
n (t
ừ
tiêu chu
ẩ
n thi
ế
t k
ế
AASHTO
LRFD, 5% đ
ườ

ng kính c
ọ
c ho
ặ
c c
ọ
c b
ị
lún chìm)


Xác đ
ị
nh tr
ạ
ng thái gi
ớ
i h
ạ
n theo đi
ề
u ki
ệ
n đ
ấ
t
n
ề
n cho c
ọ

c khoan nh
ồ
i (C
ườ
ng đ
ộ
, S
ử
d
ụ
ng)
Hàm tr.thái c
ườ
ng đ
ộ
: g(R,Q)=
ϕ
R – (γ
D
Q
D
+γ
L
Q
L
)



Xác đ

ị
nh đ
ặ
c tr
ư
ng th
ố
ng kê cho 2 bi
ế
n ng
ẫ
u nhiên (R: s
ứ
c kháng, Q: hi
ệ
u
ứ
ng t
ả
i thi
ế
t k
ế
):

Đ
ạ
i di
ệ
n cho R là bi

ế
n g
ộ
p s
ứ
c kháng, λ
R
=R
td
/R
dt
Đ
ạ
i di
ệ
n cho Q là bi
ế
n g
ộ
p hi
ệ
u
ứ
ng t
ả
i, (λ
D
, λ
L
)



Xác đ
ị
nh λ
R
, là t
ỷ
s
ố
gi
ữ
a s
ứ
c kháng đ
ỡ
c
ự
c h
ạ
n
th
ự
c đo, R
td
và s
ứ
c kháng đ
ỡ
danh đ

ị
nh d
ự
tính, R
dt



V
ậ
n d
ụ
ng các đ
ặ
c tr
ư
ng th
ố
ng kê cho bi
ế
n
g
ộ
p tĩnh

t
ả
i (
λ
D

)
và ho
ạ
t t
ả
i
(λ
L
)
theo
AASHTO LRFD


Phân tích, tính toán các đ
ặ
c tr
ư
ng th
ố
ng kê
(μ, σ, V) và ki
ể
m đ
ị
nh d
ạ
ng hàm m
ậ
t đ
ộ

phân ph
ố
i
(chu
ẩ
n, loga, ) phù h
ợ
p cho λ
R

Tính chỉ số độ tin cậy,
β
và xác suất
sự cố, P
f


L
ự
a ch
ọ
n ch
ỉ
s
ố
đ
ộ
tin c
ậ
y m

ụ
c tiêu
,
β
t

(tham kh
ả
o AASHTO LRFD
:
β
t
=3,0)


Phân tính xác định hệ số sức kháng,
ϕ
theo
phương pháp Monte Carlo (MCS) hoặc phương
pháp độ tin cậy bậc nhất (FORM)
 So sánh, đánh giá kết quả nghiên cứu hệ số
sức kháng với các kết quả nghiên cứu khác
11 Kiến nghị hiệu chỉnh hệ số sức kháng cho
cho ph
ương pháp dự tính sức kháng đỡ dọ
c
dọc trục theo điều kiện cường độ đất nền
 Đánh giá chỉ
số độ tin cậy

10
Kết quả nghiên cứu chương 2
- Kiến nghị sử dụng biến gộp ngẫu nhiên tương đối của sức kháng (λ
R
)
với cỡ mẫu tối thiểu là 20 để phân tích đặc trưng thống kê. Khi lựa chọn
hàm phân phối xác suất (tích lũy) cần xem xét giữa 2 hàm phân phối tích
lũy mô phỏng phù hợp với toàn bộ giá trị thực (FTAD) và hàm phân phối
tích lũy mô phỏng hiệu chỉnh phù hợp với vùng giá trị thực ở đuôi phân
phối (BFTT).
- Kiến nghị sử dụng phương pháp mô phỏng Monte Carlo để phân tích
độ tin cậy làm cơ sở cho việc phân tích xác định hệ số sức kháng cọc khoan
nhồi và dùng phương pháp độ tin cậy bậc nhất (FORM) để kiểm tra đối
chứng.
- Đề nghị trình tự và mô hình xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi
móng mố trụ cầu như ở mục 2.4.
Chương 3. PHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN HỆ
SỐ SỨC KHÁNG CỌC KHOAN NHỒI MÓNG MỐ TRỤ CẦU Ở
KHU VỰC TP.HCM
Các yếu tố ảnh hưởng đến kết quả xác định hệ số sức kháng cọc khoan
nhồi có thể mô tả theo lược đồ biển diễn trên Hình 3.1.





Hình 3.1. Lược đồ mô tả các yếu tố ảnh hưởng đến việc xác định hệ số
sức kháng (φ)
3.1. Các yếu tố bất định và đặc trưng thống kê của hiệu ứng tải
Ở Việt Nam chưa có điều kiện nghiên cứu xác định quy luật phân phối

của hiệu ứng tải trọng, kiến nghị vận dụng các đặc trưng thống kê và hệ số
khác theo quy định của chỉ dẫn thiết kế AASHTO LRFD như :
γ
L
=1,75,
λ
L
=1,15, V
L
= 0,18;
γ
D
= 1,25,
λ
D
=1,08, V
D
= 0,13, Q
D
/Q
L
=3. Trong đó:
λ
D
Cấu trúc địa tầng
thực tế
Lập mô hình (MH)
đất nền
MH đất nền cho
thiết kế CKN

Kết quả xác định
(φ)
Chỉ số độ tin cậy mục tiêu

Địa tầng bất thường +
Sai số đo (khảo
át )
Sai số do MH chuyển
tham số:
MH dự đoán R bất định
Sai số thống kê mô
tả các tham số:

MH dự đoán Q bất định
γ (ϲ, φ
o
, N,…)
γ (ϲ, φ
o
, N,…)
Su (qu,…)
μ ± σ
μ ± σ
Chất lượng tổ chức, quản lý và điều hành thực hiện dự án trên cơ sở phân tích độ tin cậy

11
và
λ
L
là biến gộp hiệu ứng tải của tĩnh tải và hoạt tải. V

D
và V
L
là hệ số biến
thiên của tĩnh tải và hoạt tải; tỷ số Q
D
/Q
L
là tỷ số giữa tĩnh tải và hoạt tải.
3.2. Các yếu tố bất định ảnh hưởng đến sức kháng cọc khoan nhồi
Các yếu tố bất định ảnh hưởng đến dự tính sức kháng cọc khoan nhồi
cần được phân tích khi xác định hệ số sức kháng cho phương pháp dự tính
để đảm bảo độ tin cậy yêu cầu, được chia làm bốn nhóm chính: 1). Sự đa
dạng, bất thường của cấu trúc địa tầng; 2). Các sai số đo (đo đạc, khảo sát,
thí nghiệm các tham số đặc trưng của vật liệu, đất nền hay kết cấu); 3). Các
sai số mô hình và 4). Chất lượng điều hành dự án và kinh nghiệm xây dựng
(Theo Phoon và Kulhawy (1999), Paikowsky (2004)).
Để mô tả đặc tích chung của các yếu tố bất định này, có thể dùng biến
gộp ngẫu nhiên tương đối của sức kháng (λ
R
) như nêu ở Chương 2.
3.3. Phân tích lựa chọn phương pháp dự tính sức kháng cọc khoan nhồi
mố trụ cầu
Trên cơ sở tính phổ dụng của một số phương pháp dự tính sức kháng
cọc khoan nhồi ở Việt Nam và nước ngoài, kiến nghị chọn 4 phương pháp
dự tính sức kháng theo điều kiện đất nền như đề cập ở phạn vị nghiên cứu.
Các công thức tính toán sức kháng đơn vị mũi cọc, mặt bên thân cọc
khoan nhồi theo hai tiêu chuẩn này được giới thiệu tóm tắt trong Bảng 3.1
và Bảng 3.2.

Bảng 3.1. Tóm tắt công thức tính sức kháng danh định đơn vị của cọc khoan nhồi
theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05 và AASHTO LRFD 2012
22TCN 272-05 (viết tắt RO88-272)
AASHTO LRFD 2012 (viết tắt OR99-AL12)
Sức kháng bên, q
s

Sức kháng mũi, q
p

Sức kháng bên, q
s

Sức kháng mũi, q
p

1. Đất dính (đất sét, đất có thành phần hạt sét và bụi trên 50%)
q
s
= α S
u
(MPa)
S
u
(MPa)
α
<0,2
0,55

0,8-0,9
0,31
>0,9
-

q
p
=N
c
S
u
≤4 (MPa), ở
đây:

6[1 0, 2( / )] 9
c
N ZD=+≤
,
với S
u
≥0,024MPa;

0,67*6[1 0,2( / )] 9
c
N ZD=+≤

với S
u
<0,024MPa

q
s
= α S
u
(MPa), ở đây:
α =0,55, với
/ 1, 5
ua
Sp≤

0,55-0,1( / -1,5)
ua
Sp
α
=

với
1,5 / 2,5
ua
Sp≤≤

q
p
=N
c
S
u
≤4 (MPa), ở
đây:
6[1 0, 2( / )] 9

c
N ZD=+≤


với S
u
≥0,024MPa;

0,67*6[1 0,2( / )] 9
c
N ZD=+≤

với S
u
<0,024MPa
2. Đất rời (đất cát, đất có thành phần hạt cát trên 50%)

'
0,19
v
s
q
βσ
= ≤
,

với 0,25≤
β
≤1,2

Ở đây:
3
1, 5 7,7 10 z
β
−
=−×

q
p
=0,057N,với N≤75
;
=4,3
p
q
, với N>75
'
0,19
v
s
q
βσ
= ≤
, với , 25≤
β
≤1,2

Ở đây:
3
1, 5 7, 7 10 z
β

−
=−×
, với
N
60
≥15

3
60
(1, 5 7, 7 10 )
15
N
z
β
−
= −×
, với N
60
<15

q
p
=0,057N
60
, với
0,57N
60
≤50;
0.8
''

60
0,59 *
p av v
q Np
σσ

=

,

với N
60
>50

12
3.4. Lựa chọn phương pháp xác định sức kháng cực hạn thực đo cho
cọc khoan nhồi
Để đảm bảo sự thống nhất với triết
lý thiết kế cọc khoan nhồi theo
phương pháp LRFD, khi phân tích xác
định hệ số sức kháng, tác giả kiến nghị
chọn giá trị sức kháng thực đo theo
quy định của tiêu chuẩn AASHTO
LRFD như nêu trên (gọi tắt là phương
pháp AASHTO).
Trong tiêu chuẩn AASHTO LRFD
năm 2007, sức kháng dọc trục thực đo
là mức tải trọng thử tải tương ứng với
chuyển vị lún của đỉnh cọc ở giá trị
bằng 5% đường kính cọc hoặc cọc bị

lún chìm (Hình 3.2).

Hình 3.2. Độ thị quan hệ tải trọng thử
và độ lún (xác định sức kháng cọc
khoan nhồi thực đo)
3.5. Phân tích đặc trưng thống kê cho biến gộp sức kháng cọc khoan
nhồi móng mố trụ cầu theo cường độ đất nền ở khu vực Tp.HCM
3.5.1. Khảo sát thu thập cơ sở dữ liệu thí nghiệm thử tải tĩnh nén dọc trục phục
vụ nghiên cứu
Kết quả khảo sát đã thu thập được 24 bộ hồ sơ thí nghiệm thử tải tĩnh nén
dọc trục cọc khoan nhồi (bao gồm cả
báo cáo khảo sát địa chất, địa hình; hồ
Bảng 3.2. Tóm tắt công thức tính sức kháng danh định đơn vị của cọc khoan nhồi
theo tiêu chuẩn TCXDVN 205-98 và JRA 2002-Part IV
Phương pháp của Nga trong TCXDVN 205-98
(viết tắt SNIP-205)
JRA 2002-Part IV
(viết tắt SHBP4-JRA02)
Sức kháng bên, q
s
Sức kháng mũi, q
p

Sức kháng bên,
q
s

Sức kháng mũi, q
p

1. Đất dính (đất sét, đất có thành phần hạt sét và bụi trên 50%)
2≤ q
s
≤100(kPa),
tra bảng A.2, với 0,2 ≤ I
L
≤ 1
và 1m≤ h
tb
≤35m
250≤q
p
≤4500 (kPa),
tra bảng A.7, với, 0 ≤ I
L
≤
0,6 và 3m ≤h
mc
≤40m
q
s
=q
u
/2 hoặc
q
s
=c hoặc
=10N
≤
150(kPa)

q
p
= 3q
u
hoặc
=60N ≤ 9000(kPa)
2. Đất rời (đất cát, sỏi sạn, đất có thành phần hạt cát trên 50%)

15≤q
s
≤100(KPa),
tra bảng A2, với cát chặt vừa cho
thành phần hạt: thô-
vừa, mịn, bụi, nếu
trạng thái chặt thì q
s
tăng 30%; và
1m≤h
tb
≤35m
q
p
=0,75.
β
(
γ
1
'.d
p
.A

k
o
+
α
.
γ
1
.h
mc
.B
k
o
), các hệ số:
β
; A
k
o
;
α
; B
k
o
tra bảng
A.6,
với 24
o
≤
ϕ
ο
≤ 39

o
,
4 ≤h/d≤25 và 0,8≤d≤4m

q
s
=2N≤200(kPa)


Đất cát, sỏi sạn:
q
p
=70N≤3000(kPa),
với N≥30;
Sỏi sạn cứng:
q
p
=5000(kPa), với
N≥50

13
sơ thiết kế, hồ sơ quản lý chất lượng thi công cọc) đáp ứng yêu cầu nghiên
cứu được thống kê ở Hình 3.3, Bảng 3.3 và Bảng 3.4 (Chi tiết xem Phụ lục 1).
Đặc điểm của bộ số liệu này là cùng phương pháp thi công cọc trong
vữa sét (công nghệ ướt); điều kiện địa chất tương đồng là đất hỗn hợp (dính
và rời): bùn sét, bùn cát, sét, sét pha, cát, cát pha (hình thành sức kháng
hông cho cọc là chủ yếu); nhưng khác nhau về kích thước (đường kính từ
1m-2m, chiều dài từ 25m-85m) và vị trí (Bảng 3.3).
Đặc điểm địa chất tại các nơi
thí nghiệm cọc này có thể xem là

đại diện cho phần vùng nền đất
hỗn hợp loại dính và rời ở khu
vực Tp.HCM nói riêng, cấu trúc
nền này được kiến tạo từ trầm
tích sông, biển (bùn sét, bùn cát,
sét pha cát, cát và cát pha sét).
Phân bố địa tầng: trên cùng là
lớp đất yếu (bùn sét, bùn cát)
chiều dày lên đến 35m, chỉ số
SPT (N<5); các lớp bên dưới là
sét, sét pha cát, cát và cát pha sét
có độ sâu lên đến trên 100m, chỉ
số SPT (N=10 đến >50 (Bảng
3.3, Phụ lục 2, 4).

PT4
TỈNH ĐỒNG NAI
Huyện Cần Giờ
TỈNH LONG AN
TỈNH BÌNH DƯƠNG
Huyện Củ Chi
PT6
PT1
1
PT22
PT24-PT25
PT10
PT26-PT27
PT16-PT18
PT7-PT9

PT3
PT2
PT1
PT5
PT12
PT19-PT21
PT23
TP HỒ CHÍ MINH
PT4
TỈNH ĐỒNG NAI
Huyện Cần Giờ
TỈNH LONG AN
TỈNH BÌNH DƯƠNG
Huyện Củ Chi
PT6
PT1
1
PT22
PT24-PT25
PT10
PT26-PT27
PT16-PT18
PT7-PT9
PT3
PT2
PT1
PT5
PT12
PT19-PT21
PT23

TP HỒ CHÍ MINH
PT4
TỈNH ĐỒNG NAI
Huyện Cần Giờ
TỈNH LONG AN
TỈNH BÌNH DƯƠNG
Huyện Củ Chi
PT6
PT1
1
PT22
PT24-PT25
PT10
PT26-PT27
PT16-PT18
PT7-PT9
PT3
PT2
PT1
PT5
PT12
PT19-PT21
PT23
TP HỒ CHÍ MINH
PT4
TỈNH ĐỒNG NAI
Huyện Cần Giờ
TỈNH LONG AN
TỈNH BÌNH DƯƠNG
Huyện Củ Chi

PT6
PT18-PT19
PT10
PT20-PT21
PT12-PT14
PT7-PT9
PT3
PT2
PT1
PT5
PT11
PT15-PT17
TP.HỒ CHÍ MINH
KÝ HIỆU TÊN CỌC
CT1
TP1NL
CT2
TPRC
CT3
TP02LG
CT4
TPCY
CT5
TPCTL
CT6
TPCTN
CT7
TPABCL
CT8
TPB1CL

CT9
TPB3CL
CT10
C1SG2
CT11
T96CC
CT12
TPB-1MT1
CT13
TPB-2MT1
CT14
TPB-3MT1
CT15
TPB-4MT1
CT16
TPB-5MT1
CT17
TPB-6MT1
CT18
DP55-CO152
CT19
DP143-CO152
CT20
TP1BTT
CT21
TP2BTT
CT22 PTP1LM
CT23 PTP2LM
CT24 PTP3LM
PT22-PT24

Hình 3.3. Sơ họa 24 vị trí thí nghiệm thử tải
tĩnh cọc khoan nhồi ở khu vực Tp.HCM

Bảng 3.3. Thống kê đặc điểm của 24 cọc khoan nhồi thí nghiệm thử tải tĩnh
nén dọc trục
Tên
cọc

Địa điểm
C.dài/
Đ.kính,
L(m)/D(m)
Sức kháng
thực đo
(kN)
Đặc điểm địa chất
Phương
pháp thi
công
Nhóm
đất
Loại đất (thân/mũi)
Dự án Đại lộ Đông – Tây Tp.HCM, Quận 6, 8, 1 và 2: Từ CT1-CT9
CT1
Cầu Nước Lên, Km0+800
54,9/1,2
7.554
Dính
và rời

Bùn sét, bùn cát, cát sét, sét/Cát sét
Ướt
(Vữa
sét)
CT2
Cầu Rạch Cậy, KM3+700
59,5/1,2
10.440
Bùn sét, cát sét, sét, sét cát/Cát mịn
CT3
Cầu Lò Gốm, Km4+725
71,8/1,5
14.712
Bùn sét, cát sét, sét cát/Cát sét
CT4
Cầu Chữ Y, Km10+680
25,7/1,0
5.542
Sét cát, cát bụi lẫn sỏi/Sét
CT5
Cầu Cá Trê Lớn, Km17+017
39,1/1,2
8.041
Sét, cát sét/Cát bụi
CT6

Cầu Cá Trê Nhỏ,
Km17+677
54,4/1,2 11.673
Bùn sét, sét cát, cát sét /Cát sét lẫn sỏi

CT7
Cầu A&B, Cầu Vượt Nút
giao Cát Lái, Km21+300
38,1/1,0
5.572
Bùn sét, sét cát, cát sét /Cát sét lẫn sỏi
CT8
67,0/1,0
12.000
Sét hữu cơ, sét /Cát sét
CT9
58,8/1,2
14.760
CT10
Cầu Sài Gòn 2, Q.BT-Q2,
74,0/1,2
40.810
Bùn, cát sét, sét, cát sét, sét cát/Sét cát
Ướt
CT11
Cầu Cạn, Km7+958, Cao
79,3/2,0
16.346
Dính
Sét hữu cơ, sét /Cát sét
Ướt

14
Tên

cọc

Địa điểm
C.dài/
Đ.kính,
L(m)/D(m)
Sức kháng
thực đo
(kN)
Đặc điểm địa chất
Phương
pháp thi
công
Nhóm
đất
Loại đất (thân/mũi)
tốc Tp.HCM-LT-DG
và rời
CT12
Cầu cạn, LT: P7-17_P7-
22,
Metro s
ố 1, Bến Thành-Suố
i
Tiên, Tp.HCM
40,2/1,0
7.070
Dính
và rời
Bùn sét, cát sét, sét, cát bụi/Cát bụi

Ướt
CT13
77,5/1,5 27.727
Bùn sét, cát sét, cát trung, sét bụi/Cát
bụi
CT14
75,4/1,2
19.672
Bùn sét, cát trung, sét bụi/Cát trung
CT15
Cầu cạn, LT: P13-39 _P13-
41, Metro số 1, Bến Thành-
Suối Tiên, Tp.HCM
26,7/1,0
6.428
Bùn sét, cát trung, sét bụi/Cát trung
Ướt
CT16
55,4/1,5 27.727
Cát mịn lẫn sỏi, sét lẫn sỏi, sét cát/Cát
bụi
CT17
46,8/1,2 17.942
Cát mịn lẫn sỏi, sét lẫn sỏi/Cát bụi-
trung
CT18
Cao ốc văn phòng, 152 Điện
Biên Phủ, Q.BT, Tp.HCM
85,0/1,5
22.171

Dính
và rời
Bùn, sét, cát sét/Cát sét
Ướt
CT19
83,0/1,0
13.538
CT20
Bến Thành Tower, 48-50 Lê
T. Hồng Gấm, Q.1, Tp.HCM
76,0/1,2
30.970
Dính và
rời
Bùn sét, sét cát, cát sét/Cát sét
Ướt
CT21
74,0/1,5
30.656
CT22
Lotte Mart Bình Dương,
H.Thuận An, Bình Dương
(gần lưu vự
c sông Sài Gòn)
49,4/1,5
16.554
Dính và
rời
Sét h
ữu cơ, sét, sét cát, cát mịn-

thô/Cát
mịn-thô
Ướt
CT23
49,2/1,2
14.041
CT24
50,0/1,0
11.289
Bảng 3.4. Bảng tổng hợp số liệu khảo sát thu thập kết quả thí nghiệm thử tải tĩnh cọc
khoan nhồi ở khu vực Tp.HCM và so sánh với một số công trình nghiên cứu của tác
giả nước ngoài
Công trình
nghiên
cứu của:
Đặc trưng số liệu thu thập cọc thí nghiệm thử tải tĩnh
Địa chất/địa điểm n (cọ
c)
L(m) D(m) Rtd (kN)
Phương pháp thi
công/thử tải tĩnh
Luận án
Đất hỗn hợp dính
và rời/Tp.HCM
24 25-85 1-2 5.542-40.810

Ướt/Chất tải tĩnh
Liang
(2009)
Sét/Mỹ

15 4,91-31,32 0,46-0,91 1.373-4.903

Hỗn hợp (khô, ướt,
ống vách)/Chất tải
tĩnh&Osterberg-Cell
Cát/Mỹ
18 4,91-30,5 0,36-0,91 113-7.551
Murad
(2013)
Đất hỗn hợp dính
và rời/ Louisiana&
Mississippi(Mỹ)
32 10,7-42,1 0,61-1,83
2.108-
27.125
Hỗn hợp (khô, ướt,
ống vách)/Chất tải
tĩnh& Osterberg -Cell
Ghi chú: n-số cọc; D-đường kính; L-chiều dài, R
td
-sức kháng đỡ thực đo
Nhận xét: Qua Bảng 3.3 và 3.4, nhận thấy: 24 bộ số liệu nêu trên tương
đồng với số liệu của các công trình nghiên cứu của một số tác giả nước
ngoài về tính chất chung của số liệu khảo sát thu thập. Do vậy, 24 bộ số
liệu này đủ tin cậy để thực hiện nghiên cứu xác định hệ số sức kháng cọc
khoan nhồi móng mố trụ cầu cho khu vực Tp.HCM.
3.5.2. Phân tích đặc trưng thống kê dữ liệu
Dữ liệu phân tích thống kê gồm: 1. Sức kháng danh định dự tính (R
dti
)

theo 4 phương pháp nêu trên ứng với các số liệu khảo sát địa chất và kích
thước cọc thực tế; 2. Sức kháng thực đo (R
tdi
) là giá trị tải trọng thử tương

15
ứng với độ lún bằng 5% đường kính cọc hoặc tại tải trọng thử gây ra độ lún
chìm. Kết quả phân tích được thống kê ở Bảng 3.5.
Dùng phần mềm R để phân tích đặc trưng thống kê cho biến gộp sức
kháng này (số trung bình,
R
λ
, độ lệch chuẩn, σ
λR
, hệ số biến thiên, V
λR
) và
quy luật phân phối phù hợp. Kết quả phân tích đặc trưng thống kê được
trình bày trong Bảng 3.5 và Hình 3.4-3.7.
Kết quả nghiên cứu được tổng hợp so sánh với một số kết quả nghiên
cứu ở nước ngoài được trình bày ở Bảng 3.6.
Bảng 3.5. Thống kê sức kháng thực đo, danh định dự tính và đặc trưng
thống kê biến gộp sức kháng cọc khoan nhồi (λ
R
) theo 4 phương pháp dự
tính cho 24 cọc thí nghiệm thử tải tĩnh
Tên
cọc
C.dài/
Đ.kính,

L(m)/D(m)
Sức kháng
thực đo
R
tdi
(kN)
Sức kháng danh định dự tính, R
dt
(kN) và biến gộp (λ
Ri
) theo:
RO88-272
OR99-AL12
SNIP-205
SHB4-JRA02
R
dti

λ
Ri

R
dti

λ
Ri

R
dti

λ
Ri

R
dti

λ
Ri

CT1
54,9/1,2
7.554
9.253
0,820
8.836
0,850
7.127
1,060
5.868
1,290
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.

.
CT24
50,0/1,0
11.289
7.806
1,450
7.372
1,530
9.398
1,200
7.615
1,480
Số trung bình của biến gộp λ
R
,
R
λ

1,066

1,153

1,215

1,203
Độ lệch chuẩn của λ
R,
σ
λR

0,308

0,351

0,246

0,368
Hệ số biến thiên của λ
R,
V
λR

0,289

0,304

0,202

0,306
Dạng phân phối phù hợp nhất (phân phối
chuẩn hay loga chuẩn)
loga
P
s
=0,80

loga
P
s
=0,56

loga
P
s
=0,99

loga
P
s
=0,39
(Ghi chú: P
s
: Xác suất phù hợp của phân phối giả định (chuẩn hay loga) so với phân phối chuẩn hóa, được tính
theo phương pháp Shapiro-Wilk (điều kiện phù hợp: P
S
≥0,05))



Hình 3.4. Đồ thị hàm mật độ phân phối và kiểm định phân phối cho biến gộp sức
kháng,
λ
R
(Rtd/RdtRO88-272), (RO88-272: phương pháp Resee&O’Neill(1988))
K.định p.phối chuẩn
(Shapiro-Wilk):
P
S
= 0.13>0.05 
phù

hợp p.phối chuẩn
P.phối chuẩn:
R
λ
=1,066;σ
R
= 0,308
P.phối loga chuẩn
μ
lnλ
=0,026
σ
lnλ
=0,278
K.định p.phối loga
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.80>0.05 phù
hợp p.p loga
— - Đường kỳ vọng
p.phối chuẩn.
o - Giá trị thực đo (lnλ)

16


Hình 3.5. Đồ thị hàm mật độ phân phối và kiểm định phân phối cho biến gộp sức
kháng,
λ

R
(Rtd/RdtOR99-AL12),


Hình 3.6. Đồ thị hàm mật độ phân phối và kiểm định phân phối cho biến gộp sức
kháng,
λ
R
(Rtd/RdtSNIP-205)


Hình 3.7. Đồ thị hàm mật độ phân phối và kiểm định phân phối cho biến gộp sức
kháng,
λ
R
(Rtd/RdtSHB4-JRA02)
Bảng 3.6. Tổng hợp so sách kết quả phân tích đặc trưng thống kê với một
vài nghiên cứu khác ở nước ngoài
Phương pháp dự
tính/tiêu chuẩn
Loại
đất
Phương pháp thi
công
Đặc trưng thống kê biến gộp sức kháng,
λ
R

Ghi chú
Số cọc

R
λ

σ
λR

V
λR

Phân phối
RO88-272: Reese&
O’Neill (1988)/
22TCN272-05
(AASHTO LRFD
1998)/
(Đất dính, rời)
Dính và
rời
Ướt (Vữa sét) 24
1,067
0,302
0,283
loga
Kết quả của
luận án
1,029
0,276
0,268
loga*
Sét và

cát
Ướt
10
1,290
0,348
0,270

Theo
Paikowsky
(2004)
Ống vách
21
1,040
0,302
0,290
loga
Hỗn hợp
44
1,190
0,357
0,300
loga
Sét
Hỗn hợp (khô,
53
0,90
0,423
0,47
loga
K.định p.phối chuẩn

(Shapiro-Wilk):
P
s
=0.18>0.05 ph
ù
hợp p.phối chuẩn
K.định p.phối loga
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.56>0.05
phù hợp p.p loga
P.phối chuẩn
R
λ
=1,153
σ
R
=0,351
P.phối loga
chuẩn
μ
lnλ
=0,099
σ
lnλ
=0,301
— - Đường kỳ vọng
p.phối chuẩn.
o - Giá trị thực đo (lnλ)

— - Đường kỳ vọng p.phối
chuẩn.
o - Giá trị thực đo (lnλ)
K.định p.phối chuẩn
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.55>0.05
phù
hợp p.phối chuẩn
KĐ p.phối loga
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.997>0.05
phù hợp p.p loga
P.phối chuẩn
R
λ
=1,215; σ
R
=0,246
P.phối loga chuẩn
μ
lnλ
=
0,176
σ
lnλ
=

0,198

K.định p.phối chuẩn
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.01<0.05
không phù hợp
K.định p.phối loga
(Shapiro-Wilk):
P
s
= 0.39>0.05 phù

hợp p.phối loga
P.phối chuẩn
R
λ
=1,203;σ
R
=0,368
P.phối loga
chuẩn
μ
lnλ
=0,146
σ
lnλ
=0,279
— - Đường kỳ vọng

p.phối chuẩn.
o - Giá trị thực đo (lnλ)

17
Phương pháp dự
tính/tiêu chuẩn
Loại
đất
Phương pháp thi
công
Đặc trưng thống kê biến gộp sức kháng,
λ
R

Ghi chú
Số cọc
R
λ

σ
λR

V
λR

Phân phối
Cát
ướt, ống vách)
32
1,71

1,026
0,60
loga
OR99-AL12:
O’Neill&
Resee (1999)/
AASHTO LRFD
2012/
(Đất dính, rời)
Dính và
rời
Ướt 24
1,155
0,356
0,308
loga
Kết quả của
luận án
1,076
0,316
0,294
loga*
Dính và
rời
Hỗn hợp 34
1,270
0,381
0,300
loga
Murad (2013)

1,330
0,52
0,391
loga*
Sét Hỗn hợp 15
1,122
0,302
0,269
loga
Theo Liang
(2009)
0,902
0,107
0,118
loga*
Cát Hỗn hợp 18
2,262
1,004
0,444
loga
1,482
0,453
0,306
loga*
Nhận xét: Qua Bảng 3.5&3.6 và các Hình 3.4 đến 3.7, nhận thấy:
Sự phân tán của các giá trị sức kháng dự tính hay biến gộp sức kháng
của phương pháp SNIP-205 là ít nhất, 3 phương pháp còn lại có sự phân tán
nhiều và gần bằng nhau (Hình 3.4-3.7);
Biến gộp sức kháng (
λ

R
) của bốn phương pháp dự tính sức kháng cọc
khoan nhồi như nêu trên đều tuân theo luật phân phối loga chuẩn (Kiểm
định xác suất phù hợp với luật phân phối loga theo Shapiro-Wilk đều có
P
s
>0,05). Trong đó, phù hợp nhất với phân phối loga là của phương pháp
SNIP-205 (vì có xác suất phù hợp lớn nhất: P
s
=0,997), kế đến là của
phương pháp RO88-272 (P
s
=0,8) và sau cùng là của phương pháp SHB4-
JRA02 (P
s
=0,39) (Bảng 3.5 và các Hình 3.4-3.7);
Giá trị trung bình (
R
λ
) của biến gộp sức kháng của phương pháp SNIP-
205 lớn nhất (
R
λ
=1,215), kế đến là phương pháp SHB4-JRA02
(
R
λ
=1,203) và nhỏ nhất là phương pháp RO88-272 (
R
λ

=1,066);
Hệ số biến thiên (V
λR
) của biến gộp sức kháng của phương pháp SNIP-
205 là nhỏ nhất (V
λR
=0,202 sự phân tán của
λ
R
SNIP-205
ít nhất), kế đến là
phương pháp RO88-272 (V
λR
=0,289) và lớn nhất là phương pháp SHB4-
JRA02 (V
λR
=0,306);
Kết quả nghiên cứu đặc trưng thống kê biến gộp sức kháng cọc khoan
nhồi của 4 phương pháp nêu trên đáng tin cậy, khá tương đồng, phù hợp
với một số kết quả nghiên cứu đã công bố ở nước ngoài (Bảng 3.6).
3.6. Xác định đặc trưng thống kê của các yếu tố ảnh hưởng đến việc xác
định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu
Qua các kết quả lựa chọn và nghiên cứu như trên, kiến nghị đặc trưng
thống kê của các yếu tố ảnh hưởng đến xác định hệ số sức kháng cọc khoan

18
nhồi theo điều kiện cường độ đất nền cho đất hỗn hợp loại dính và rời ở
khu vực Tp.HCM như được tổng hợp ở Bảng 3.7.
Kết quả nghiên cứu chương 3
Trong khuôn khổ, các kết quả thu được đã lượng hóa được các yếu tố

ảnh hưởng đến hệ số sức kháng cọc khoan nhồi mố trụ thông qua đặc trưng
thống kê của biến gộp ngẫu nhiên tương đối sức kháng đỡ.
Qua kết quả phân tích, đánh giá và lượng hóa đặc trưng thống kê của
các yếu tố ảnh hưởng đến hệ số sức kháng cọc khoan nhồi theo điều kiện
cường độ đất cho 4 phương pháp nêu trên (RO88-272, OR99-AL12, SNIP-
205, SHB4-JRA02) có thể kết luận như sau:
- Đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng (
λ
R
, tỉ số giữa sức kháng
thực đo/sức kháng dự tính) đã phản ánh đầy đủ tất cả thuộc tính bất định
của các yếu tố ảnh hưởng đến kết quả dự tính đại lượng sức kháng cọc
khoan nhồi theo điều kiện cường độ đất nền. Với mỗi phương pháp dự tính
cũng như mỗi dạng địa chất sẽ có đặc trưng thống kê khác nhau;
- Kết quả nghiên cứu về đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng
cọc khoan nhồi theo điều kiện cường độ đất nền bước đầu góp phần làm cơ
sở xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi cho điều kiện địa chất là loại
đất hỗn hợp dính và rời ở khu vực Tp.HCM thi công cọc theo phương pháp
ướt (vữa sét) cho bốn phương pháp như ở Bảng 3.7.
Bảng 3.7. Bảng tóm tắt đề xuất đặc trưng thống kê của các yếu tố ảnh hưởng
đến hệ số sức kháng cọc khoan nhồi theo điều kiện cường độ đất nền
Tên biến thống kê (Biến
gộp, λ)
Đặc trưng thống kê
Ghi chú
Phân phối
λ
(
ln
λ

)
σ
λ
(σ
lnλ
) V
λ

1. Đại diện cho đại lượng sức kháng: Biến gộp sức kháng, (λ
R
: tỷ số sức kháng
thực đo/dự tính)
* Là phân phối loga
đ
ược hiệu chỉ
nh cho phù
h
ợp với các giá trị ở
vùng
đuôi c
ủa phân phố
i theo
ph
ươ
ng pháp Best fit to
tail (Allen, 2005);

Các giá trị
trong (.) là
các giá tr

ị
trung bình
(
ln
λ
) và độ lệch chuẩ
n
(σ
lnλ
) của phân phối loga.
RO88-272 (Reese&O’Neill
(1988))
loga
1,067 (0,026)
0,302 (0,278)
0,283
loga*
1,029 (-0,006)
0,276 (0,263)
0,268
OR99-AL12 (O’Neill&Reese
(1999))
loga
1,155 (0,099)
0,356 (0,301)
0,308
loga*
1,076 (0,032)
0,316 (0,288)
0,294

SNIP-205 (TC Nga trong
TCXDVN205-98)
loga
1,216 (0,176)
0,243 (0,198)
0,200
loga*
1,215 (0,171)
0,270 (0,219)
0,222
SHB4-JRA02 (JRA2002-
SHB_Part IV)
loga
1,203 (0.146)
0,343 (0279)
0,285
loga*
1,127 (0,089)
0,282 (0,246)
0,250
2. Đại diện cho đại lượng hiệu ứng tải: Biến gộp hiệu ứng tĩnh tải (λ
D
) và hoạt tải(λ
L
)
Vận dụng tiêu chuẩn
22TCN
272-05 (AASHTO
LRFD)

Hiệu ứng tĩnh tải, λ
D

loga
1,080 (0,069)
0,140 (0,129)
0,130
Hiệu ứng tĩnh tải, λ
L

loga
1,150 (0,124)
0,210 (0,179)
0,180
Hệ số tĩnh tải, γ
D
=1,25; hệ số hoạt tải, γ
L
=1,75; tỷ số tĩnh tải (D) trên hoạt tải
(L), D/L=3.

19
Chương 4. NGHIÊN CỨU XÁC ĐỊNH VÀ ĐỀ XUẤT HỆ SỐ SỨC
KHÁNG CỌC KHOAN NHỒI MÓNG MỐ TRỤ CẦU THEO ĐIỀU
KIỆN CƯỜNG ĐỘ ĐẤT NỀN Ở KHU VỰC TP.HCM
4.1. Lựa chọn, đề xuất chỉ số độ tin cậy mục tiêu cho thiết kế cọc khoan
nhồi móng mố trụ cầu
Việc lựa chọn mức độ cho độ tin cậy hay chỉ số độ tin cậy mục tiêu liên
quan tới mức độ tin cậy đang được sử dụng trong thiết kế, dạng kết cấu phá
hoại, sự nhạy cảm của công chúng và truyền thông, loại hình chủ sở hữu,

thiết kế vòng đời của kết cấu và các yếu tố chính trị, kinh tế và xã hội khác.
Ở Việt Nam chưa có điều kiện nghiên cứu chỉ số độ tin cậy mục tiêu,
kiến nghị chọn chỉ số độ tin cậy mục tiêu, βt=3, theo chỉ dẫn của tiêu chuẩn
AASHTO LRFD.
4.2. Nghiên cứu xác định hệ số sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi
theo cường độ đất nền
Trên cơ sở kết quả phân tích đặc trưng thống kê biến gộp sức kháng (λ
R
)
của 4 phương pháp dự tính sức kháng cọc khoan nhồi và vận dụng đặc
trưng thống kê các biến gộp tải trọng (λ
D
, λ
L
), các tham số khác như đề nghị
ở Bảng 3.7, tiến hành phân tích xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi
theo 2 phương pháp độ tin cậy bậc nhất (FORM) và phương pháp mô
phỏng Monte Carlo (MCS) như nêu ở Chương 2. Cụ thể như sau:
- Đối với phương pháp FORM: Áp dụng công thức (2.7) và lập bảng
tính trên phần mềm Excel và dùng hàm Solver chạy vòng lặp để xác định
chỉ số độ tin cậy (β) tương ứng với các giá trị hệ số sức kháng giả định (
ϕ

=0,4; 0,6; 0,8; 1,05). Tiếp theo, lập biểu đồ quan hệ giữa β và
ϕ
; dựa trên
biểu đồ quan hệ này để xác định hệ số sức kháng tương ứng với các chỉ số
độ tin cậy mục tiêu (βt= 1,64; 2,33; 3,0 và 3,5). Kết quả chi tiết được trình
bày ở Bảng 4.1;
- Đối với phương pháp MCS: Cũng áp dụng công thức (2.7) và lập

bảng tính và dùng phân mềm Crystal Ball (phần mềm tích được tích hợp
trong môi trường của phần mềm Excel) để xác định các đặc trưng thống kê
của hàm trạng thái f(R,Q) tương ứng với các giá trị hệ số sức kháng giả
định (
ϕ
=0,4; 0,6; 0,8; 1,05), từ đó sẽ xác định được các chỉ số độ tin cậy
(β) tương ứng. Tiếp theo lập biểu đồ quan hệ giữa β và
ϕ
; dựa trên biểu đồ
quan hệ này để xác định hệ số sức kháng tương ứng với các chỉ số độ tin
cậy mục tiêu (βt= 1,64; 2,33; 3,0 và 3,5). Kết quả chi tiết được trình bày ở
Bảng 4.1.

20
Bảng 4.2
.

Bảng so sánh hệ số sức kháng,
ϕ
, giữa kết quả nghiên cứu của luận
án với một số kết quả nghiên cứu và tiêu chuẩn thiết kế trong và ngoài nước
Phương pháp
dự tính/tiêu
chuẩn
Loại đất-Khu vực
P.pháp thi
công/số
cọc
λ
R

Hệ số φ
với βt
=3
(MCS)
So
sánh
Đ
ề xuấ
t,
φ (βt=3)

Ghi chú
λ

σ
λ
RO88-272:
Reese&
O’Neill (1988)
/
22TCN272-05

Đất hỗn hợp
Dính&rời-Tp.HCM
Ướt/24
1,067
0,302
0,54
0,985

0,54
Kết quả của luận án

1,029
a

0,276
a

0,55
a

1
Sét & cát- M
ỹ

H
ỗ
n h
ợ
p/44
1,190
0,300
0.58
1,055

Paikowsky (2004)
Sét-Mỹ
Hỗn hợp

0,63
b

1,145
22TCN272-05
Cát-Mỹ


Không có
-
OR99-AL12:
O’Neill&
Resee (1999)/
AASHTO
LRFD 2012/
(Đất dính, rời)

Đất hỗn hợp
Dính&rời-Tp.HCM
Ướt/24
1,155
0,356
0,55
1,038
0,53
Kết quả của luận án

1,076
a

0,316
a

0,53
a

1
Đất hỗn hợp
Dính & rời-Mỹ
Hỗn
hợp/34
1,270
0,381
0,60
1,132
0,60 Murad (2013)
1,330
a

0,52
a

0,50
a

0,943
Sét-Mỹ /15 Hỗn hợp
1,122
0,302

0,46
0,868
0,45
Liang (2009)
0,902
a

0,107
a

0.56
a

1,057
Cát- Mỹ /18 Hỗn hợp
2,262
1,004
0,51
0,962
0,50
1,482
a

0,453
a

0. 52
a

0,981

Sét-Mỹ
Hỗn hợp


0,44
c

0,830

AASHTO LRFD
2012
Cát-Mỹ
Hỗn hợp


0,54
d

1,019
SNIP-205:
Tiêu chuẩn
Nga
Dính và rời-
Tp.HCM
Ướt/24
1,216
0,243
0,77
1,055
0,73

Kết quả của luận án

1,215
a

0,270
a

0,73
a

1
Dính và rời-Nga
Hỗn hợp


0,79
e

1,019

TCXDVN205-98

SHB4-JRA02:

Tiêu chuẩn
Nhật
Đất hỗn hợp
Dính&rời-Tp.HCM
Ướt/24

1,203
0,343
0,61
0,968
0,61
Kết quả của luận án

1,127
a

0,282
a

0,63
a

1
Dính và rời-Nhật Hỗn hợp
0,34
f
0,540
JRA2002-SHB_Part
IV
Bảng 4.1. Kết quả xác định hệ số sức kháng (
ϕ
) cho 4 phương pháp dự tính sức
kháng từ các đặc trưng thống kê
Phương pháp dự

tính sức kháng

cọc khoan nhồi
Đặc trưng thống kê biến gộp sức
kháng, (λ
R
: tỷ số sức kháng thực đo/dự

tính), Bảng 3.7
Phương
pháp xác
định
Hệ số sức kháng (
ϕ
) tương
ứng chỉ số độ tin cậy mụ
c tiêu
(βt)
So sánh sai số

trung bình giữ
a
FORM&MCS
Phân phối
λ
(
ln
λ
)
σ
λ
(σ

lnλ
) V
λ

βt =1,64
2,33
3,0
3,5
RO88-272
(Reese&O’Neill
(1988)/
22TCN272-05)
loga
1,067
(0,026)
0,302
(0,278)
0,283
FORM
0,80
0,65
0,53
0,46
1
MCS
0,82
0,66
0,54
0,47
1,023

loga*
1,029
(-0,006)
0,276
(0,263)
0,268
FORM
0,79
0,65
0,54
0,47
1
MCS
0,80
0,66
0,55
0,47
1,019
OR99-AL12
(O’Neill&Reese
(1999)/AASHTO
LRFD 2012)
Loga
1,155
(0,099)
0,356
(0,301)
0,308
FORM
0,83

0,66
0,54
0,46
1
MCS
0,85
0,68
0,55
0,47
1,032
Loga*
1,076
(0,032)
0,316
(0,288)
0,294
FORM
0,79
0,64
0,52
0,45
1
MCS
0,81
0,66
0,53
0,46
1,026
SNIP-205 (Tiêu
chuẩ

n Nga trong
TCXDVN205-98)

Loga
1,216
(0,176)
0,243
(0,198)
0,200
FORM
1,04
0,89
0,77
0,69
1
MCS
1,05
0,90
0,77
0,69
1,003
Loga*
1,215
(0,171)
0,270
(0,219)
0,222
FORM
1,01
0,85

0,72
0,64
1
MCS
1,02
0,86
0,73
0,65
1,011
SHB4-JRA02
(Tiêu chuẩn Nhậ
t
JRA2002-
SHB_Part IV)
Loga
1,203
(0.146)
0,343
(0279)
0,285
FORM
0,90
0,73
0,60
0,51
1
MCS
0,92
0,75
0,61

0,52
1,022
Loga*
1,127
(0,089)
0,282
(0,246)
0,250
FORM
0,89
0,74
0,62
0,54
1
MCS
0,90
0,75
0,63
0,55
1,015

21
Nhận xét:
- Cùng chỉ số độ tin cậy mục tiêu (βt), hệ số sức kháng cọc khoan nhồi
mố trụ cầu tương ứng với 4 phương pháp dự tính tỉ lệ thuận với giá trị trung
bình của biến gộp sức kháng,
R
λ
và tỉ lệ nghịch với hệ số biến thiên, V
λR

;
- Kết quả phân tích xác định các hệ số sức kháng tương ứng với các
phương pháp FORM và MCS gần bằng nhau (sai lệch từ 0,3% đến 3,2%).
Do vậy, việc luận án sử dụng phương pháp MCS là hợp lý (Bảng 4.1);
- Kết quả nghiên cứu định chuẩn hệ số sức kháng của luận án (
ϕ
LA
) có
sai lệch so với kết quả nghiên cứu ở nước ngoài và tiêu chuẩn thiết kế hiện
hành (
ϕ
NN
,
ϕ
TC
) với mức độ từ nhỏ hơn 14,3% đến nhỏ hơn 44,3%. Cụ thể
như sau (Bảng 4.2):
+ Đối với phương pháp Resee&O’Neill (1988):
ϕ
LA
nhỏ hơn
ϕ
TC

(=0,63) tương đương trong tiêu chuẩn 22TCN272-05 và
ϕ
NN
(=0,58) của
Paikowsky (2004) lần lượt là 14,3% và 6,9%. Sai lệch này có thể lý giải:
Mặc dù kết quả nghiên cứu cho đất hỗn hợp (loại đất dính và rời) bao gồm

cả đất sét và cát, nhưng do khác nhau về điều kiện địa lý, đất nền không
đồng nhất, biện pháp thi công và các yếu tố khác nên dẫn đến sai số này;
+ Đối với phương pháp O’Neill&Resee (1999):
ϕ
LA
nhỏ hơn
ϕ
NN
(=0,6)
của Murad (2013) là 11,7% và lớn hơn
ϕ
TC
(=0,48) tương đương trong
AASHTO LRFD 2012 là 9,4%. Sai lệch này cũng có thể lý giải tương tự
như trên;
+ Phương pháp của Nga trong tiêu chuẩn TCXDVN 205-98:
ϕ
LA
nhỏ
hơn
ϕ
TC
(=0,79) tương đương trong tiêu chuẩn TCXDVN 205-98 là 7,6%;
+ Phương pháp của Nhật trong JRA 2002 JSHB_Part IV:
ϕ
LA
lớn hơn
ϕ
TC
(=0,34) tương đương trong tiêu chuẩn JRA 2002 JSHB_Part IV là

44,3%.
4.3. So sánh đánh giá hệ số sức kháng trong tiêu chuẩn thiết kế hiện
hành với kết quả nghiên cứu hệ số sức kháng của luận án
- Sử dụng 24 bộ hồ sơ cọc khoan nhồi với giả định điều kiện các tham
số chung thiết kế: chỉ số độ tin cậy mục, β=3 (xác suất sự cố, P
f
=0,1%); hệ
số tĩnh tải (γ
D
=1,25), hệ số hoạt tải (γ
L
=1,75); tỉ số tĩnh tải/hoạt tải (D/L=3);
- Dự tính sức kháng thiết kế (kí hiệu R
Rdti
hoặc R
tk
dti
) theo bốn phương
pháp (RO88-272, OR99-AL12, SNIP-205 và SHB4-JRA02) lần lượt với hệ
số sức kháng trong tiêu chuẩn thiết kế và hệ số sức kháng của luận án như
nêu trên. Kết quả được liệt kê ở Bảng 4.3;

22
- Phân tích đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng thiết kế, cách
làm tương tự như mục 3.5. Phân tích độ tin cậy (dùng phương pháp MCS)
để xác định chỉ số độ tin cậy. Kết quả cũng được thể hiện ở Bảng 4.3;
Bảng 4.3. Thống kê sức kháng thiết kế dự tính, đặc trưng thống kê biến gộp
sức kháng thiết kế của cọc khoan nhồi (λ
tk
R

) theo 4 phương pháp dự tính với
hệ số sức kháng theo tiêu chuẩn và luận án và độ tin cậy tương ứng
Tên
cọc
C.dài/
Đ.kính,
L(m)/D(m)
Sức kháng
thực đo
R
tdi
(kN)
Sức kháng thiết kế dự tính, R
tk
dt
(kN) và biến gộp sức kháng thiết kế (λ
tk
Ri
)
RO88-272
OR99-AL12
SNIP-205
SHB4-JRA02
R
tk
dti

λ
tk
Ri

R
tk
dti

λ
tk
Ri

R
tk
dti

λ
tk
Ri

R
tk
dti

λ
tk
Ri

CT1 54,9/1,2 7.554
5.203
(4.997)
1,450
(1,510)

4.745
(4.683)
1,590
(1,610)
5.631
(5.203)
1,340
(1,450)
1.995
(3.579)
3,790
(2,110)
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
.
CT24 50,0/1,0 11.289
4.397
(4.215)
2,570
(2,680)
3.946
(3.907)

2,860
(2,890)
7.428
(6.861)
1,520
(1,650)
2.590
(4.645)
4,360
(2,430)
Số trung bình của biến gộp,
R
tk
λ

1,850 (1,974) 2,220 (2,177) 1,539 (1,665)
3,780 (1,974)

Độ lệch chuẩn của λ
tk
R,
σ
λR

0,497 (0,570)
0,746 (0,664)
0,312 (0,337)
1,380 (0,605)
Hệ số biến thiên của λ
tk

R,
V
λR

0,269 (0,289)
0,336 (0,305)
0,203 (0,202)
0,365 (0,306)
Dạng phân phối phù hợp nhất
(chuẩn hay loga chuẩn)
loga
P
s
=0,87 (0,79)
loga
P
s
=0,75 (0,56)
loga
P
s
=1,0 (0,99)
loga
P
s
=0,19 (0,43)
Tính lại các tham số thống kê theo phân phối loga
Số trung bình theo ln(λ
tk
R

),
R
tk
λ

1,853 (1,975) 2,223 (2,180) 1,540 (1,666)
3,774 (1,974)

Độ lệch chuẩn của ln(λ
tk
R
)
,
σ
λR

0,498 (0,559)
0,736 (0,671)
0,308 (0,332)
1,253 (0,565)
Hệ số biến thiên của ln(λ
tk
R
)
,
V
λR

0,269 (0,283)
0,331 (0,308)

0,200 (0,199)
0,332 (0,286)
Phân tích độ tin cậy
Hệ số sức kháng theo tiêu
chuẩn/luận án
0,5-0,65 (0,54) 0,4-0,55 (0,53
)
0,79 (0,73) 0,34 (0,61)

Chỉ số độ tin cậy, β (theo MCS)
2,954 (3,021)
3,002 (3,126)
2,892 (3,029)
4,548 (3,007)
Xác suất không sự cố, Ps(%)
≈99,8 (≈99,9)
≈99,9 (≈99,9)
≈99,8 (≈99,9)
99,9997 (≈99,9)
Xác suất sự cố P
f
(%)
≈0,2 (≈0,1)
≈0,1 (≈0,1)
≈0,2 (≈0,1)
0,0003 (≈0,1)
So sánh P
f
với [P
f

]
2 (1)
1 (1)
2 (1)
0,003 (1)
Kết quả nghiên cứu chương 4
- Các kết quả nghiên cứu hệ số sức kháng dọc cọc khoan nhồi theo
điều kiện đất nền (từ 0,53 đến 0,77) nằm trong phổ giá trị hệ số sức kháng
dọc trục cọc khoan nhồi của tiêu chuẩn thiết kế hiện hành (từ 0,34 đến
0,79) và một vài kết quả nghiên cứu ở nước ngoài (từ 0,46 đến 0,60);
- Có thể đề xuất chọn hệ số sức kháng, ϕ, theo nguyên tắc lấy giá trị
nhỏ nhất trong các giá trị tính theo phương pháp Monte Carlo (MCS) với
đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng có và không hiệu chỉnh theo
phương pháp Best fit to tail- Allen (2005). Cụ thể việc đề xuất hệ số sức
kháng chung tương ứng với chỉ số độ tin cậy mục tiêu, β
t
=3 hoặc P
s
=99,9%
như sau:
+ Phương pháp Resee&O’Neill (1988), 22TCN272-05:
ϕ
=0,54;

23
+ Phương pháp O’Neill&Resee (1999), AASHTO LRFD 2012:
ϕ
=0,53;
+ Phương pháp của Nga trong tiêu chuẩn TCXDVN 205-98:
ϕ

=0,73;
+ Phương pháp của Nhật, JRA 2002 JSHB_Part IV:
ϕ
=0,61.
KẾT LUẬN CHUNG
Với mục tiêu nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng và xác định hệ
số sức kháng cọc khoan nhồi móng mố trụ cầu theo cường độ đất nền
ở khu vực thành phố Hồ Chí Minh, luận án đã tiến hành khảo sát,
nghiên cứu trên đối tượng là các cọc khoan nhồi ở các dự án nằm
trong khu vực, đánh giá hiện trạng công nghệ và chất lượng cũng như
các nội dung tính toán thiết kế làm rõ những tồn tại trong việc đánh
giá sức kháng cọc khoan nhồi. Bằng việc ứng dụng các phương pháp
của lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết độ tin cậy trong lĩnh vực
nền móng, luận án đã đề nghị mô hình xác định hệ số sức kháng cọc
khoan nhồi theo các đặc trưng thống kê của các yếu tố ảnh hưởng
chủ yếu. Trên cơ sở phân tích bộ mẫu với 24 số liệu thí nghiệm nén
tĩnh cọc khoan nhồi đại diện ở khu vực nghiên cứu, bước đầu đã xác
định được các hệ số sức kháng tương ứng với các phương pháp dự
tính sức kháng móng mố trụ cầu theo điều kiện cường độ đất nền khu
vực thành phố Hồ Chí Minh. Từ kết quả nghiên cứu có thể nêu ra
một số kết luận chung như sau:
1. Những đóng góp mới của luận án
- Đã kiến nghị mô hình xác định hệ số sức kháng cọc khoan nhồi móng
mố trụ cầu trên cơ sở đặc trưng thống kê của tỷ số (biến gộp, λ) giữa giá trị
thực đo và giá trị dự tính của sức kháng đỡ dọc trục cọc khoan nhồi với
việc ứng dụng lý thuyết xác suất thống kê và lý thuyết độ tin cậy;
- Đã phân tích và lượng hóa được các yếu tố ảnh hưởng đến sức kháng
đỡ dọc trục cọc khoan nhồi mố trụ cầu cho nền đất hỗn hợp dính và rời, thi
công cọc theo phương pháp ướt (vữa sét) ở khu vực thành phố Hồ Chí
Minh, thông qua việc xác định đặc trưng thống kê của biến gộp sức kháng

(λ
R
) cho bốn phương pháp:
+ Phương pháp Resee&O’Neill (1988), 22TCN272-05: Tuân theo luật
phân phối loga, giá trị trung bình,
R
λ
=1,067; độ lệch chuẩn, σ
λR
= 0,302 và
hệ số biến thiến, V
λR
=0,283;