Ứng dụng của cọc ván thép (Steel Sheet Pile - "Larssen sheet pile")

Ngày nay, trong lĩnh vực xây dựng, cọc ván thép (các tên gọi khác là cừ thép, cừ Larssen, cọc bản, thuật ngữ tiếng anh là steel sheet pile) được sử dụng ngày càng phổ biến. Từ các công trình thủy công như cảng, bờ kè, cầu tàu, đê chắn sóng, công trình cải tạo dòng chảy, công trình cầu, đường hầm đến các công trình dân dụng như bãi đậu xe ngầm, tầng hầm nhà nhiều tầng, nhà công nghiệp. Cọc ván thép không chỉ được sử dụng trong các công trình tạm thời mà còn có thể được xem như một loại vật liệu xây dựng, với những đặc tính riêng biệt, thích dụng với một số bộ phận chịu lực trong các công trình xây dựng.

Cọc ván thép được sử dụng lần đầu tiên vào năm 1908 tại Mỹ trong dự án Black Rock Harbour, tuy nhiên trước đó người Ý đã sử dụng tường cọc bản bằng gỗ để làm tường vây khi thi công móng mố trụ cầu trong nước. Bên cạnh gỗ và thép, cọc bản cũng có thể được chế tạo từ nhôm, từ bê tông ứng lực trước. Tuy nhiên với những ưu điểm vượt trội, cọc ván thép vẫn chiếm tỉ lệ cao trong nhu cầu sử dụng.

Cho đến nay cọc ván thép được sản xuất với nhiều hình dạng, kích thước khác nhau với các đặc tính về khả năng chịu lực ngày càng được cải thiện. Ngoài cọc ván thép có mặt cắt ngang dạng chữ U, Z thông thường còn có loại mặt cắt ngang Omega (W), dạng tấm phẳng (straight web) cho các kết cấu tường chắn tròn khép kín, dạng hộp (box pile) được cấu thành bởi 2 cọc U hoặc 4 cọc Z hàn với nhau. Tùy theo mức độ tải trọng tác dụng mà tường chắn có thể chỉ dùng cọc ván thép hoặc kết hợp sử dụng cọc ván thép với cọc ống thép (steel pipe pile) hoặc cọc thép hình H (King pile) nhằm tăng khả năng chịu mômen uốn.

Về kích thước, cọc ván thép có bề rộng bản thay đổi từ 400mm đến 750mm. Sử dụng cọc có bề rộng bản lớn thường đem lại hiệu quả kinh tế hơn so với cọc có bề rộng bản nhỏ vì cần ít số lượng cọc hơn nếu tính trên cùng một độ dài tường chắn. Hơn nữa, việc giảm số cọc sử dụng cũng có nghĩa là tiết kiệm thời gian và chi phí cho khâu hạ cọc, đồng thời làm giảm lượng nước ngầm chảy qua các rãnh khóa của cọc. Chiều dài cọc ván thép có thể được chế tạo lên đến 30m tại xưởng, tuy nhiên chiều dài thực tế của cọc thường được quyết định bởi điều kiện vận chuyển (thông thường từ 9 đến 15m), riêng cọc dạng hộp gia công ngay tại công trường có thể lên đến 72m.

Có thể liệt kê một số ưu điểm nổi bật của cọc ván thép như sau:

- Khả năng chịu ứng suất động khá cao (cả trong quá trình thi công lẫn trong quá trình sử dụng).

- Khả năng chịu lực lớn trong khi trọng lượng khá bé.

- Cọc ván thép có thể nối dễ dàng bằng mối nối hàn hoặc bulông nhằm gia tăng chiều dài.

Cọc ván thép có thể sử dụng nhiều lần, do đó có hiệu quả về mặt kinh tế.


Nhược điểm của cọc ván thép là tính bị ăn mòn trong môi trường làm việc (khi sử dụng cọc ván thép trong các công trình vĩnh cữu). Tuy nhiên nhược điểm này hiện nay hoàn toàn có thể khắc phục bằng các phương pháp bảo vệ như sơn phủ chống ăn mòn, mạ kẽm, chống ăn mòn điện hóa hoặc có thể sử dụng loại cọc ván thép được chế tạo từ loại thép đặc biệt có tính chống ăn mòn cao. Ngoài ra, mức độ ăn mòn của cọc ván thép theo thời gian trong các môi trường khác nhau cũng đã được nghiên cứu và ghi nhận lại. Theo đó, tùy thuộc vào thời gian phục vụ của công trình được quy định trước, người thiết kế có thể chọn được loại cọc ván thép với độ dày phù hợp đã xét đến sự ăn mòn này.


Hiện nay cọc ván thép được chế tạo theo hai phương pháp khác nhau: phương pháp cán nóng và phương pháp dập nguội. Trong phương pháp cán nóng, một khối thép nóng chảy ban đầu (có dạng như khối lập phương) sẽ được di chuyển qua một loạt các máy cán để dần dần trở thành dạng cọc ván thép, phương pháp này cũng giống như phương pháp chế tạo thép hình hay thép tấm thông thường. Cọc ván thép được chế tạo theo phương pháp này có dạng mặt cắt ngang rất linh hoạt, độ dày bản cánh và bụng có thể giống hoặc khác nhau, các vị trí góc có thể dày lên để chống hiện tượng tập trung ứng suât, rãnh khóa được chế tạo kín khít để hạn chế đến mức thấp nhất khả năng cho nước chảy qua. Dĩ nhiên với các ưu điểm nổi bật, giá thành của loại cọc này thông thường cũng lớn.


Trong phương pháp dập nguội, một cuộn thép tấm sẽ được kéo qua một dây chuyền bao gồm nhiều trục cán được sắp xếp liên tục nhau, mỗi trục cán có chứa các con lăn có thể thay đổi vị trí, nắn thép tấm từ hình dạng phẳng ban đầu thành dạng gấp khúc như cọc ván thép. Cọc ván thép được chế tạo theo phương pháp này phải được kiểm tra nghiêm ngặt khả năng chịu lực cũng như khe hở của rãnh khóa trước khi xuất xưởng. Giá thành của loại cọc này thông thường rẻ hơn so với phương pháp cán nóng.

Với khả năng chịu tải trọng động cao, dễ thấy cọc ván thép rất phù hợp cho các công trình cảng, cầu tàu, đê đập, ngoài áp lực đất còn chịu lực tác dụng của sóng biển cũng như lực va đập của tàu thuyền khi cặp mạn. Trên thế giới đã có rất nhiều công trình cảng được thiết kế trong đó cọc ván thép (thường kết hợp với hệ tường neo và thanh neo) đóng vai trò làm tường chắn, đất được lấp đầy bên trong và bên trên là kết cấu nền cảng bê tông cốt thép với móng cọc ống thép hoặc cọc bê tông cốt thép ứng suất trước bên dưới. Tường cọc thép này cũng được ngàm vào bê tông giống như cọc ống. Hệ tường neo thông thường cũng sử dụng cọc ván thép nhưng có kích thước và chiều dài nhỏ hơn so với tường chính. Thanh neo (tie rod) là các thanh thép đường kính từ 40mm đến 120mm có thể điều chỉnh chiều dài theo yêu cầu. Việc thiết kế công trình cảng sử dụng cọc ván thép có thể tiết kiệm về mặt chi phí hơn vì nếu không dùng cọc ván thép thì số lượng cọc ống bên dưới kết cấu nền cảng sẽ phải tăng lên nhiều và phải thiết kế thêm cọc xiên để tiếp thu hoàn toàn các tải trọng ngang tác dụng vào kết cấu nền cảng.


Bên cạnh công trình cảng, nhiều công trình bờ kè, kênh mương, cải tạo dòng chảy cũng sử dụng cọc ván thép do tính tiện dụng, thời gian thi công nhanh, độ bền chịu lực tốt.





Với các công trình đường bộ, hầm giao thông đi qua một số địa hình đồi dốc phức tạp hay men theo bờ sông thì việc sử dụng cọc ván thép để ổn định mái dốc hay làm bờ bao cũng tỏ ra khá hiệu quả.

Trong các công trình dân dụng, cọc ván thép cũng có thể được sử dụng để làm tường tầng hầm trong nhà nhiều tầng hoặc trong các bãi đỗ xe ngầm thay cho tường bê tông cốt thép. Khi đó, tương tự như phương pháp thi công topdown, chính cọc ván thép sẽ được hạ xuống trước hết để làm tường vây chắn đất phục vụ thi công hố đào. Bản thân cọc ván thép sẽ được hàn thép chờ ở mặt trong để có thể bám dính chắc chắn với bê tông của các dầm biên được đổ sau này. Trên các rãnh khóa giữa các cọc ván thép sẽ được chèn bitum để ngăn nước chảy vào tầng hầm hoặc có thể dùng đường hàn liên tục để ngăn nước (trong trường hợp này nên dùng cọc bản rộng để hạn chế số lượng các rãnh khóa). Trong thiết kế, cọc ván thép ngoài việc kiểm tra điều kiện bền chịu tải trọng ngang còn phải kiểm tra điều kiện chống cháy để chọn chiều dày phù hợp. Bề mặt của cọc ván thép bên trong được sơn phủ để đáp ứng tính thẩm mỹ đồng thời cũng để bảo vệ chống ăn mòn cho cọc ván thép.


Cũng không quên nhắc lại lĩnh vực mà cọc ván thép được sử dụng nhiều nhất đó là làm tường vây chắn đất hoặc nước khi thi công các hố đào tạm thời. Ta có thể thấy cọc ván thép được sử dụng khắp mọi nơi: trong thi công tầng hầm nhà dân dụng, nhà công nghiệp, thi công móng mố trụ cầu, hệ thống cấp thoát nước ngầm, trạm bơm, bể chứa, kết cấu hạ tầng, thi công van điều áp kênh mương,…tùy theo độ sâu của hố đào cũng như áp lực ngang của đất và nước mà cọc ván thép có thể đứng độc lập (sơ đồ công-xon) hay kết hợp với một hoặc nhiều hệ giằng thép hình (sơ đồ dầm liên tục). Đa phần hệ giằng được chế tạo từ thép hình I nhằm thuận tiện trong thi công. Kinh nghiệm chống nước chảy qua các rãnh khoá của cọc ván thép trong các công trình tạm thời này là sử dụng hỗn hợp xi măng trộn đất sét, vừa tiết kiệm chi phí lại đạt hiệu quả khá cao (gần như ngăn nước tuyệt đối).


Rõ ràng cọc ván thép không chỉ đơn thuần là một loại phương tiện phục vụ thi công các hố đào tạm thời mà còn có thể được xem như là một chủng loại vật liệu xây dựng được sử dụng vĩnh cữu trong một số công trình xây dựng. Sản phẩm cọc ván thép được cung cấp trên thị trường cũng rất đa dạng về hình dáng, kích cỡ (bề rộng bản, độ cao, chiều dày) nên cũng khá thuận tiện cho việc chọn lựa một sản phẩm phù hợp. Tất nhiên, ứng với một công trình cụ thể luôn có nhiều giải pháp thiết kế khác nhau sử dụng các loại vật liệu khác nhau. Và khi đó, việc chọn lựa nên hay không sử dụng cọc ván thép còn phụ thuộc vào nhiều yếu tố như điều kiện địa hình địa chất, tình trạng mực nước ngầm, giá thành, điều kiện thi công...Tuy nhiên một điều chắc chắc là nhà đầu tư càng có nhiều thêm cơ hội chọn lựa sao cho đạt được mục tiêu của mình.



Theo ME. Nguyễn Xuân Khoa
(Công ty Oriental Sheet Piling Sdn.Bhd)
Tel: +84-8 39484157 - Direct line: +84-8 39484158 Hotline: +84909270033 (Si)
Email: vansi.le@orientalsheetpiling.com

Design Loads and Construction of Tremie Sealed Cofferdams

Design Loads and Construction of Tremie Sealed Cofferdams


Eugene Washington, P.E.




Course Outline

1. Learning objectives
2. Introduction
3. Design loads
4. Water elevation
5. Wave heights
6. Tidal and current loads
7. Mooring loads
8. Design stages
9. Pre-tremie loading
10. Dewatered loading
11. Construction
a. Access
b. Pile driving template
c. Setting template
d. Drive Piles
e. Excavate
f. Tremie
g. Dewater
h. Cleanup
i. Sealing leaks
12. Dismantle Cofferdam
13. Course summary

This course includes a multiple choice quiz at the end.

Learning Objective

The purpose of this course is to show that cofferdam construction is a complex process of design and construction through a series of stages. The designer must consider a number of forces than just the hydrostatic water loading. The student will have a better understanding of the design and construction process involved in building tremie sealed cofferdam in open water.

Course Introduction

This course explains how the various wind, current, waves and mooring forces are applied in addition to the hydrostatic head to tremie sealed cofferdams in open water for design purposes. The course then leads the student through the construction steps and the methods successfully used in the past. The examples of past problems are employed to illustrate the importance of careful planning and proper construction methods.

Tremie sealed cofferdams are used when construction must be preformed below the surrounding water level. Usually these cofferdams are in waterways such as lakes, rivers, and bays. In some cases, the free draining gravels will cause dewatering efforts to be less effective than a tremie sealed cofferdam. The tremie seal serves two purposes. First, it acts as a counterweight to prevent the cofferdam from floating out of the ground. Second, the tremie makes a solid foundation that will not heave or quicken from artesian water pressure.


The design of a cofferdam is a complex process that requires a detailed understanding of the various forces and construction methods that are used. The design must be compatible with the equipment and erection process. Intermediate stages of erection, internal permanent structures, and dismantling must all be considered in the design process.


Course Content

DESIGN LOADS

A typical tremie cofferdam will experience several loading conditions as it is being build and during the various construction stages. The significant forces are water pressure, buoyancy, soil active loads, water current, wave impact and mooring forces. In order to over come the displaced water buoyancy, the tremie seal thickness is about equal to the dewatered depth.



The first design parameter to select is the expected high water elevation. In a river it is a question of when and how long the cofferdam will remain dewatered. If the work can be completed during low summer flow, the cofferdam and tremie will be much shorter than if it has to be able to withstand winter and spring floods. Winter weather may also cause a concern for ice pressure and spring breakup. If the cofferdam is going to be dewatered for several months a selection of high water has to be made; a one, two, five or ten-year flood are common choices. This choice will depend on what damage can be done if the cofferdam is over topped by floodwater and for how long. In bays the highest expected tide will be the design water elevation.


Above the design high water elevation the cofferdam should have at least three feet of freeboard or higher than the maximum expected wave height. Wave forces will be significant factor in large bays and lakes where the fetch is several miles. Ship and boats can also generate large wake waves. The force generated by waves is asymmetrical and must be carried to the ground through the sheet piling in shear and bending. The waler system must be designed to transmit the wave forces to the sheet piles.


Tidal and river currents can generate significant asymmetrical forces and must be transmitted through the wale system to the sheet piles. The combination of high floodwater and fast current can result in scouring of the riverbed around the base of the cofferdam. Excessive scour can cause the cofferdam to become unstable, especially if the tremie seal is not yet in place. In loose sands and gravel scour can easily exceed ten feet deep in a matter of hours. If scour is a real possibility it may be necessary to armor the riverbed with riprap or mats to eliminate scour.


Mooring forces are derived form two separate actions. The first is the impact of the barge and tugboats as they moor to the cofferdam or the waves as they move the barges while moored. The other force is the wind pressure on the total sail area of the barge. Gale force wind is a common occurrence along most coasts and on large lakes. The combination of high wind and waves will cause major damage to the cofferdam and equipment if no preparation is made to accommodate those events.


There are at least two stages that must be designed. The first stage is when the cofferdam is fully excavated but prior to placing the tremie seal concrete ballast. Usually the cofferdam is installed and the excavation is accomplished by crane and clam bucket. The sheet piles support the excavation face. If the soil is soft and the excavation is shallow enough the piles can extend below the bottom of the excavation and the sheet piles are acting as simple beam spanning from the lowest wale to the ground below the excavation. Often the excavation is too deep and/or the soil is too stiff to allow sheet pile penetration below the bottom of the excavation. Often the stiffness of the soil requires a dig and drive operation. In this case, the sheet piles are acting in cantilever, bending around the lowest wale. The water elevation in the cofferdam is kept at least equal to the surrounding water surface elevation. Often water is pumped into the cofferdam to insure no negative differential head develops during tidal changes. The active lateral soil pressure under water is about 15 pcf. At this first stage the cofferdam the least stable and is vulnerable to wave, current and mooring forces. I have had a major cofferdam lean to the side due to soil failure during the dig and drive sequence.


The second stage is after the tremie seal is poured and the cofferdam is dewatered. The mass of tremie concrete stabilizes the cofferdam, but the system must be able to resist the water pressure, current, wave and mooring forces. In most protected bays waves will generally be five feet or less from crest to trough. The design free board should be at least 1.5 times the expected wave amplitude. The pressure of the wave can be taken as the water density times the wave height. If the cofferdam is exposed to the open ocean or large and deep lakes a thorough analysis of the anticipated wave amplitude, wave length and pressures generated is needed. The current pressure can be figured as the current velocity squared times the density of the water divided by 2 times the gravity acceleration. Mooring forces are difficult to quantify, but I use at least 1,000 lb/lf along the wale closest to the water surface. In an open ocean environment where large barges are wave and wind driven an analysis of the potential impact forces will be required. From a practical standpoint sheet pile cofferdams are not usually built in open ocean waters. This is because of the extreme natural forces that can be commonly and suddenly experienced at sea.


Sometimes to facilitate the construction inside the cofferdam the lower struts and/or wales will be removed and the new internal structure will be used to support the sheet piles. If this can not be accomplished, it is important to arrange the struts to minimize the impact on the new structure. The struts are a major interference to the interior cofferdam construction and will significantly slow nearly all productivity as forms and rebar is placed through and around the struts. Blockouts may have to be formed around the struts so that they can be removed later. It is common to need divers to dismantle the lower wale systems and plug the blockouts. This is a slow and expensive process that requires extensive support equipment and support personnel. Because of the potential danger to the divers a careful and detailed plan needs to be drafted. This plan must also address all foreseeable events that could endanger the divers and have emergency procedures in place and communicated to all involved parties.




Pm = Mooring Force = 1,000 +/- ,lb/lf

Pc = Current Force = GwDwV^2/2Ge, in lb/lf

Pw = Wave Force = GwHDw, lb/lf

Pa = Soil Active Force = Ga(De+Dt)^2/2

Rpa = Soil Passive Reaction at the upstream toe

Rpb = Soil Passive Reaction at the downstream toe

Rpc = Soil Passive reaction to resist overturning

H = Wave Height in feet

V = Current Velocity if feet per second

Dw = Water depth to the ground

De = Depth of the excavation

Gw = Water density, 62.4 pcf for fresh water and 64 pcf for seawater.

Ga = Active soil pressure, usually about 15 pcf

Ge = Gravitational Constant = 32.2 ft^2/sec

Gp = Soil Passive Pressure, usually about 300 pcf


Several assumptions must be made at this stage of design. On the positive side the duration between completing the excavation and placing the tremie seal concrete is usually a matter of only a few days, so the exposure is minimal. Both the mooring force and the wave force are short-term dynamic impact forces so the passive resistance of the soil does not need to be reduced by submergence. The current force is a steady load, but it is usually small when compared to the mooring plus the wave force. If the Rpa is set equal to Pa, then the conservation of Moments and Horizontal forces is used to readily determine the passive forces Rpb and Rpc.


The second stage loading is after the tremie seal is poured and the cofferdam is dewatered.




Pt = water pressure to the top of the tremie seal = GwDt^2/2

Df = Effective Fixity below the top of the tremie concrete

It is also reasonable to assume a pinned support at the top of the tremie concrete at the sheet pile contact line.


The surface of the tremie concrete will vary about two to three feet in elevation from the high points in the center to the low point s at the sheet piles. As the tremie is poured there will be some minor segregation and water entrainment. This causes the concrete to swell from batch volume about 5% when measured in the cofferdam. This is to be expected and is not a cause for concern.


Note that all the loads are shown as point (mooring), triangular (hydraulic head) or rectangular (wave and current). This is applied to simplify the calculation process. The mooring load is an impact load that is short duration. The kinetic energy of 1,000 ton barge moving at 1mph or about 1.5 feet per second generates about 1,000 ton x 2,000 lbs/ton x (1.5 fps)^2 / 32.2 ft/sec^2 = 140,000 ft –lb. The momentum is nearly 100,000 lb/sec, if this is absorbed by the fender compression and the flexing of the cofferdam totaling one-foot the force is 100,000 lbs. Sound and heat dissipates the remainder of the kinetic energy. A 100-foot long cofferdam waler nearest the water level will transmit 1,000 lb/ft through the cofferdam. The sheet piles then must transfer the load to the ground and/or tremie seal.


Often the sheet piles are cantilevered too much to absorb that load without yielding. For this reason heavy vertical cross bracing between the upper and lower struts is required to effectively transmit the mooring load to a point where the sheet piles can safely absorb the bending load. The author prefers a cable bracing system rather than rigid steel bracing because the cables will stretch and allows lateral cofferdam movement to help absorb mooring and wave impact forces.


In rivers, the high current and high water occur simultaneously with gale force wind and wave generated impact forces. In bays where tides generate the water level fluctuations, slack tide or no current accompanies high tide. In a large bay, such as San Francisco Bay, steady storm winds can generate large waves and raise high tide by several feet.


Determining the expected wave impact is a complex procedure and there are several methods of calculation. The configuration of the body of water, depth, length of fetch, wind speed, wind direction, duration of the wind, and gusting all play a significant role. The rectangular load diagram presented above is at best an approximation. By adding the wave height to the high water elevation, a single triangular load diagram can be used to calculate the dewatered waler and sheet pile stresses.


Usually in rivers, waves are not a significant consideration. However, some river will generate very swift currents, especially during flood stage. A 7 mph current or 10 fps will cause a 200 psf differential load on the cofferdam or over three feet of water head difference from one side to the other. Often this load controls the design of the waler system cross bracing and the sheet pile selection. The rectangular configuration shown is an approximation to facilitate the calculation process.


Most major cofferdams are indeterminate structures. The design and calculation process requires the use of deflection formulas to determine load and stress distribution. For this reason the load diagrams are kept as simple as possible. There is no point in refining load diagrams to complex configurations. The mooring, current, wave and wind loads are, at best, judgmental. Usually the worst case events such as 100-year floods and storms are not used to design cofferdams. The cost would be prohibitive. For this same reason, earthquakes are not usually considered in the temporary construction. Depending on exposure, risk and cost usually a 2-year to a 10-year events are used as the cofferdam design criteria.


CONSTRUCTION


The successful cofferdam construction of depends greatly on adhering to proper procedures and sequences. The designer and builder must understand that exacting tolerances can not be maintained, with deflections and misalignments are measured in inches or feet. Piles are easily deflected off line by rocks, obstructions, and changing soil conditions. Even improper installation methods can result in major damage.


From a practical standpoint, cofferdams are limited to 60-foot long sheet piles. Manufacturing, transporting, handling, threading and driving sheets longer than 60 feet creates major problems. We have built cofferdams with 40 feet of dewatered depth by excavating below the tip of 60-foot long sheet piles. This could be done only because the ground below the sheet piles was stiff enough to stand vertically under water long enough to place the tremie concrete. We have also chemically grouted sand lens to prevent underwater cave-ins. Usually tremie sealed cofferdams are limited to about 30-feet or less of dewatered depth, plus a 30-foot deep tremie seal.


Access to the cofferdam site is by trestle or barge. Several circumstances will determine which is the better access. A trestle offers the easiest and most stable access, but deep water and great distance from the shore may cause barge access to be more economical. Ship channels may also prevent the use of an access trestle. If rough seas and high wind are common, barge access will be limited causing excessive delay while waiting for calm weather. In such cases, a trestle may prove to be more economical in the end.


The first construction step after the access is in place is to position the wale system. The wales can be assembled on a barge and floated into position. Guide piles and support frames are installed to hold the wale system in place. The barge can often be partially flooded and towed from under the suspended whale frame. The wale frame is then lowered to elevation using cranes or hydraulic jacks. The wales are then used as a guide to thread and drive the sheet piling.


Usually there are at least two layers of wales. The top and bottom layers will act as stabilizing template to control the sheet piles. In any marine environment, there will be some waves, current, and wind. Without a supporting template to guide the sheet piles it is almost impossible to maintain the vertical and horizontal alignment necessary to close the cofferdam and prevent the interlocks from splitting open. If the sheet piles are not kept plumb the interlocks will split apart in tension or the closing pair can bind up due to compressive friction and refuse to be driven.


Vibratory pile driving hammers have largely replaced impact type driving hammers. The vibratory hammer is faster, quieter, and is less likely to cause damage to the sheet piles. Drilling holes for the piling is the preferred methods of installation when the soil contains cobbles or is too hard to allow pile driving.


The first step to cofferdam installation is making a driving template. Usually the waler system is used as a driving template. Someone must help thread the interlocks.


The template wales should be marked with the proper location of every sheet pile pair interlock that touches the wale. To allow for deflection and some misalignment that will occur, it is common to build the template 4” to 6” wider than the designed size. One way to accomplish this is to band 2 or 3x12 wood planks on the outside of the walers. Special care should be taken to insure the first pair is set plumb and in the proper location, since it will act as guide for the rest of the sheet piles. One real advantage of the vibratory pile hammer is the hydraulic pile grip is used to pick the sheet pile pair from stockpile and thread the interlocks. When the sheet pile pair is properly threaded and aligned, it should be driven to the top of the template wale. A C-clamp can be used to keep the free interlock from fanning out. Sheet piles will tend to tilt along the wale because of the unsymmetrical interlock friction during the initial driving, so the top should be restrained from walking along the wale.


If there is a prevailing wind or water current, start setting the sheet piles on the center of the upwind or up-current side. Complete this up wind side installation of sheets including the corner pile by alternating from left to right when adding sheet pairs. Make sure that the corner piles are truly plump in both directions. It is a lot easier to correct misalignments as the sheets are being threaded than discovering a problem when the final closure is attempted.


Final closure should never be made at a corner. The reason for this is the corner works in both directions. If either sheet wall line is out of plumb, the sheet interlock will probably split open. The other reason to be careful in initial alignment is that this will largely define the direction the piles will take as they continue to penetrate the ground. If the interlock is started off tight and out of line, it will likely split apart as it is being driven. This will damage the pile and may require a very expensive and time consuming repair procedures.



When the sheet piles are fully in place and driven to the top of the upper template, the template wales can be lowered, if needed. The pairs of sheet piles should be advanced in about five foot increments. Drive alternate pairs so that the interlock friction stays symmetrical for every pair. This will help maintain pile alignment. Constantly check the sheets for plumbness and alignment. If the sheets start to walk out of plumb or alignment, extract the sheet pair and advance the pair on each side of the problem sheets. Sometimes by working the problem sheet pair up and down a few times, the pile will realign and driving can continue. This ability to extract and drive the sheets with a vibratory hammer is a huge advantage over impact hammers, which usually only can drive the pile efficiently. If the misalignment can not be corrected and is serious enough to require additional action, the only practical solution may be to excavate to the toe of the sheets and remove the obstruction. It may even be necessary to install temporary walers at unplanned elevations. This is another reason to have the design on a computer, so you can react quickly to address the problems as they arise.


Cofferdams are rarely installed as easily as they are planned and designed. You must expect and anticipate problems that will require redesign and innovative solutions. However, it is rewarding to solve the demanding construction and knowing it will help successfully complete the project.


We had one cofferdam where the crew let the sheets get out of plumb and the closure sheet pair could not be driven to the required penetration. They elected to cut the jammed sheet pair flush with the top of the adjacent sheets so nobody would notice. Unfortunately, the tip of the jammed sheet pair was above the tremie seal concrete but about ten feet into the clay bay bottom. When the dewatering was nearly complete the clay plug blew out and the cofferdam filled with water so fast that two men got wet to their waist before they could ride the crane hook out. The water rose about twenty feet in just a few seconds. It also took another month to seal the blow out and complete the cofferdam dewatering. Even a split interlock is expensive and time consuming to repair. A one-inch wide split a foot or so long will spew more water than a fire hose if it is forty feet below the water level.


In another incident, we had a major cofferdam tip to one side about 15 degrees. The cofferdam was 140 feet long, 60 feet long with 60-foot long sheet piles. The cofferdam weighed over 500 tons. The Geologist assured us the weak rock at the sheet pile tips would support the weight while the tremie excavation proceeded to further depth. It took a month to right the cofferdam using barge-mounted cranes and hydraulic jacks. The cost of the mistake cost us over $1,000,000 to fix and we still had to install the support piles to carry the weight of the cofferdam. The cost of the support piles was only $25,000. Obviously, the risk taken to save a few dollars was not a good one. Cutting corners when building major cofferdams is only begging for disaster.


With the sheets carefully driven and the wale in position, often the sheets are welded or bolted to the top wale to provide cofferdam stability during excavation operations. A crane and a clam bucket usually perform the excavation, although in some instances a backhoe can be effective.

If the soils are stiff, the ground can be “Swiss cheesed” with a crane mounted drill. This allows the bucket teeth to grip and cut through the soil rather than just scraping along the surface.


Always excavate along the sheet piles first, keeping a low hump in the middle. This allows the clam bucket to rest against the sheets and stay upright so it can stuff the bucket. If a depression is created in the middle of the excavation, the bucket will roll on its side and be unable to excavate the wedge of soil adjacent to the sheet piles. When the excavation is nearly complete, slide a steel beam spud between the wales and the sheet pile alcoves. Almost always soil will cling in the alcoves. This plug of soil can easily blow out during dewatering, causing great expense and delay. The cause of a major leak that prevents dewatering can be very difficult to even locate, often requiring divers to probe for the leak. If there is more than one plug of soil to blow, you may gain repeated experience by finding such leaks as they sequentially blow out with each attempt to dewater the cofferdam.


Tremie concreting is done in a manner so as to minimize the flowing concrete contact with the water. The method is to induce the fresh concrete under the previously placed concrete and pillow it up and out. Never allow the concrete to fall through the water, if that happens, the cement will wash out and you will have a pile of gravel with a weak cement paste icing on top. This icing or surface latents will happen to a limited extent no matter how carefully the concrete is placed. The concrete can be pumped by first filling the pump hose with concrete and weak wiring a watertight cap over the end of the hose. The hose is lowered to the bottom of the excavation and the concrete continuously pumped raising the hose only when the backpressure slows the pumping production or the concrete has risen to the desired grade. More than one pump can be employed. Pumping points should be at about 25 feet on center at the most. Tremie tubes made from 12” steel pipe can be used. These tubes act the same way as the pump hose. First the tube is lowered on the bottom and a rubber ball is pushed into the tube, forming a seal. Then concrete fills the tube forcing the ball all the way to the bottom. When the tube is completely full of concrete, it is eased up from the bottom until the concrete starts to flow. The tube is kept almost full at all times be adjusting the tube up or down to compensate for the flow rate of concrete. The tube is extracted and restarted in a new location only after the concrete pillow has reached the desired elevation.


The tremie placement is a continuous operation until completed, going 24 hours a day without interruption. Tremie pours usually involve large volumes of concrete, often several thousand cubic yards of concrete. Usually one or more concrete plant and backup are dedicated solely to the tremie pour until it is complete. One of the worst things that can be done is stopping the tremie before it is completed. Any cold joint formed will be a thick, inclined and very weak plane, which may easily fail from the weight of the structure it is designed to support.


The concrete mix design is very important. The mix design must produce a free flowing and slow setting concrete. The concrete usually contains about 7 sacks of low heat of hydration cement, rounded aggregates, high sand content and water added to achieve a six to eight inch slump. Concrete set retarding, water reducing and anti wash agents are sometimes added to the mix design. The concrete mix design is a critical element to building a successful cofferdam. It is wise to consult with an expert in tremie concrete construction before committing to the work.


We have encountered engineers and owners who think they know all about tremie placement methods. When we ceded to their method demands, it always led to major problems. One Federal agency insisted we adhere to a cofferdam construction manual that was twenty years out of date. The author of the manual, an internationally acclaimed Engineer, finally told them that that the manual was obsolete and referred to his latest work. Another time, an engineer insisted on a tremie concrete placement method that resulted in soil seams and weak cold joints. This forced us to drill and high pressure grout the tremie seal concrete. This cost the project hundreds of thousands of dollars in unnecessary lost time and expense. Refuse to comply with improper suggestions.


If an owner insists on poor procedures, document to the engineer that you believe the methods are wrong before the work is started and you will file a claim for all remedial costs and loss of time. It is usually wise to have a recognized expert review your cofferdam construction plans and methods well in advance of the work and submit the review before the owner has a chance to interfere.


When the concrete has cured enough to gain enough strength to withstand the dewatering forces (about two or three days), dewatering can begin. Two major problems can arise at this time. The first is the pH of the water in the cofferdam is going to be at least 11, very basic and often too high to permit pumping back into the bay or river without treatment. The water will be murky, containing colloidal size cement particles that will not readily settle out. The other problem is the cofferdam will leak more and more as the water is drawn down, usually generating several thousands of gallons per minute of leakage. Once the differential head of water between the outside and inside becomes great enough to push the interlocks tighter, the leakage will be significantly reduced. But initially, massive volumes of water must be quickly removed from the cofferdam until it has a chance to seal itself up. The required pumping rate is measured in several thousand of gallons per minute in order to be effective. The draw down within the cofferdam must be fast enough to detect visually, at least 1” per minute initially or the pumps will be over whelmed by the leakage through the interlocks and the draw down will cease and additional pumps will be needed.


In times past it was no problem to pump directly into the surrounding waterway. Today with strict water quality regulations in place, disposal to the pumped water can be a huge problem. Recently in Canada several weeks were lost because there was no way to dispose of the pumped water fast enough. Only by adding flocculation, buffering chemicals and circulating the water through filters could the water quality be improved enough to allow pumping into the river. Huge holding ponds must be found or created or pumping directly back into the waterway is required. The time and cost to treat the cofferdam water can cause major costs and delays. Be sure a workable and approved plan is in place before the cofferdam must be dewatered.


After the cofferdam is dewatered, the clean up process can begin. The surface will be rough and undulating. There will be layers of mud, debris, and dead fish that must be cleaned up. Once the clean up is done, the top of the tremie concrete will have about six inches of laitance. The laitance is a weak layer of nearly pure cement that has been washed to the surface of the concrete by the dynamics of the concrete tremie placement. This is one reason to have a cement rich concrete mix design. Some of the cement will be washed from the concrete and some segregation will naturally occur.


At this point, a safety precaution is inserted. No gas-powered machinery should ever be allowed inside a cofferdam. The danger for explosion and carbon monoxide poisoning is too great. Even the use of diesel powered equipment in the cofferdam should be kept to an absolute minimum. Whenever it is possible, engines outside the cofferdam should power all machinery. These actions will both reduce congestion in the cofferdam and provide for safer working conditions.


The laitance must be removed from at least the areas of contact with the subsequent structure foundation. The laitance can be removed by jackhammer; a small rubber tired backhoe mounted hoe ram, or a very high-pressure water jet. The laitance is removed until the coarse aggregate is exposed. This insures that a structurally competent bond and bearing will be achieved between the tremie mass concrete and the reinforced foundation structure.


The direct costs of clean up, laitance removal will require at least four person-hours per square yard, and the cost of the cofferdam associated equipment. Usually it takes at between a week and a month to fully prepare the tremie surface for the subsequent construction. The surface will vary in elevation approximately three feet or more. High spots usually must be chipped down. Starter forms must be custom cut and fit to the tremie surface at an expense of 2 to 4 square feet per person-hour. Often a leveling slab is placed to facilitate the construction to the subsequent structure.


While the clean up and laitance removal is progressing, the cofferdam will continue to leak and require substantial pumping. The leakage water will be contaminated by the mud and debris in the cofferdam until all remedial work and clean up is completed. All water removed from the cofferdam during this stage probably will have to be processed before returning the water to the river, lake, or bay. Sometimes barge-mounted filters are needed. At other times, a settling pond on the shore can be utilized. Pollution control measure requirements can be very extensive and costly.


As soon as the dewatering of the cofferdam is started, efforts to stop and control leaks should begin. The slower the leakage the quicker the cofferdam will be dewatered and the least amount of water will have to be handled and processed. Controlling leakage is the one major reason to adhere to strict and proper cofferdam installation methods. A properly installed cofferdam will allow quick and easy dewatering, while a badly constructed cofferdam may require weeks of work just to get to the point where it is even possible to dewater the cofferdam.


There are several ways to stop and slow the leaks. No cofferdam is totally free of leakage, but over time, the cofferdam will continue to seal up and decrease the leakage. Rust of the sheet pile steel and water borne particles will fill small gaps. After several weeks, a large cofferdam may need only a small 2” pump to keep the cofferdam dewatered. Wooden wedges can be driven into the larger seams. Fly ash can be poured on the outside over small leaks. Visqueen can be lowered on the outside to form a patch. A mixture of horse manure, sand, and sawdust is often very effective when dumped on the outside above the leak. The sand will add weight so the mixture will rapidly sink, the horse manure will add just enough stickiness to hold the mixture together, and the sawdust and sand will be sucked into the crack. The sawdust will absorb water, expand slightly to further seal the crack, and wedge itself in tighter.


Initially, an around the clock watch should be maintained to insure the pumping system does not fail. The cofferdam can easily fill overnight if the pumps fail or clog up. If that happens, then the whole process of dewatering must be started from scratch. Much of the previous leak control work will be undone and avoidable time and money will be lost. Even with a full pump watch, there should be redundancy of power source and standby pumps already in place that just need to be switched on. Sometimes automatic float switches and emergency relay gear can be used.


Removal of the cofferdam can be a single event or in stages. The single event is when all the construction below the water is completed, the cofferdam is flooded to relieve hydraulic pressure and the sheet piling are extracted and wales are dismantled. Sometimes the designer requires the sheet piling to be cut off at the ground line to enhance lateral stability of the structural foundation. That requirement will increase the cost of the cofferdam by the extra work of divers and lost salvage value of the piling.


The cofferdam will sometimes be removed in stages. The new structure is completed to just below the lower wale and backfilled between the sheets and the new structure. The lower wale and strut system is then removed. The new structure is then built to the next layer of wales and the process is repeated.


The single event allows the sheets and wale system to be removed with the hydraulic head removed, so the dismantling process is only a matter of retrieving the pieces. When the cofferdam is dismantled in stages the wale system will be under high pressure and the sheet piles will squeeze inward several inches as the gravel backfill absorbs the transferred hydraulic pressure and the piles deflect. The pressure is best transferred slowly so impact is minimized and the process is always fully controlled. The struts can be slowly cut near a wale with a torch until the remaining steel yields and the sheet piles move in. The preferred method is to heat the strut near one end with a rose bud torch until red-hot and the pressure collapses hot portion of the strut. The process can be carefully controlled and stopped at any time by cooling the steel. The bolts attaching the wale corners can be torched or driven out with an air hammer.


Every cofferdam is unique and requires thorough analysis. The designer must take into account a large number of parameters. The design must be compatible with the weather conditions, waves, currents, construction equipment, construction methods, internal permanent structures, and ground conditions. Comparable cost studies should be analyzed to determine if the cofferdam method is favored over other techniques, such as precast or caisson construction. Often the cofferdam designer must work closely with the project design engineer to arrive at a mutually satisfactory procedure.

Course Summary

Every cofferdam is unique and requires thorough analysis. The designer must take into account a large number of parameters. The design must be compatible with the weather conditions, waves, currents, construction equipment, construction methods, internal permanent structures, and ground conditions. Comparable cost studies should be analyzed to determine if the cofferdam method is favored over other techniques, such as precast or caisson construction. Often the cofferdam designer must work closely with the project design engineer to arrive at a mutually satisfactory procedure.

Spirally Welded Pipe Piles (Tubular piles)

Spirally welded pipe piles have a wide range of benefits, including:

Wide range of diameter and wall thickness - The steel pipes are manufactured in accordance with ASTM A 252, JIA 5525 and BS3601 or other specifications, with a wide choice of dimensions.
Ease of splicing - Consistent circularity and tight diameter tolerance produce significant advantages when joining in the field. Piles can be easily spliced on site to extend pile lengths as required for deep driving.
Long lengths - Availability of long length piles reduces cost of handling and joining at site.
Ease of transportation and handling - As steel pipe piles are light weight and less susceptible to damage, their transportation and handling are made easy.
Fast supply of uniform quality material in large quantity.
Large load-bearing capacity - Piles can be driven deeply into hard bearing stratum resulting in achieving a larger bearing capacity.
Smaller net section area - Piles can be spaced closely, owing to lesser soil displacement during piling and adverse effects on neighboring structures will be minimised.
High column buckling and bending capabilities - Steel pipe piles are commonly used in marine structures due to their versatility.

Công nghệ cọc ván thép (theo trường phái coi Nhật là cha:-))

(Chưa biết độ chính xác thế nào?? mong độc giả tự so sánh tham khảo)
1. Lời mở đầu

Công nghệ cọc ván thép là công nghệ mang tính truyền thống được áp dụng rộng rãi trên 100năm trong các công trình cảng, công trình sông, công trình tường chắn đất và các công trình nền móng.

Từ năm 1940 đến những năm 50, ở nước ngoài, thành quả nghiên cứu thực tế và lý thuyết của Terzaghi hay Rowe về cơ bản đã được xác lập trong thời kỳ này về lý thuyết. Ở Nhật Bản cũng vậy, trải qua một thời gian dài trưởng thành từ năm 1950 đến những năm 70, công nghệ cọc ván thép đã phát triển vượt bậc cả về chất lượng và số lượng. Gần đây nó cũng được áp dụng trong việc giảm tiếng ồn, giảm rung lắc và cũng được áp dụng trong các công trình ở các thành phố. Cọc ván thép ở Nhật Bản, trải qua hơn 70 năm, đến nay Nhật Bản trở thành nước có sản lượng cọc ván thép rất lớn trên thế giới, nó được xuất khẩu sang các nước khác nhiều hơn là ở Nhật Bản. Trong bài này tác giả sẽ trình bày về sự biến đổi về mặt vật liệu và thi công cuả công nghệ ván cọc thép ở Nhật Bản cũng như các công nghệ sử dụng cọc ván thép.

2. Sự biến đổi vật liệu cọc ván thép.

2.1. Lịch sử của việc sản xuất cọc ván thép.

Công nghệ cọc ván thép ở Nhật Bản được bắt đầu từ việc sử dụng cọc ván thép trong các công trình tường chắn đất của toà nhà Misui năm 1930. Sau đó để khôi phục sau hoả hoạn trong trận động đất Kanto năm 1923, một số lượng lớn cọc ván thép từ các nước trên thế giới đã được nhập vào để khôi phục các công trình cảng, sông một cách nhanh chóng, mở ra một thời kỳ mới của công nghệ cọc ván thép. Nhân dịp này từ sau năm 1925, hàng năm có từ 3 đến 4 vạn tấn cọc ván thép được nhập vào. Khối lượng cọc ván thép nhập vào tiếp tục tăng nhanh đến năm thứ 5 năm SHOWA nhưng đến năm 1931 do ảnh hưởng của tình trạng suy thoái kinh tế lớn mà khối lượng cọc ván thép nhập vào giảm đi mạnh mẽ.

Mặt khác với sự hỗ trợ của chính sách ngăn chặn việc nhập khẩu do sự suy thoái của nền kinh tế và việc cải thiện trao đổi thu chi, từ năm 1929 công ty thép Yahata của Chính phủ đã thành công trong việc quốc sản hoá cọc ván thép và năm 1931 lần đầu tiên cán và bán ra được 2500tấn cọc ván thép hệ Lakawana, từ đó trở đi việc nhập khẩu cọc ván thép gần như là không có.

Hiện nay, hình dạng cọc ván thép được sản xuất ra là hình chữ U hay hình đường thẳng, ngoài ra nó còn có dạng hình chữ H.

Lịch sử của cọc ván thép ở Nhật Bản:

1931: Bắt đầu sản xuất cọc ván thép hình chữ U (dạng Lakawana)”Kiểu SPII”

1955: Bắt đầu sản xuất cọc ván thép hình đường thẳng “SP-F”

1959: Bắt đầu sản xuất cọc ván thép hình chữ z “Z-45”

1960: Bắt đầu sản xuất cọc ván thép hình chữ U (dạng Laruzen) “SP…”

1967: Thành lập Tiêu chuẩn JIS: JIS A5528: 1967

1987: Ngừng sản xuất cọc ván hình chữ U dạng Lakawana

1997: Ngừng sản xuất cọc ván thép hình chữ Z.

1997: Bắt đầu sản xuất cọc ván thép cỡ lớn hình chữ U với chiều rộng có hiệu là 600mm

2000: Sửa đổi lại Tiêu chuẩn JIS thành tiêu chuẩn “JIS A5523:2000. Cọc ván thép cán nóng dùng cho hàn”

2.2. Vật liệu cọc ván thép gần đây:


(1)Cọc ván thép hình chữ H

Cọc ván thép hình chữ H là dạng tường có độ cứng cao hình chữ H được tổ hợp hàn từ cọc ván thép hình đường thẳng và bản thép hay thép hình CT và thép.Dạng kết cấu không phải là dạng cán nguyên hình như thép hình chữ H mà là dạng tổ hợp hàn. Nhờ có đặc tính hình dạng mặt cắt, cọc ván thép hình chữ H có ưu điểm lớn là phát huy được hiệu quả độ cứng chống uốn cao với yếu tố quan trọng của dạng tường.

Quan hệ giữa chiều dày tường của cọc ván thép hình chữ H và mô men quán tính thứ cấp của mặt cắt. So với dạng tường hàng cột đất, nó có khả năng đảm bảo tính năng mặt cắt đồng đều với chiều dày tường mỏng.

(2) Tiêu chuẩn của cọc ván thép

Đối với cọc ván thép, đến năm 1967 mới thành lập Tiêu chuẩn công nghiệp Nhật Bản JIS A5528, quy định thành phần hoá học, tính chất cơ lý, kích thước. Khi đó trong Tiêu chuẩn cũng bao gồm cả cọc ván thép. Sau đó năm 1963, Tiêu chuẩn của cọc ống thép được tách ra thành Tiêu chuẩn công nghiệp Nhật Bản JIS A5528.

Năm 1993 với trận động đất pử Kushiro, do sự phá hoại mặt cắt ở phần mối hàn của cọc ván thép, qua sự hợp tác của Chính phủ, các nhà sản xuất và các trường đại học, việc điều tra, nghiên cứu, phát triển cọc ván thép có mối hàn đã được thực hiện. Kết quả là năm 2000 Tiêu chuẩn cọc ván thép có tính hàng cao đã được quy định trong Tiêu chuẩn công nghiệp Nhật Bản “JIS A5528 Cọc ván thép cán nóng cho mối hàn”.

Do đó cùng với việc cải tiến hành dạng, sự tăng cao về chất lượng mà vật liệu cọc ván thép từng bước được nâng cao.

3. Sự biến đổi của công nghệ cọc ván thép.

3.1. Công nghệ đóng rung bằng búa rung.

(1) Khái quát và những cải tiến của búa rung.

Năm 1960, búa rung đã được nhập vào từ Liên Xô cũ, năm 1965 sau khi quốc sản hoá, búa rung của Nhật Bản đã đáp ứng được với nhu cầu của thời đại nhờ tính tiện lợi có thể kiêm đóng xuống và nhổ lên,vừa được phổ cập nhanh chóng vừa được sử dụng mang tính đa năng. Búa rung vừa giảm tiếng ồn vừa sử dụng mô tơ điện. Gần đây nhờ có “giảm biên độ dao động xuất hiện do sử dụng mô tơ đầu“ hay “có bộ điều khiển khi dừng lại và khởi động không mômen”, do loại bỏ được tiếng ồn và dao động đột xuất do cộng hưởng của cần cầu và nền đất xuất hiện khi khởi động và dừng lại, công tác thi công giảm độ rung và tiếng ồn đã được thực hiện.

(2) Cấu tạo của búa rung và nguyên lý đóng cọc.

Búa rung được cấu tạo tìư các bộ phận:

Thiết bị giảm chấn;

Máy tạo xung (thiết bị làm xuất hiện dao động)

Máy kẹp cọc (thiết bị liên kết cứng giữa cọc và máy tạo xung, truyền lực dao động vào cọc);

Thiết bị điều khiển (thiết bị điều khiển điện hay dầu).

Khi tác dụng lực dao động vào nền đất xung quanh cọc ván thép bằng búa rung, sự kết hợp giưũa các hạt đất cấu tạo nên đất nhất thời giảm xuống rõ rệt. Đối với đất cát, do hiện tượng lưu động mà sức kháng của đất mất đi hẳn, đối với đất sét (đất dính hay đất sét), bằng lực dao động kết cấu khung của đất nên cọc thép có khả năng đóng xuống nhờ lực cắt. Đất khi tác dụng lực dao động bằng tốc độ nào đó, liên kết giữa các hạt đất yếu đi, sức kháng của đất nhất thời giảm đi rõ rệt. Đối với đất cát, do hiện tượng lưu động mà sức kháng của đất mất đi hẳn, đối với đất sét (đất dính hay đất sét), bằng lực dao động kết cấu khung của đất nên cọc ván thép có khả năng đóng xuống nhờ lực cắt. Đất khi tác dụng lực dao động bằng tốc độ nào đó, liên kết giữa các hạt đất yếu đi, sức kháng của đất nhất thời nhở đi. Độ lớn này có được hiệu quả khi tần số dao động >50Hz đối với đất cát, >50Hz đối với đất sét. Nguyên lý đóng cọc ván thép bằng búa rung là cho lực dao động cưỡng bức có được nhờ máy tạo xung tác dụng vào cọc ván thép bằng búa rung là cho lực dao động cưỡng bức có được nhờ máy tạo xung tác dụng vào cọc, bằng việc lợi dụng hiện tượng nói trên, tuỳ thuộc vào loại đất mà làm giảm lực ma sát xung quanh cọc ván thép và lực kháng đầu cọc xuống từ tĩnh sang động. Để cọc ván thép được xuống, các điều kiện sau cần phải được thoả mãn:



P0 > Tv

( W+Wp) >Rv



(3) Phân loại các phương pháp.

Phương pháp đóng cọc sử dụng búa rung được chia làm 2 loại: Phương pháp búa rung không sử dụng công nghệ hỗ trợ và phương pháp búa rung sử dụng cắt bằng tia nước phun cao áp.

Phương pháp sử dụng phun có thể đápứng cho tất cả các nền đất không liên quan đến sự khoẻ yếu của nền đất thi công, so với các phương pháp khác nó còn có đặc tính thi công nhanh chóng.

Đặc biệt nó có khả năng thi công nổi trội là đóng đến nền đá có giá trị tính đổi: N=200-500 hay nền cứng như có trộn lẫn đá đường kính 200mm.

Ngoài ra khi đóng cọc ván thép, khi đối tượng bị ảnh hưởng bởi độ rung và tiếng ồn cần có biện pháp đối phó, sử dụng phương pháp này nhờ nước phun vào sẽ có hiệu quả giảm độ rung và tiếng ồn là đáng kể.

Phương pháp búa rung được áp dụng cho nền đất có giá trị N nhỏ hơn 50. Người ta sử dụng loại máy búa rung áp lực dầu với máy móc cần thiết là cần cẩu và búa rung (nhóm thiết bị tiêu chuẩn của búa rung), do đó đây là phương pháp sử dụng đa năng với máy móc sẵn có.

3.2. Phương pháp xuyên nén bằng máy nén.

Ở Nhật Bản hầu hết máy móc xây dựng đều được chế tạo dựa vào công nghệ của nước ngoài. Trong lĩnh vực máy đóng cọc cũng vậy trải qua việc nhập khẩu rồi theo con đường quốc sản hoá và tính năng hoá những nguyên lý hoạt động cho dao động hay đập không thay đổi, từ những năm 1960. ô nhiễm xây dựng đã biến thành vấn đề nghiêm trọng của xã hội.

Năm 1975, ưu tiên xử lý ô nhiễm được cho là yêu cầu của xã hội, bằng nguyên lý hoạt động độc lập không gây ô nhiễm (nguyên lý nén ép), máy nén kéo nhổ cọc kiểu áp lực dầu đã được ra đời. Từ khi phát minh ra nguyên lý cơ bản đến khi chế tạo nên sản phẩm, tất cả đều được thực hiện ở Nhật Bản và là máy xây dựng quốc sản đơn giản đã được sử dụng.

(1)Nguyên lý nén ép.

Đối với việc đưa cọc ván thép xuống lóng đất mà không gây rung động hay tiếng ồn, cần phải có cơ cấu kháng lại tải trọng tĩnh lớn do sức kháng xuyên và phản lực tác dụng của nó. Do đó máy nén ép có nguyên lý cơ bản là kẹp lấy một số cọc ván thép đã được đóng vào trong lòng đất làm phản lực, xuyên cọc ván thép tiếp theo vào trong lòng đất bằng tải trọng tĩnh nhờ áp lực dầu.

(2) Các phương pháp nén ép.

Máy nén ép yêu cầu phản lực lên cọc ván thép đã được thi công trước, có khả năng kẹp lấy cọc ván thép trong khi thi công, vừa tự chạy vừa tiến hành công tác liên tục. Phát triển nguyên lý này, phương pháp hệ thống GPR có thể hoàn thành toàn bộ quá trình cần thiết trên cọc đã thi công ở kết cấu tường liên tục (từ năm 1982). Nhờ có việc tiến hành vận chuyển, treo và ép cọc ván thép bằng toàn bộ đầu cọc nên có thể cực tiểu hoá phạm vi ảnh hưởng của công trình chỉ trong chiều rộng máy thi công trên cọc ván thép. Do đó, tại các khu vực đất xung quanh là nước, đất nghiêng, đất không bằng phẳng hay đất bị hạn chế, không cần cầu tạm hay đường công vụ, không gây ảnh hưởng tới môi trường xung quanh hay trầm tích sông, có thể chỉ tiếnhành thi công kết cấu thể tường với mục đích ban đầu một cách hợp lý.

Đối với việc xây dựng cầu dầm hay tăng cường chống động đất trụ cầu có phần dưới bị hạn chế không gian mạnh, máy rung tịnh không chuyên dụng chiếm không gian cực thấp (từ năm 1085) có khả năng thi công không cản trở giao thông. Từ quan điểm lưu thông và chống hoả hoạn trở thành công nghệ thi công mang tính thời kỳ không thể thiếu được đối với việc tái sinh thành phố.

(3) Thi công trên nền đá cứng

Đối với nền có giá trị N lớn nhất từ 25-50, đặc biệt là nền đất cát hay thi công cọc dài, người ta sử dụng phương pháp phun nước. Hệ thống phun eco máy nén ép chuyên dụng nối liên tục ở động tác ép nén điều tiết tự động lượng phun ra, do đó có thể hạn chế tối thiểu được ảnh hưởng của nền đất đồng thời hạn chế tối thiểu tài nguyên.

Đối với nền đất cứng có giá trị N vượt quá 50 như đá dăm, đá cuội hay đá tảng dựa vào máy rung phá sử dụng lý thuyết không có lõi (từ năm 1997) phương pháp dọn sạch nền đất cứng có thể thích hợp. Bằng máy nén ép và thiết bị điều khiển nhất thể, đào nền thẳng xuống dưới mũi cọc, điều khiển sự xuất hiện bầu áp lực nén và kéo nhổ mũi khoan ngay tức thời, đồng thời xuyên cọc vào trong lòng đât sao cho lấp đầy lỗ đó. Đường kính đào hạn chế nhỏ nên lượng đất thải ra ít vừa giảm thiểu được ảnh hưởng tới môi trường vừa giảm được ảnh hưởng sức kháng xuyên. Tuỳ thuộc vào phương pháp dọn sạch nền đất cứng mà áp lực nén cọc ván thép lên nền đá được phân loại cho đá cứng loại I, loại II, loại trung như đá dăm, đá cuội hay đá tảng.

(4) Phương pháp quản lý thi công.

Bằng nguyên lý nén, nhờ có sự tác dụng tải trọng tĩnh lên đầu cọc ứng lực kháng xuyên nên từng cọc trở thành cọc thí nghiệm chất tải. Do đó máy nén ép phân tích các loại số liệu đo được tự động bằng chương trình chuyên dụng (hệ thống quản lý nén ép, từ năm 2002), nhờ việc nắm được tình trạng xuyên trong lòng đất hay sức chịu tải của từng cọc ván thép tại thời gian thực hiện nên có thể tiến hành quản lý chất lượng sản phẩm một cách chính thức.

3.3 Phương pháp nén ép sử dụng mũi khoan

Phương pháp nén ép sử dụng mũi khoan đất là phương pháp không cần máy chuyên dụng, nói chung được cấu thành từ máy đóng cọc kiểu 3 điểm, mũi khoan đất và dễ dàng tháo lắp, nó có các đặc điểm sau:

Có thể thi công giảm độ rung và tiếng ồn

Phạm vi áp dụng rộng rãi cho mọi loại đất.

Tiến hành công tác thi công nén ép không sử dụng khoan tuỳ từng trường hợp ứng với điều kiện địa chất và điều kiện thi công.

Có thể tiêm vữa từ mũi xoắn hoá cứng nền đất.

4. Giới thiệu các loại công nghệ sử dụng cọc ván thép.

4.1. Cảng, sông

Phương pháp tường chắn cọc ván thép kiểu tự đứng.

Tường chắn cọc ván thép kiểu tự đứng là kết cấu chống đỡ các tải trọng như áp lực đất và áp lực nước. So với tường chắn cọc ván thép kiểu dây neo thì thi công đơn giản hơn, thời gian thi công ngắn hơn và do có khả năng thi công ở những nơi có đất đắp phía sau hẹp nên được sử dụng rộng rãi ở những tường kè đường có nước nông nghiệp hay tường kè sông.

Phương pháp tường chắn cọc ván thép kiểu dây neo:

Tường chắn cọc ván thép kiểu dây neo là kết cấu chống đỡ tải trọng của áp lực đất và áp lực nước tuỳ theo sức kháng ngang của phần xiên vào và sức kháng ngang của cọc neo phía sau được liên kết vào bằng dây neo. Do đó thường được lựa chọn cho các tường kè lớn hay các kè bảo vệ nền đất tương đối yếu.

Phương pháp tường chắn cọc ván thép kiểu tổ ong:

Đóng các cọc ván thép hình đường thẳng theo hình tròn, nhồi đá dăm hay cát vào trong lòng tạo thành một hình tổ ong cọc ván thép hình thẳng đứng thành một thể liên tục, vỏ thép mỏng và chất nhồi bên trong tạo thành một thể thống nhất, là kết cấu kháng lại ngoại lực. Sử dụng cọc ván thép hình đường thẳng có trọng lượng riêng ở vỏ thép nhẹ hơn so với cọc ván thép hình chữ U, tác dụng cường độ kéo của nó lớn nhất nên là kết cấu cần ít thép, mang tính kinh tế.

Tường cách nước thẳng đứng dành cho những nơi xử lý chất thải ở mặt biển:

Đối với những trường hợp sử dụng cọc ván thép ở tường cách nước thẳng đứng ở những nơi xử lý chất thải, nói chung thường dùng phương pháp xử lý cách nước bôi chất ngăn nước có tính trương nở vào tai nối của cọc ván thép. Để đảm bảo tính cách nước của kết cấu vĩnh cửu, chất ngăn nước có tính vĩnh cửu sử dụng nhựa polyurethan có tính trương nở. Nhựa polyurethan của chất trương nở khi hấp thụ nước sẽ trương nở từ 5 đến 10 lần, hình thành chất nhựa hoá cứng có tính trương nở và ngăn nước cho khe hở của tai nối nhờ áp lực nhựa.

Biện pháp đối với rò rỉ nước nền của đê sông:

Do mực nước ở sông dâng cao hơn khi có mưa lớn, nước nền rò rỉ xuất hiện trong đê, chân đê

bị sụp lở dẫn đến bị phá hoại. Biện pháp đối phó với việc rò rỉ nước nền của đê sông như thế này là phương pháp đóng cọc ván thép sử dụng ngăn nước cho chân đê phía trong. Sự xác nhận hiệu quả sau khi phân tích dòng thẩm thấu.

Biện pháp đối với hoá lỏng

(1)Biện pháp đối với hoá lỏng của kết cấu đắp đất.

Đối với kết cấu đắp đất của đê điều trên sông, trường hợp nền đất bị hoá lỏng khi có động đất, sức chịu tải giảm đ làm cho sự chống đỡ tải trọng đất đắp bị mất đi, xuất hiện các hiện tượng biến đổi như “trượt”, “sụt”, “lở”. Do đó nhờ có việc đóng cọc ván thép trong nền đất cơ bản mà ngăn ngừa được sự biến dạng của đất đắp nhờ độ cứng chống uốn của cọc ván thép, có thể giảm được hư hỏng nền đắp.

(2). Biện pháp đối với hoá lỏng của kết cấu trong lòng đất.

Đối với kết cấu trong lòng đất như rãnh đôi khi có động đất nền đất xung qanh bị hoá lỏng, do nước bùn hoá lỏng nên có lực đẩy nổi tác dụng vào kết cấu, đồng thời lực kháng bị giảm xuống, lực đẩy tăng lên, xuất hiện hiện tượng biến dạng. Do đó nhờ có việc bố trí các cọc ván thép xung quanh kết cấu trong lòng đất mà phòng chống được tấn công của đất cát đã bị hoá lỏng xung quanh kết cấu, có thể ngăn ngùa được sự phá hoại do đẩy nổi.

4.3 Các áp dụng mới.

(1) Tường chắn cho đường

Tường chắn cọc ván thép kiểu tự đứng là tường chắn kiểu chống áp lực đất bên hông chỉ nhờ sức kháng ngang của đất phần cọc xiên vào và độ cứng chống uốn của tường. Đặc điểm của phương pháp này là:

1. Chiều dày tường mỏng, diện tích chiếm dụng hẹp nên có thể tiết kiệm được đất chiếm dụng.

2. Không cần có đất đắp tạm thời và có thể xây dựng tường kiêm luôn là kết cấu ngăn đất tạm cho thi công;

3. Không cần phải cải tạo nền đất khi là đất yếu;

4. Có khả năng tạo cảnh quan điều hoà cho môi trường xung quanh nhờ có sơn phủ và các tấm panel trang trí.

(2)Biện pháp chống lún đất đắp

Khi tiến hành đắp đất đường bộ trên nền đất yếu, hiện tượng lún nén bằng trọng lượng đất đắp xuất hiện kéo theo nền đất xung quanh cũng lún theo.

Nhờ có việc bố trí tường cọc ván thép giữa phần đất đắp và kết cấu liền kề mà có thể ngăn được ảnh hưởng của hiện tượng lún kéo theo. Đặc điểm của phương pháp này là:

1. Có thể tăng nhanh tốc độ thi công nên có thể rút ngắn thời hạn thi công;

2. Có khả năng thi công giảm độ rung và tiếng ồn ở nơi chật hẹp gần kề với kết cấu đã thi công rồi;

3. Không sợ ô nhiễm nước ngầm đối với biện pháp cải tạo nền đất bằng xi măng.

Một ví dụ về quan trắc lượng lún của nền đất sau khi đóng cọc ván thép giảm lún. Lượng lún của lớp dưới phía trong lề trải qua 7 năm đóng cọc ván thép chỉ lún 2cm, nó đã phát huy được hiệu quả mong muốn khá tốt.

5. Kết luận:

Trên đây là một số giải pháp mới nhất và những thay đổi về vật liệu, thi công, kỹ thuật sử dụng ở Nhật Bản đối với công nghệ cọc ván thép. Đối với nhu cầu xã hội gần đây như” giảm thiểu giá thành”, “môi trường”, công nghệ cọc ván thép đã từng bước năng cao, so với giai đoạn cán cọc ván thép trước những năm 1970 thì có thể nói rằng nó được phát triển vượt bậc. Trong tương lai với nhu cầu mang tính xã hội và sử dụng mới, những phát minh về kỹ thuật vật liệu, thi công và sử dụng sẽ còn phát triển hơn nữa.


Nguồn: Tài liệu Hội thảo KH về ứng dụng kết cấu thép trong xây dựng công trình ở Việt Nam, 11/2006

Tiêu chuẩn thi công đóng cọc

Lời nói đầu


TCXDVN 286 : 2003 thay thế một phần cho mục 7 TCXD 79 : 1980.
TCXDVN 286 : 2003 do Viện Khoa học Công nghệ Xây dựng biên soạn, Vụ Khoa học Công nghệ Bộ Xây dựng trình duyệt, Bộ trưởng Bộ Xây dựng ban hành theo Quyết định số:.....14...ngày: ...05...tháng......6.... năm 2003

MỤC LỤC


1. Phạm vi áp dụng 4
2. Tiêu chuẩn viện dẫn 4
3. Quy định chung 4
4. Vật liệu cọc 6
4.1 Cọc bê tông cốt thép 6
4.2 Cọc thép 7
5. Hạ cọc bằng búa đóng và búa rung 8
6. Hạ cọc bằng phương pháp ép tĩnh 16
7. Giám sát và nghiệm thu 18
8. An toàn lao động 19
Phụ lục A - Nhật ký hạ cọc 20
Phụ lục B - Hư hỏng cọc bê tông cốt thép khi đóng 26
Phụ lục C - Xác định ứng suất động trong cọc BTCT khi đóng 28
Phụ lục D - Cấu tạo mũ cọc 35
Phụ lục E - Biểu ghi độ chối đóng cọc 37









TIÊU CHUẨN XÂY DỰNG VIỆT NAM TCXDVN 286 : 2003

Soát xét lần 1


Đóng và ép cọc - Tiêu chuẩn thi công và nghiệm thu
Pile driving and static jacking works - Standart for construction, check and acceptance



1. Phạm vi áp dụng
Tiêu chuẩn thi công và nghiệm thu công tác đóng và ép cọc áp dụng cho các công trình xây dựng thuộc lĩnh vực xây dựng, giao thông, thuỷ lợi, thay thế một phần cho mục 7: “ Móng cọc và tường vây cọc ván” của TCXD 79: 1980.
Những công trình có điều kiện địa chất công trình đặc biệt như vùng có hang các-tơ, mái đá nghiêng, đá cứng... mà chưa đề cập đến trong tiêu chuẩn này sẽ được thi công và nghiệm thu theo yêu cầu của Thiết kế, hoặc do Tư vấn đề nghị với sự chấp thuận của Chủ đầu tư.
2. Tiêu chuẩn viện dẫn
TCVN 4453 : 1995: Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép toàn khối - Quy phạm thi công và nghiệm thu.
TCVN 205: 1998: Móng cọc-Tiêu chuẩn thiết kế
TCVN 4091 : 1985 : Nghiệm thu các công trình xây dựng.
3. Quy định chung
3.1 Các thuật ngữ và định nghĩa
3.1.1 Cọc đóng là cọc được hạ bằng năng lượng động( va đập, rung).
3.1.2 Cọc ép là cọc được hạ bằng năng lượng tĩnh, không gây nên xung lượng lên đầu cọc.
3.1.3 Độ chối của cọc đóng là độ lún của cọc dưới một nhát búa đóng và 1 phút làm việc của búa rung.
3.1.4 Tải trọng thiết kế là giá trị tải trọng do Thiết kế dự tính tác dụng lên cọc.
3.1.5 Lực ép nhỏ nhất (Pep) min là lực ép do Thiết kế quy định để đảm bảo tải trọng thiết kế lên cọc, thông thường lấy bằng 150  200% tải trọng thiết kế;
3.1.6 Lực ép lớn nhất (Pep)max là lực ép do Thiết kế quy định, không vượt quá sức chịu tải của vật liệu cọc; được tính toán theo kết quả xuyên tĩnh, khi không có kết quả này thì thường lấy bằng 200 - 300% tải trọng thiết kế.
3.2 Thi công hạ cọc cần tuân theo bản vẽ thiết kế thi công, trong đó bao gồm: dữ liệu về bố trí các công trình hiện có và công trình ngầm; đường cáp điện có chỉ dẫn độ sâu lắp đặt đường dây tải điện và biện pháp bảo vệ chúng; danh mục các máy móc, thiết bị; trình tự và tiến độ thi công; các biện pháp đảm bảo an toàn lao động và vệ sinh môi trường; bản vẽ bố trí mặt bằng thi công kể cả điện nước và các hạng mục tạm thời phục vụ thi công.
Để có đầy đủ số liệu cho thi công móng cọc, nhất là trong điều kiện địa chất phức tạp, khi cần thiết Nhà thầu phải tiến hành đóng , ép các cọc thử và tiến hành thí nghiệm cọc bằng tải trọng động hoặc tải trọng tĩnh theo đề cương của Tư vấn hoặc Thiết kế đề ra.
3.3 Trắc đạc định vị các trục móng cần được tiến hành từ các mốc chuẩn theo đúng quy định hiện hành. Mốc định vị trục thường làm bằng các cọc đóng, nằm cách trục ngoài cùng của móng không ít hơn 10 m. Trong biên bản bàn giao mốc định vị phải có sơ đồ bố trí mốc cùng toạ độ của chúng cũng như cao độ của các mốc chuẩn dẫn từ lưới cao trình thành phố hoặc quốc gia. Việc định vị từng cọc trong quá trình thi công phải do các trắc đạc viên có kinh nghiệm tiến hành dưới sự giám sát của kỹ thuật thi công cọc phía Nhà thầu và trong các công trình quan trọng phải được Tư vấn giám sát kiểm tra. Độ chuẩn của lưới trục định vị phải thường xuyên được kiểm tra, đặc biệt khi có một mốc bị chuyển dịch thì cần được kiểm tra ngay. Độ sai lệch của các trục so với thiết kế không được vượt quá 1cm trên 100 m chiều dài tuyến.

3.4 Chuyên chở, bảo quản, nâng dựng cọc vào vị trí hạ cọc phải tuân thủ các biện pháp chống hư hại cọc. Khi chuyên chở cọc bê tông cốt thép(BTCT) cũng như khi sắp xếp xuống bãi tập kết phải có hệ con kê bằng gỗ ở phía dưới các móc cẩu. Nghiêm cấm việc lăn hoặc kéo cọc BTCT bằng dây.
3.5 Công tác chuẩn bị
3.5.1 Nhà thầu căn cứ vào hồ sơ thiết kế, yêu cầu của Chủ đầu tư và điều kiện môi trường cụ thể để lập biện pháp thi công cọc trong đó nên lưu ý làm rõ các điều sau:
a) công nghệ thi công đóng/ ép;
b) thiết bị dự định chọn;
c) kế hoạch đảm bảo chất lượng, trong đó nêu rõ trình tự hạ cọc dựa theo điều kiện đất nền, cách bố trí đài cọc, số lượng cọc trong đài, phương pháp kiểm tra độ thẳng đứng, kiểm tra mối hàn, cách đo độ chối, biện pháp an toàn và đảm bảo vệ sinh môi trường...;
d) dự kiến sự cố và cách xử lý;
e) tiến độ thi công....
3.5.2 Trước khi thi công hạ cọc cần tiến hành các công tác chuẩn bị sau đây:
a) nghiên cứu điều kiện địa chất công trình và địa chất thuỷ văn, chiều dày, thế nằm và đặc trưng cơ lý của chúng;
b) thăm dò khả năng có các chướng ngại dưới đất để có biện pháp loại bỏ chúng, sự có mặt của công trình ngầm và công trình lân cận để có biện pháp phòng ngừa ảnh hưởng xấu đến chúng;
c) xem xét điều kiện môi trường đô thị ( tiếng ồn và chấn động) theo tiêu chuẩn môi trường liên quan khi thi công ở gần khu dân cư và công trình có sẵn;
d) nghiệm thu mặt bằng thi công;
e) lập lưới trắc đạc định vị các trục móng và toạ độ các cọc cần thi công trên mặt bằng;
f) kiểm tra chứng chỉ xuất xưởng của cọc;
g) kiểm tra kích thước thực tế của cọc;
h) chuyên chở và sắp xếp cọc trên mặt bằng thi công;
i) đánh dấu chia đoạn lên thân cọc theo chiều dài cọc;
k) tổ hợp các đoạn cọc trên mặt đất thành cây cọc theo thiết kế;
l) đặt máy trắc đạc để theo dõi độ thẳng đứng của cọc và đo độ chối của cọc.
3.6 Hàn nối các đoạn cọc
3.6.1 Chỉ bắt đầu hàn nối các đoạn cọc khi:
- kích thước các bản mã đúng với thiết kế;
- trục của đoạn cọc đã được kiểm tra độ thẳng đứng theo hai phương vuông góc với nhau;
- bề mặt ở đầu hai đoạn cọc nối phải tiếp xúc khít với nhau.
3.6.2 Đường hàn mối nối cọc phải đảm bảo đúng quy định của thiết kế về chịu lực, không được có những khuyết tật sau đây:
- kích thước đường hàn sai lệch so với thiết kế;
- chiều cao hoặc chiều rộng của mối hàn không đồng đều;
- đường hàn không thẳng, bề mặt mối hàn bị rỗ, không ngấu, quá nhiệt, có chảy loang, lẫn xỉ, bị nứt...
3.6.3 Chỉ được tiếp tục hạ cọc khi đã kiểm tra mối nối hàn không có khuyết tật.
4. Vật liệu cọc
4.1 Cọc bê tông cốt thép
4.1.1 Cọc bê tông cốt thép có thể là cọc rỗng, tiết diện vành khuyên ( đúc ly tâm) hoặc cọc đặc, tiết diện đa giác đều hoặc vuông ( đúc bằng ván khuôn thông thường). Bê tông cọc phải đảm bảo mác thiết kế, cọc được nghiệm thu theo tiêu chuẩn TCVN 4453 : 1995
4.1.2 Kiểm tra cọc tại nơi sản xuất gồm các khâu sau đây:
a) Vật liệu :
- chứng chỉ xuất xưởng của cốt thép, xi măng; kết quả thí nghiệm kiểm tra mẫu thép, và cốt liệu cát, đá(sỏi), xi măng, nước theo các tiêu chuẩn hiện hành;
- cấp phối bê tông;
- kết quả thí nghiệm mẫu bê tông;
- đường kính cốt thép chịu lực;
- đường kính, bước cốt đai;
- lưới thép tăng cường và vành thép bó đầu cọc;
- mối hàn cốt thép chủ vào vành thép;
- sự đồng đều của lớp bê tông bảo vệ;
b) kích thước hình học :
- sự cân xứng của cốt thép trong tiết diện cọc;
- kích thước tiết diện cọc;
- độ vuông góc của tiết diện các đầu cọc với trục;
- độ chụm đều đặn của mũi cọc;



4.1.3 Không dùng các đoạn cọc có độ sai lệch về kích thước vượt quá quy định trong bảng 1, và các đoạn cọc có vết nứt rộng hơn 0.2 mm. Độ sâu vết nứt ở góc không quá 10 mm, tổng diện tích do lẹm, sứt góc và rỗ tổ ong không quá 5% tổng diện tích bề mặt cọc và không quá tập trung.

Bảng 1- Độ sai lệch cho phép về kích thước cọc
TT Kích thước cấu tạo Độ sai lệch cho phép
1 2 3
1 Chiều dài đoạn cọc, m  10  30 mm
2 Kích thước cạnh (đường kính ngoài) tiết diện của cọc đặc (hoặc rỗng giữa) + 5 mm
3 Chiều dài mũi cọc  30 mm
4 Độ cong của cọc (lồi hoặc lõm) 10 mm
5 Độ võng của đoạn cọc 1/100 chiều dài đốt cọc
6 Độ lệch mũi cọc khỏi tâm 10 mm
7 Góc nghiêng của mặt đầu cọc với mặt phẳng thẳng góc trục cọc:
- cọc tiết diện đa giác nghiêng 1%
- cọc tròn nghiêng 0.5%
8 Khoảng cách từ tâm móc treo đến đầu đoạn cọc  50 mm
9 Độ lệch của móc treo so với trục cọc 20 mm
10 Chiều dày của lớp bê tông bảo vệ  5 mm
11 Bước cốt thép xoắn hoặc cốt thép đai  10 mm
12 Khoảng cách giữa các thanh cốt thép chủ  10 mm
13 Đường kính cọc rỗng  5 mm
14 Chiều dày thành lỗ  5 mm
15 Kích thước lỗ rỗng so với tim cọc  5 mm

4.2 Cọc thép
4.2.1 Cọc thép thường được chế tạo từ thép ống hoặc thép hình cán nóng. Chiều dài các đoạn cọc chọn theo kích thước của không gian thi công cũng như kích thước và năng lực của thiết bị hạ cọc.
4.2.2 Mặt đầu các đoạn cọc phải phẳng và vuông góc với trục cọc, độ nghiêng không quá 1%.
4.2.3 Chiều dày của cọc thép lấy theo quy định của thiết kế thường bằng chiều dày chịu lực theo tính toán cộng với chiều dày chịu ăn mòn.
4.2.4 Trong trường hợp cần thiết có thể thực hiện lớp bảo vệ bằng phun vữa xi măng mác cao, chất dẻo hoặc phương pháp điện hoá.
4.2.5 Các đoạn cọc thép được nối hàn, chiều cao và chiều dài đường hàn phải tuân theo thiết kế.
5. Hạ cọc bằng búa đóng và búa rung
5.1 Tuỳ theo năng lực trang thiết bị hiện có, điều kiện địa chất công trình, quy định của Thiết kế về chiều sâu hạ cọc và độ chối quy định Nhà thầu có thể lựa chọn thiết bị hạ cọc phù hợp. Nguyên tắc lựa chọn búa như sau:
a) có đủ năng lượng để hạ cọc đến chiều sâu thiết kế với độ chối quy định trong thiết kế, xuyên qua các lớp đất dày kể cả tầng kẹp cứng;
b) gây nên ứng suất động không lớn hơn ứng suất động cho phép của cọc để hạn chế khả năng gây nứt cọc;
c) tổng số nhát đập hoặc tổng thời gian hạ cọc liên tục không được vượt quá giá trị khống chế trong thiết kế để ngăn ngừa hiện tượng cọc bị mỏi;
d) độ chối của cọc không nên quá nhỏ có thể làm hỏng đầu búa.
5.2 Lựa chọn búa đóng cọc theo khả năng chịu tải của cọc trong thiết kế và trọng lượng cọc. Năng lượng cần thiết tối thiểu của nhát búa đập E được xác định theo công thức:
E = 1.75 a P (1)
trong đó: E - Năng lượng đập của búa, kGm;
a - hệ số bằng 25 kG.m/tấn
P - khả năng chịu tải của cọc, tấn, quy định trong thiết kế.
Loại búa được chọn với năng lượng nhát đập Ett phải thoả mãn điều kiện:
(2)
trong đó: k - hệ số quy định trong bảng 2;
Qn - trọng lượng toàn phần của búa, kG;
q - trọng lượng cọc (gồm cả trọng lượng mũ và đệm đầu cọc), kG
Đối với búa đi-ê-zen, giá trị tính toán năng lượng đập lấy bằng:
đối với búa ống Ett = 0.9 QH
đối với búa cần Ett = 0.4 QH
Q - trọng lượng phần đập của búa, kG;
H - chiều cao rơi thực tế phần đập búa khi đóng ở giai đoạn cuối, đối với búa ống H= 2.8 m; đối với búa cần có trọng lượng phần đập là 1250, 1800 và 2500 kG thì H tương ứng là 1.7; 2 và 2.2 m.

Bảng 2- Hệ số chọn búa đóng

Loại búa Hệ số k
Búa đi-ê-zen kiểu ống và song động
Búa đơn động và đi-ê-zen kiểu cần
Búa treo 6
5
3

Chú thích: Khi hạ cọc bằng phương pháp xói nước thì các hệ số nói trên được tăng thêm 1.5.
5.3 Khi cần phải đóng xuyên qua các lớp đất chặt nên dùng các búa có năng lượng đập lớn hơn các trị số tính toán theo các công thức (1) và (2), hoặc có thể dùng biện pháp khoan dẫn trước khi đóng hoặc biện pháp xói nước.
Khi chọn búa để đóng cọc xiên nên tăng năng lượng đập tính theo công thức (1) với hệ số k1 cho trong bảng 3.
Bảng 3- Hệ số chọn búa đóng cọc xiên

Độ nghiêng của cọc Hệ số k1
5:1
4:1
3:1
2:1
1:1 1.1
1.15
1.25
1.4
1.7
5.4 Loại búa rung hạ cọc chọn theo tỷ số K0 / Qt tuỳ thuộc vào điều kiện đất nền và chiều sâu hạ cọc.
K0 - mô men lệch tâm, T.cm;
Qt - trọng lượng toàn phần gồm trọng lượng cọc, búa rung và đệm đầu cọc, tấn.
Giá trị của tỷ số này khi dùng búa rung với tốc độ quay bánh lệch tâm 300500 vòng/ phút không được nhỏ hơn trị số cho trong bảng 4.
Bảng 4 -Tỷ số K0 / Qt

Tính chất đất mà
cọc xuyên qua Phương pháp hạ K0/Qt khi độ sâu hạ cọc
< 15 m >15 m
Cát no nước, bùn, sét dẻo mềm và dẻo chảy
Cát ẩm, đất sét, á sét dẻo mềm, cứng
Sét cứng, nửa cứng, cát, sỏi, sạn Không xói nước và lấy đất ra khỏi cọc
Xói nước tuần hoàn và lấy đất khỏi lòng cọc ống
Xói nước và lấy đất khỏi lòng cọc thấp hơn cả mũi cọc 0.80

1.10

1.30 1.0

1.30

1.60

Chú thích: Khi chọn búa rung để hạ cọc ống có đường kính lớn hơn 1.2 m nên ưu tiên cho các máy có lỗ thoát để đưa đất từ trong lòng cọc ống ra ngoài mà không phải tháo lắp máy. Trong trường hợp cần rung hạ các cọc đường kính lớn nên dùng hai búa rung ghép đôi đồng bộ trên một đế trung chuyển; khi đó các giá trị K0 và Qt phải là tổng các chỉ tiêu tương ứng của hai búa rung.
5.5 Khi rung hạ cọc tròn rỗng hoặc cọc dạng tấm cần có các biện pháp chống khả năng xuất hiện các vết nứt hoặc hư hỏng cọc:
-để tránh sự tăng áp suất không khí trong lòng cọc do đậy khít nên dùng chụp đầu cọc có các lỗ hổng có tổng diện tích không ít hơn 0.5% diện tích tiết diện ngang của cọc;
-để tránh sinh ra áp lực thuỷ động nguy hiểm của nước trong đất lòng cọc có thể gây nứt rạn cọc-ống BTCT phải có biện pháp hút nước hoặc truyền không khí.
Để có thể dự báo trước những hư hỏng có thể xảy ra khi rung hạ cọc- ống nên dùng thiết bị đo gia tốc, trong trường hợp không có thiết bị thì tiến hành quan sát mức độ tiêu tán công suất búa ( hoặc điện năng) và biên độ giao động của cọc. Nếu thấy công suất búa và biên độ giao động của cọc tăng, liên kết búa rung và đầu cọc vẫn khít mà tốc độ hạ cọc lại bị giảm thì chứng tỏ mũi cọc đã gặp chướng ngại; khi đó cần dừng máy, tìm cách loại bỏ chướng ngại bằng cách lấy đất lòng cọc và bơm rửa đáy cọc.
Khi rung hạ cọc trong cát và á cát ở giai đoạn cuối thì nên giảm tần số và rung cọc trong khoảng 710 phút ở độ sâu thiết kế để làm chặt đất trong lòng và xung quanh cọc.
5.6 Khi rung hạ cọc bình thường tức là các thông số búa rung ổn định, cọc không gặp chướng ngại thì theo sự tăng tiến của chiều sâu, tốc độ hạ cọc, biên độ giao động và công suất máy sẽ bị giảm do ma sát bên của cọc tăng dần. Để tăng chiều sâu hạ cọc nên tăng công suất động cơ cho đến công suất thiết kế. Khi tốc độ hạ cọc giảm tới 2-5 cm/ phút và biên độ giao động khoảng 5mm thì cọc sẽ khó xuống tiếp; cần phải tiến hành xói nước hoặc lấy đất lòng cọc cùng với việc chạy hết công suất động cơ.
5.7 Khi đóng cọc bằng búa phải dùng mũ cọc và đệm gỗ phù hợp với tiết diện ngang của cọc. Các khe hở giữa mặt bên của cọc và thành mũ cọc mỗi bên không nên vượt quá 1 cm.
Cần phải siết chặt cứng búa rung hạ cọc với cọc.
Khi nối các đoạn cọc tròn rỗng và cọc -ống phải đảm bảo độ đồng tâm của chúng. Khi cần thiết phải dùng bộ gá cố định và thiết bị dẫn hướng để tăng độ chính xác.
Khi thi công cọc ở vùng sông nước nên tiến hành khi sóng không cao hơn cấp 2. Các phương tiện nổi cần được neo giữ chắc chắn.
5.8 Trong quá trình hạ cọc cần ghi chép nhật ký theo mẫu in sẵn (có thể xem phụ lục A).
Đóng 520 cọc đầu tiên ở các điểm khác nhau trên khu vực xây dựng phải tiến hành cẩn thận có ghi chép số nhát búa cho từng mét chiều sâu và lấy độ chối cho loạt búa cuối cùng. Nhà thầu nên dùng thí nghiệm phân tích sóng ứng suất trong cọc( PDA) để kiểm tra việc lựa chọn búa và khả năng đóng của búa trong các điều kiện đã xác định( đất nền, búa, cọc...)
5.9 Vào cuối quá trình đóng cọc khi độ chối gần đạt tới trị số thiết kế thì việc đóng cọc bằng búa đơn động phải tiến hành từng nhát dể theo dõi độ chối cho mỗi nhát; khi đóng bằng búa hơi song động cần phải đo độ lún của cọc, tần số đập của búa và áp lực hơi cho từng phút; khi dùng búa di-ê-zen thì độ chối được xác định từ trị trung bình của loạt 10 nhát sau cùng.
Cọc không đạt độ chối thiết kế thì cần phải đóng bù để kiểm tra sau khi được “ nghỉ” theo quy định. Trong truờng hợp độ chối khi đóng kiểm tra vẫn lớn hơn độ chối thiết kế thì Tư vấn và Thiết kế nên cho tiến hành thử tĩnh cọc và hiệu chỉnh lại một phần hoặc toàn bộ thiết kế móng cọc.
5.10 Trong giai đoạn đầu khi đóng cọc bằng búa đơn động nên ghi số nhát búa và độ cao rơi búa trung bình để cọc đi được 1m; khi dùng búa hơi thì ghi áp lực hơi trung bình và thời gian để cọc đi được 1m và tần số nhát đập trong một phút. Độ chối phải đo với độ chính xác tới 1mm.
Độ chối kiểm tra được đo cho 3 loạt búa cuối cùng. Đối với búa đơn và búa đi-ê-zen thì một loạt là 10 nhát; đối với búa hơi thì một loạt là số nhát búa trong thời gian 2 phút; đối với búa rung 1 loạt cũng là thời gian búa làm việc trong 2 phút.
Thời gian “nghỉ” của cọc trước khi đóng kiểm tra phụ thuộc vào tính chất các lớp đất xung quanh và dưới mũi cọc nhưng không nhỏ hơn:
a) 3 ngày khi đóng qua đất cát;
b) 6 ngày khi đóng qua đất sét.
5.11 Trong trường hợp khi thi công thay đổi các thông số của búa hoặc cọc đã được chỉ dẫn trong thiết kế thì độ chối dư, e, lúc đóng hoặc đóng kiểm tra phải thoả mãn điều kiện:
(3)
Nếu độ chối dư ,e, nhỏ hơn 0.2 cm( với điều kiện là búa dùng để đóng phù hợp với yêu cầu ở điều 4.1), thì độ chối toàn phần( bằng tổng độ chối đàn hồi và độ chối dư) phải thoả mãn điều kiện:
(4)
Trong các công thức trên:
e - độ chối dư, cm, bằng độ lún của cọc do một nhát búa đóng và 1 phút làm việc của búa rung;
c - độ chối đàn hồi( chuyển vị đàn hồi của đất và cọc), cm, được xác định bằng dụng cụ đo độ chối;
n - hệ số tra theo bảng 5, T/ m2;

Bảng 5- Hệ số n

Loại cọc Hệ số n (T/m2)
Cọc BTCT có mũ
Cọc thép có mũ 150
500
F - diện tích theo chu vi ngoài của cọc đặc hoặc rỗng( không phụ thuộc vào cọc có hay không có mũi nhọn), m2;
Ett - năng lượng tính toán của nhát đập, tấn.cm, lấy theo điều 2.1 cho búa đi-ê-zen, búa treo và búa đơn động lấy bằng QH, khi dùng búa hơi song động lấy theo lý lịch máy, đối với búa rung lấy theo năng lượng nhát đập quy đổi, cho trong bảng 6;
Bảng 6 - Năng lượng quy đổi

Lực cưỡng bức
(tấn) 10 20 30 40 50 60 70 80
Năng lượng nhát
đập quy đổi(T.cm) 450 900 1300 1750 2200 2650 3100 3500
Q - trọng lượng phần đập của búa, T;
H - chiều cao rơi thực tế phần đập của búa, cm;
k - hệ số an toàn về đất, lấy k= 1.4 trong công thức(3) và k= 1.25 trong công thức (4); còn trong xây dựng cầu khi số lượng cọc trong trụ lớn hơn 20 thì k = 1.4, từ 11 20 cọc thì k = 1.6, từ 6  10 cọc thì k = 1.65, từ 1 5 cọc thì k = 1.75;
P - khả năng chịu tải của cọc theo thiết kế, T;
M - hệ số lấy bằng 1 cho búa đóng và theo bảng 7 cho búa rung;
QT - trọng lượng toàn phần của búa hoặc búa rung, T;
 - hệ số phục hồi va đập, lấy 2 = 0.2 khi đóng cọc BTCT và cọc thép có dùng mũ cọc đệm gỗ, còn khi dùng búa rung thì 2 = 0;
q - trọng lượng cọc và mũ cọc, T;
q1 - trọng lượng cọc đệm, tấn; khi dùng búa rung q1 = 0;
h - chiều cao cho búa đi-ê-zen h = 50cm, các loại khác h = 0;
 - diện tích mặt bên của cọc, m2;
n0 và n - các hệ số chuyển đổi từ sức kháng động của đất sang sức kháng tĩnh, n = 0.25 giây.m/ tấn; n0 = 0.0025 giây.m/ tấn;
g - gia tốc trọng trường( g = 9.81m/ gy2)
Khi tính theo công thức động Hilley rút gọn thì độ chối có thể kiểm tra theo công thức:
(4a)
e - độ chối của cọc( tính trung bình cho 20 cm cuối cùng), m;
ef - hiệu suất cơ học của búa đóng cọc; một số giá trị được kiến nghị như sau:
- búa rơi tự do điều khiển tự động, ef = 0.8
- búa đi-ê-zen, ef = 0.8
- búa rơi tự do nâng bằng cáp tời, ef = 0.4
- búa hơi đơn động, ef = 0.6;

Bảng 7: Hệ số M

Loại đất dưới mũi cọc Hệ số M
Sỏi sạn có lẫn cát
Cát: - hạt trung và thô
- hạt nhỏ chặt vừa
- cát bụi chặt vừa
Á cát dẻo, á sét và sét cứng
Á sét và sét - nửa cứng
Á sét và sét - dẻo cứng 1.3
1.2
1.1
1.0
0.9
0.8
0.7
Chú thích: Khi cát chặt giá trị hệ số M được tăng thêm 60%
H - chiều cao rơi búa, m;
Wr - trọng lượng của búa đóng, T;



Qu - khả năng mang tải cực hạn của cọc, thông thường lấy với hệ số an toàn Fs  3
Lp - chiều dài cọc, m;
F - diện tích tiết diện cọc, m2
Ee - mô đun đàn hồi của vật liệu cọc, T/ m2.
5.12 Nếu trong thiết kế móng cọc ống có quy định tìm biên độ giao động khi sắp dừng rung cọc thì biên độ dao động các cọc - ống đường kính ngoài đến 2m, với tốc độ hạ cọc từ 2 đến 20 cm trong 1 phút được tính theo công thức:

(5)
trong đó:
A - biên độ lấy bằng 1 /2 độ lắc toàn phần của giao động ở những phút cuối trước lúc dừng rung, cm;
Nn - công suất hữu hiệu toàn phần ở giai đoạn cuối, KW;
Nx - công suất vận hành không tải, đối với búa rung tần số thấp, lấy bằng 25% công suất thuyết minh của động cơ điện, KW;
nv - tốc độ quay của bộ lệch trong búa rung, vòng / phút;
P - khả năng chịu tải của cọc - ống, T;
 - hệ số phụ thuộc vào tỷ số giữa sức kháng động và sức kháng tĩnh của đất, cho trong bảng 8 và bảng 9;
Qv - trọng lượng của hệ thống rung, bằng tổng trọng lượng của búa rung và chụp đầu cọc.
Bảng 8- Hệ số  cho cát
Tên đất Hệ số  cho đất cát
Thô Vừa Nhỏ
Cát no nước
Cát ẩm 4.5
3.5 5.0
4.0 6.0
5.0
Bảng 9: Hệ số  cho sét
Tên đất Hệ số  cho đất sét khi độ sệt

Á sét, á cát
Sét 4.0
3.0 3.0
2.2 2.5
2.0


Khi có nhiều lớp đất thì  xác định theo công thức:


(6)
trong đó: i - hệ số của lớp thứ i;
hi - chiều dày của lớp thứ i, m.
5.13 Khi rung hạ cọc tròn và cọc- ống, không tựa vào đá và nửa đá, để đảm bảo khả năng mang tải của cọc, P, cần rung hạ đoạn cuối sao cho biên độ dao động thực tế A không vượt quá biên độ tính toán Att theo vế phải của công thức (5). Nếu A > Att chứng tỏ sức kháng của đất chưa đạt yêu cầu, cần phải tiếp tục rung hạ cho tới khi thoả mãn công thức nêu trên thì mới đảm bảo khả năng mang tải của cọc.
Giá trị của nv nếu không có thiết bị đo thì lấy theo thông số trong lý lịch búa rung.
Có thể dùng các loại máy trắc đạc để đo biên độ dao động, hoặc dùng các thiết bị tự ghi. Trong trường hợp không có thiết bị đo thì có thể dùng cách vẽ đường ngang thật nhanh lên giấy kẻ ô đã dán sẵn vào thân cọc, sẽ thu được đường cong dao động. Nối các đỉnh trên và đỉnh dưới thành đường gấp khúc, đo chiều cao lớn nhất với độ chính xác tới 0.1 cm ta thu được độ lắc của dao động chính bằng 2 lần biên độ dao động cần tìm.
5.14 Trị số của các hệ số  trong các bảng 7 và 8 nên chuẩn xác lại theo kết quả nén tĩnh cọc thử. Sau khi rung hạ cọc và nén tĩnh cho ta khả năng chịu tải của cọc P thì hệ số  cho điều kiện đất nền thực tế được tính theo công thức:

(7)

Các thông số của quá trình rung lấy như phần trên.
5.15 Chỉ cho phép dùng xói nước để hạ cọc ở những nơi cách xa nhà và công trình hiện có trên 20 m.Để giảm áp suất, lưu lượng nước và công suất máy bơm, cần phải kết hợp xói nước với đóng hoặc ép cọc bằng đầu búa. Khi cần xói nước trong cát và á cát ở độ sâu hơn 20m phải kèm theo bơm khí nén khoảng 2  3 m3 / phút vào vùng xói nước.
Đối với cọc và cọc ống có đường kính nhỏ hơn 1m thì cho phép dùng một ống xói đặt giữa tiết diện. Đối với các cọc ống đường kính lớn hơn 1m thì nên đặt các ống xói theo chu vi cọc ống cách nhau 1 1.5 m.
Khi hạ cọc đến mét cuối cùng thì ngưng việc xói nước, tiếp tục đóng hoặc rung hạ cọc cho đến khi đạt độ chối thiết kế để đảm bảo khả năng chịu tải của cọc.
Nên áp dụng biện pháp xói nước khi hạ cọc trong đất cát.
5.16 Các ống xói nước phải có đầu phun hình nón. Để đạt được hiệu quả xói lớn nhất thì đường kính đầu phun nên chiếm khoảng 0.4  0.45 đưòng kính trong của ống xói. Khi cần tăng tốc độ hạ cọc thì ngoài đầu phun chính tâm còn làm thêm các lỗ phun nghiêng 300 đến 400 so với phương đứng ở xung quanh ống xói. Đường kính các lỗ này từ 6 mm đến 10 mm. áp lực nước cần thiết, lưu lượng nước tuỳ theo đường kính, chiều sâu cọc và loại đất có thể tham khảo trong bảng 10.
Bảng 10-áp lực nước để xã

Lo¹i ®Êt
ChiÒu s©u
(m) Cét ¸p t¹i
vßi phun
(T/m2) §­êng kÝnh trong(mm)/ l­u l­îng (lÝt/phót) cho c¸c ®­êng kÝnh,cm
30- 50 50- 70
Bïn,¸ c¸t ch¶y


C¸t mÞn, bôi, ch¶y, bïn dÎo ch¶y, dÎo mÒm

SÐt vµ ¸ sÐt

C¸t h¹t trung, th«
vµ lÉn sái

¸ c¸t dÎo

¸ sÐt vµ sÐt dÎo cøng

5 - 15


15 - 25


25 - 35

5 - 15


15 - 25


25- 35
4 - 8


8 - 10


10 - 15

6 - 10


10 - 15


8 - 20



















Chú thích: Khi đóng bù các cọc dài, để tận dụng công suất búa thì sau khi ngưng xói nước chính tâm, nên xói tiếp thêm phía ngoài phần trên của cọc. Có thể dùng hai ống xói đường kính trong từ 50mm đến 68mm.

6. Hạ cọc bằng phương pháp ép tĩnh
6.1 Lựa chọn thiết bị ép cọc cần thoả mãn các yêu cầu sau:
- công suất của thiết bị không nhỏ hơn 1.4 lần lực ép lớn nhất do thiết kế quy định;
- lực ép của thiết bị phải đảm bảo tác dụng đúng dọc trục tâm cọc khi ép từ đỉnh cọc và tác dụng đều lên các mặt bên cọc khi ép ôm, không gây ra lực ngang lên cọc;
- thiết bị phải có chứng chỉ kiểm định thời hiệu về đồng hồ đo áp và các van dầu cùng bảng hiệu chỉnh kích do cơ quan có thẩm quyền cấp;
- thiết bị ép cọc phải đảm bảo điều kiện vận hành và an toàn lao động khi thi công.
6.2 Lựa chọn hệ phản lực cho công tác ép cọc phụ thuộc vào đặc điểm hiện trường, đặc điểm công trình, đặc điểm địa chất công trình, năng lực của thiết bị ép. Có thể tạo ra hệ phản lực bằng neo xuắn chặt trong lòng đất, hoặc dàn chất tải bằng vật nặng trên mặt đất khi tiến hành ép trước, hoặc đặt sẵn các neo trong móng công trình để dùng trọng lượng công trình làm hệ phản lực trong phương pháp ép sau. Trong mọi trường hợp tổng trọng lượng hệ phản lực không nên nhỏ hơn 1.1 lần lực ép lớn nhất do thiết kế quy định.
6.3 Thời điểm bắt đầu ép cọc khi phải dùng trọng lượng công trình làm phản lực (ép sau) phải được thiết kế quy định phụ thuộc vào kết cấu công trình, tổng tải trọng làm hệ phản lực hiện có và biên bản nghiệm thu phần đài cọc có lỗ chờ cọc và hệ neo chôn sẵn theo các quy định về nghiệm thu kết cấu BTCT hiện hành.
6.4 Kiểm tra định vị và thăng bằng của thiết bị ép cọc gồm các khâu:
- trục của thiết bị tạo lực phải trùng với tim cọc;
- mặt phẳng “ công tác” của sàn máy ép phải nằm ngang phẳng ( có thể kiểm ta bằng thuỷ chuẩn ni vô);
- phương nén của thiết bị tạo lực phải là phương thẳng đứng, vuông góc với sàn “ công tác”;
- chạy thử máy để kiểm tra ổn định của toàn hệ thống bằng cách gia tải khoảng
10  15% tải trọng thiết kế của cọc.
6.5 Đoạn mũi cọc cần được lắp dựng cẩn thận, kiểm tra theo hai phương vuông góc sao cho độ lệch tâm không quá 10 mm. Lực tác dụng lên cọc cần tăng từ từ sao cho tốc độ xuyên không quá 1cm/s. Khi phát hiện cọc bị nghiêng phải dừng ép để căn chỉnh lại.
6.6 ép các đoạn cọc tiếp theo gồm các bước sau:
a) kiểm tra bề mặt hai đầu đoạn cọc, sửa chữa cho thật phẳng; kiểm tra chi tiết mối nối; lắp dựng đoạn cọc vào vị trí ép sao cho trục tâm đoạn cọc trùng với trục đoạn mũi cọc, độ nghiêng so với phương thẳng đứng không quá 1%;
b) gia tải lên cọc khoảng 10  15% tải trọng thiết kế suốt trong thời gian hàn nối để tạo tiếp xúc giữa hai bề mặt bê tông; tiến hành hàn nối theo quy định trong thiết kế.
c) tăng dần lực ép để các đoạn cọc xuyên vào đất với vận tốc không quá 2cm/s;
d) không nên dừng mũi cọc trong đất sét dẻo cứng quá lâu( do hàn nối hoặc do thời gian đã cuối ca ép...).
6.7 Khi lực nén bị tăng đột ngột, có thể gặp một trong các hiện tượng sau:
- mũi cọc xuyên vào lớp đất cứng hơn;
- mũi cọc gặp dị vật;
- cọc bị xiên, mũi cọc tì vào gờ nối của cọc bên cạnh.
Trong các truờng hợp đó cần phải tìm biện pháp xử lý thích hợp, có thể là một trong các cách sau:
- cọc nghiêng quá quy định, cọc bị vỡ phải nhổ lên ép lại hoặc ép bổ sung cọc mới (do thiết kế chỉ định)
- khi gặp dị vật, vỉa cát chặt hoặc sét cứng có thể dùng cách khoan dẫn hoặc xói nước như đóng cọc;
6.8 Cọc được công nhận là ép xong khi thoả mãn đồng thời hai điều kiện sau đây:
a) chiều dài cọc đã ép vào đất nền trong khoảng Lmin  Lc  Lmax,
trong đó: Lmin , Lmax là chiều dài ngắn nhất và dài nhất của cọc được thiết kế dự báo theo tình hình biến động của nền đất trong khu vực, m;
Lc là chiều dài cọc đã hạ vào trong đất so với cốt thiết kế;
e) lực ép trước khi dừng trong khoảng (Pep) min  (Pep)KT  (Pep)max
trong đó : (Pep) min là lực ép nhỏ nhất do thiết kế quy định;
(Pep)max là lực ép lớn nhất do thiết kế quy định;
(Pep)KT là lực ép tại thời điểm kết thúc ép cọc, trị số này được duy trì với vận tốc xuyên không quá 1cm/s trên chiều sâu không ít hơn ba lần đường kính ( hoặc cạnh) cọc.
Trong trường hợp không đạt hai điều kiện trên, Nhà thầu phải báo cho Thiết kế để có biện pháp xử lý.
6.9 Việc ghi chép lực ép theo nhật ký ép cọc nên tiến hành cho từng m chiều dài cọc cho tới khi đạt tới (Pep) min, bắt đầu từ độ sâu này nên ghi cho từng 20 cm cho tới khi kết thúc, hoặc theo yêu cầu cụ thể của Tư vấn, Thiết kế.
6.10 Đối với cọc ép sau, công tác nghiệm thu đài cọc và khoá đầu cọc tiến hành theo tiêu chuẩn thi công và nghiệm thu công tác bê tông và bê tông cốt thép hiện hành.
8. Giám sát và nghiệm thu
8.1 Nhà thầu phải có kỹ thuật viên thường xuyên theo dõi công tác hạ cọc, ghi chép nhật ký hạ cọc. Tư vấn giám sát hoặc đại diện Chủ đầu tư nên cùng Nhà thầu nghiệm thu theo các quy định về dừng hạ cọc nêu ở phần trên cho từng cọc tại hiện trường, lập biên bản nghiệm thu theo mẫu in sẵn ( xem phụ lục). Trong trường hợp có các sự cố hoặc cọc bị hư hỏng Nhà thầu phải báo cho Thiết kế để có biện pháp xử lý thích hợp; các sự cố cần được giải quyết ngay khi đang đóng đại trà, khi nghiệm thu chỉ căn cứ vào các hồ sơ hợp lệ, không có vấn đề còn tranh chấp.
8.2 Khi đóng cọc đến độ sâu thiết kế mà chưa đạt độ chối quy định thì Nhà thầu phải kiểm tra lại quy trình đóng cọc của mình, có thể cọc đã bị xiên hoặc bị gãy, cần tiến hành đóng bù sau khi cọc được “nghỉ” và các thí nghiệm kiểm tra độ nguyên vẹn của cọc ( thí nghiệm PIT) và thí nghiệm phân tích sóng ứng suất (PDA) để xác định nguyên nhân, báo Thiết kế có biện pháp xử lý.
8.3 Khi đóng cọc đạt độ chối quy định mà cọc chưa đạt độ sâu thiết kế thì có thể cọc đã gặp chướng ngại, điều kiện địa chất công trình thay đổi, đất nền bị đẩy trồi..., Nhà thầu cần xác định rõ nguyên nhân để có biện pháp khắc phục.
8.4 Nghiệm thu công tác thi công cọc tiến hành dựa trên cơ sở các hồ sơ sau:
a) hồ sơ thiết kế dược duyệt;
b) biên bản nghiệm thu trắc đạc định vị trục móng cọc;
c) chứng chỉ xuất xưởng của cọc theo các điều khoản nêu trong phần 3 về cọc thương phẩm;
d) nhật ký hạ cọc và biên bản nghiệm thu từng cọc;
e) hồ sơ hoàn công cọc có thuyết minh sai lệch theo mặt bằng và chiều sâu cùng các cọc bổ sung và các thay đổi thiết kế đã được chấp thuận;
f) các kết quả thí nghiệm động cọc đóng( đo độ chối và thí nghiệm PDA nếu có);
g) các kết quả thí nghiệm kiểm tra độ toàn khối của cây cọc- thí nghiệm biến dạng nhỏ PIT theo quy định của Thiết kế;
h) các kết quả thí nghiệm nén tĩnh cọc.
8.5 Độ lệch so với vị trí thiết kế của trục cọc trên mặt bằng không được vượt quá trị số nêu trong bảng 11 hoặc ghi trong thiết kế.
8.6 Nhà thầu cần tổ chức quan trắc trong khi thi công hạ cọc( đối với bản thân cọc, độ trồi của các cọc lân cận và mặt đất, các công trình xung quanh...).
8.7 Nghiệm thu công tác đóng và ép cọc tiến hành theo TCVN 4091 : 1985. Hồ sơ nghiệm thu được lưu giữ trong suốt tuổi thọ thiết kế của công trình.
8. An toàn lao động
8.1 Khi thi công cọc phải thực hiện mọi quy định về an toàn lao động và đảm bảo vệ sinh môi trường theo đúng các quy định hiện hành.
8.2 Trong ép cọc, đoạn cọc mồi bằng thép phải có đầu chụp. Phải có biện pháp an toàn khi dùng hai đoạn cọc mồi nối tiếp nhau để ép.

Bảng 11- Độ lệch trên mặt bằng

Loại cọc và cách bố trí chúng Độ lệch trục cọc cho phép trên mặt bằng
1. Cọc có cạnh hoặc đường kính đến 0.5m
a) khi bố trí cọc một hàng
b) khi bố trí hình băng hoặc nhóm 2 và 3 hàng
- cọc biên
- cọc giữa
c) khi bố trí qúa 3 hàng trên hình băng hoặc bãi cọc
- cọc biên
-cọc giữa
d) cọc đơn
e) cọc chống
2. Các cọc tròn rỗng đường kính từ 0.5 đến 0.8m
a) cọc biên
b) cọc giữa
c) cọc đơn dưới cột
3. Cọc hạ qua ống khoan dẫn( khi xây dựng cầu)


0.2d

0.2d
0.3d

0.2d
0.4d
5 cm
3 cm

10 cm
15 cm
8 cm
Độ lệch trục tại mức trên cùng của ống dẫn đã được lắp chắc chắn không vượt quá 0.025 D ở bến nước( ở đây D- độ sâu của nước tại nơi lắp ống dẫn) và25 mm ở vũng không nước

Chú thích: Số cọc bị lệch không nên vượt quá 25% tổng số cọc khi bố trí theo dải, còn khi bố trí cụm dưới cột không nên quá 5%. Khả năng dùng cọc có độ lệch lớn hơn các trị số trong bảng sẽ do Thiết kế quy định.

Phụ lục A
(tham khảo)

A1. Nhật ký đóng cọc
Tên Nhà thầu:.................................................................
Công trình: ....................................................................
Nhật ký đóng cọc
( Từ N0.....................đến N0.................)
Bắt đầu.....................Kết thúc......................
1. Hệ thống máy đóng cọc
2. Loại búa
3. Trọng lượng phần đập của búa
4. áp suất ( khí, hơi), atm .
5. Loại và trọng lượng của mũ cọc, kg
Cọc số ( theo mặt bằng bãi cọc)
1. Ngày tháng đóng
2. Nhãn hiệu cọc (theo tổ hợp các đoạn cọc)
3. Cao độ tuyệt đối của mặt đất cạnh cọc
4. Cao độ tuyệt đối của mũi cọc
5. Độ chối thiết kế, cm
N0 lÇn ®o §é cao r¬i bóa, cm Sè nh¸t ®Ëp trong lÇn ®o §é s©u h¹ cäc trong lÇn ®o §é chèi cña 1 nh¸t ®Ëp, cm Ghi chó
1 2 3 4 5 6











Kỹ thuật thi công Tư vấn giám sát Đại diện Chủ đầu tư
Ký tên Ký tên Ký tên

A2. Tổng hợp đóng cọc

Tên Nhà thầu:.................................................................
Công trình: ....................................................................
Báo cáo tổng hợp đóng cọc
( Từ N0.....................đến N0.................)
Bắt đầu.....................Kết thúc......................

TT Tên cọc Loại cọc Ngày/ca Độ sâu, m Loại búa Tổng số nhát đập Độ chối, cm Ghi chú
Thiết kế Thực tế Khi đóng Khi kiểm tra
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11




























Kỹ thuật thi công Tư vấn giám sát Đại diện Chủ đầu tư
Ký tên Ký tên Ký tên


A3. Nhật ký rung hạ cọc ống

Tên Nhà thầu:.................................................................
Công trình: ....................................................................
Nhật ký rung hạ cọc ống
( Từ N0.....................đến N0.................)
Bắt đầu.....................Kết thúc......................
1. Loại búa rung
2. Loại và trọng lượng của mũ cọc, kg
Cọc số ( theo mặt bằng bãi cọc
1. Ngày tháng
2. Đường kính ngoài............................................... Chiều dày thành
3. Số lượng và chiều dài các đoạn cọc
4. Loại mối nối của các đoạn cọc.
5. Cao độ tuyệt đối của mặt đất cạnh cọc.
6. Cao độ tuyệt đối của mũi cọc .
7. Cao độ của nút đất trong lòng cọc
8. Tốc độ lún trong lần đo sau cùng




N0 lần đo

Thời gian đo, phút

Độ lún trong lần đo, cm

Thời gian nghỉ, phút Số liệu về vận hành búa rung Cao độ của đất trong lòng cọc


Ghi chú
Lực kích động, tấn Cường độ dòng điện,
A Điện thế dòng điện, V Biên độ dao động, mm
Trước khi đào bỏ
Sau khi đào bỏ
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11












Kỹ thuật thi công Tư vấn giám sát Đại diện Chủ đầu tư
Ký tên Ký tên Ký tên

A.4. Tổng hợp rung hạ cọc
Tên Nhà thầu:.................................................................
Công trình: ....................................................................
Báo cáo tổng hợp rung hạ cọc
( Từ N0.....................đến N0.................)
Bắt đầu.....................Kết thúc......................



TT

Tên cọc

Loại cọc

Ngàyca Độ sâu, m


Loại búa rung Các số liệu về lần đo sau cùng

Ghi chú

Thiết kế
Thực tế Lực kích động, tấn Công suất yêu cầu, KW Tốc độ hạ, m/ph Cao độ lõi đất, m
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

























Kỹ thuật thi công Tư vấn giám sát Đại diện Chủ đầu tư
Ký tên Ký tên Ký tên









A.5. Nhật ký ép cọc

Tên Nhà thầu:.................................................................
Công trình: ....................................................................
Nhật ký ép cọc
( Từ N0.....................đến N0.................)
Bắt đầu.....................Kết thúc......................
1. Loại máy ép cọc
2. áp lực tối đa của bơm dầu, kg/cm2
3. Lưu lượng bơm dầu, l/ phút
4. Diện tích hữu hiệu của pittông, cm2
5. Số giấy kiểm định
Cọc số ( theo mặt bằng bãi cọc)
1. Ngày tháng ép
2. Số lượng và chiều dài các đoạn cọc
3. Cao độ tuyệt đối của mặt đất cạnh cọc.
4. Cao độ tuyệt đối của mũi cọc
5. Lực ép quy định trong thiết kế ( min, max), tÊn

Ngày, giờ ép Độ sâu ép Giá trị lực ép Ghi chú
ký hiệu đoạn độ sâu, m áp lực, kg/cm2 lực ép,
tấn
1 2 3 4 5 6

















Kỹ thuật thi công Tư vấn giám sát Đại diện Chủ đầu tư
Ký tên Ký tên Ký tên

A.6. Tổng hợp ép cọc

Tên Nhà thầu:.................................................................
Công trình: ....................................................................
Báo cáo tổng hợp ép cọc
( Từ N0.....................đến N0.................)
Bắt đầu.....................Kết thúc......................

TT Tªn cäc Ngµy/ca Lo¹i cäc Ký hiÖu ®o¹n cäc Lùc Ðp khi dõng, tÊn §é s©u, m Lo¹i m¸y Ðp Ghi chó
ThiÕt kÕ Thùc tÕ
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

























Kỹ thuật thi công Tư vấn giám sát Đại diện Chủ đầu tư
Ký tên Ký tên Ký tên

Phụ lục B
(tham khảo)

Hư hỏng cọc bê tông cốt thép khi đóng
Khi đóng cọc bê tông cốt thép có thể xảy ra các hư hỏng sau đây có liên quan tới công nghệ đóng:
- rạn nứt và sứt mẻ đầu cọc;
- có khe nứt dọc ở bất kỳ đoạn nào trên thân cọc, nhưng thường có nhiều ở đoạn đầu cọc;
- khe nứt ngang thường ở vùng đầu hoặc giữa 1/ 3 thân cọc;
- khe nứt ngang, chuyển thành khe nứt xiên 450 ở phần cọc trên mặt đất.
Nguyên nhân hư hỏng dạng thứ nhất thường do tập trung ứng suất cục bộ do nhát đập của búa không chính tâm, hoặc do các tấm giảm xung ở mũ cọc không đạt yêu cầu gây ra. Cho nên khi thi công đóng cọc cần thường xuyên kiểm tra độ đồng trục của cọc, mũ cọc và búa, trạng thái các tấm đệm giảm xung trên và dưới của mũ cọc đặc biệt là độ vuông góc của mặt phẳng tấm đệm trên và mặt phẳng đầu cọc so với trục cọc; độ đồng nhất của vật liệu tấm đệm dưới cũng như độ khe hở của hệ động với cần búa.
Sự xuất hiện các vết nứt dọc thân cọc có quan hệ với sự gia tăng chung của ứng suất vượt quá sức bền chịu nén động của bê tông cọc dưới tác dụng của tải trọng lặp. Hư hỏng này khả dĩ nhất là do chiều cao rơi búa lớn hoặc tấm đệm giảm xung quá cứng. Nguyên nhân khác có thể là mũi cọc gặp đất quá cứng hoặc chướng ngại rắn. Khi đó sẽ tạo ra sóng nén phản hồi cộng vào với sóng nén trực diện làm tăng ứng suất nén trong thân cọc. Ngăn ngừa hư hỏng này bằng cách giảm chiều cao rơi búa và thay các tấm đệm có độ đàn hồi lớn hơn. Thường hay dùng cách thay vật liệu tấm đệm vì cách này ít ảnh hưởng tới độ chối của nhát búa. ứng suất nén lớn nhất trong cọc khi đóng có thể xác định theo phương pháp trình bày trong phụ lục 8.
Khi độ chối của cọc bị giảm nhiều (nhỏ hơn 0.2 cm) do dùng các biện pháp trên, mà cần phải hạ cọc tới độ sâu thiết kế, nên chuyển đổi dùng búa nặng hơn hoặc tìm cách giảm sức kháng của đất ( khoan dẫn, xói nước v.v).
Một trong những nguyên nhân gây nứt ngang là do thân cọc bị uốn khi mũi cọc bị lệch khỏi hướng xuất phát vì gặp chướng ngại hoặc cần búa bị lệch, bị lắc. Nếu cần búa bị lệch thì nguyên nhân chính là máy chủ đứng trên nền lún không đều. Hiện diện của mô men uốn, quan hệ với độ lệch của cọc hoặc búa đóng so với vị trí ban đầu dễ dàng nhận ra do cọc bị xô về một phía sau khi nâng búa và mũ cọc ra ngoài. Cho nên khi đóng cọc cần phải theo dõi độ thẳng đứng của cọc theo hai phương vuông góc nhau bằng máy trắc đạc.
Nguyên nhân khác gây vết nứt ngang là các sóng kéo, có thể hình thành trong cọc khi bắt đầu đóng, cũng như khi mũi cọc xuyên trong đất yếu hoặc khi dùng xói nước, khoan dẫn.
Sức kháng của đất bị yếu biểu hiện qua độ chối có trị số lớn, vì thế khi không cho phép xuất hiện vết nứt ngang cần phải khống chế độ chối lớn nhất trong thời gian đóng cọc BTCT theo độ dài như sau:

đến 10 m - 5  6 cm
10  15 m - 4  5 cm
15  20 m - 3  4 cm
trên 20 m - 2  3 cm
Khi độ chối lớn hơn các trị sốnêu trên cần giảm chiều cao rơi búa hoặc dùng vật liệu đệm ít cứng hơn.
ứng suất kéo lớn nhất trong cọc khi đóng có thể xác định theo phương pháp trình bày trong phụ lục C.
Vết nứt xiên ( thường với góc gần 450) thường xuất hiện do các nội lực xoắn gây ra khi mũ cọc hoặc cọc bị xoay, hoặc do tác dụng đồng thời của lực kéo và xoắn. Dấu hiệu của tác dụng mô men xoắn là độ xoay của đầu cọc so với vị trí ban đầu khị nâng búa và mũ cọc ra và có vết tì một góc của cọc vào tấm đệm gỗ dưới. Khi đó cần phải xoay cần búa, hoặc dùng mũ cọc có cấu tạo không cản trở cọc xoay quanh trục, hoặc chuyển sang cọc tròn.
Phụ lục C
(tham khảo)

Xác định ứng suất động trong cọc BTCT khi đóng
1. Theo quy phạm Liên xô
Lời giải trình bày dưới đây dựa trên lý thuyết sóng nhát đập được Kanshin- Plutalov- Smidth giản lược. Thực chất của phương pháp này như sau. Cọc được chia thành nhiều phần tử cứng, nối với nhau bằng các liên kết kể đến đặc trưng biến dạng của vật liệu cọc. Đầu búa, sabô, mũ cọc được xem như các phần tử trong hệ. Đệm gỗ giảm xung mang tính đàn- nhớt, đất nền xung quanh cọc và dưới mũi cọc có tính đàn- nhớt dẻo. Đối với mỗi phần tử của hệ quy ước người ta thành lập hệ phương trình mô tả trạng thái của phần tử trong khoảng thời gian rất ngắn t, đủ để xem tác động của các phần tử kề bên và môi trường đất bên ngoài lên phần tử đang xét và tốc độ dịch chuyển của nó là cố định. Bằng cách giải lặp tuần tự các phương trình cho từng phần tử có thể xác định nội lực ở biên và suy ra các ứng suất tại thời điểm bất kỳ trong chu trình nhát đập. Hiện nay đã có nhiều công trình nghiên cứu về lý thuyết truyền sóng được công bố trong các hội nghị quốc tế. Tuy nhiên cách tính ứng suất động bằng cách tra bảng của các tác giả Liên Xô vẫn có thể áp dụng cho công tác đóng cọc.
Trị số ứng suất động nén, kéo lớn nhất trong thân cọc BTCT, bố trí cốt thép dọc đến 0.05, do búa ống đi- ê-zen và búa hơi đơn động gây ra có thể tính theo công thức:
n,k = K K1 K2 K3 K4, (C1)
trong đó: n,k - ứng suất nén, kéo trong thân cọc, kG / cm2;
K - hệ số tin cậy lấy bằng 1.1 cho ứng suất nén và 1.3 cho ứng suất kéo;
K1 - hệ số, phụ thuộc vào tỷ số trọng lượng phần đập của búa trên diện tích tiết diện ( netto) cọc, kG / cm2;
K2 - hệ số, phụ thuộc vào chiều cao rơi tính toán phần đập của búa, H;
K3 - hệ số, phụ thuộc vào độ cứng của vật liệu tấm đệm dưới của mũ cọc;
K4 - hệ số, phụ thuộc vào chiều dài L của cọc, và cường độ tiêu chuẩn, Rn, của đất nền dưới mũi cọc, tính theo các chỉ tiêu cường độ của đất nền, theo bảng A1 của “ Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc”;
Trị số của các hệ số K1, K2, K3, K4 cho búa đi-ê-zen kiểu ống cho trong các bảng
C1  C4, cho búa hơi đơn động trong các bảng C5  C8 dưới dạng phân số, tử số dùng tính ứng suất nén, mẫu số dùng tính ứng suất kéo.
B¶ng C1- HÖ sè K1

Q/F, kG/ cm2 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8

K1,kG/ cm2 131

73 148

65 161

58 170

51 178

45 186

39


B¶ng C1- HÖ sè K1(tiÕp theo)

Q/F, kG/ cm2 2 2.2 2.4 2.6 2.8 3

K1,kG/ cm2 193

33 199

28 205

23 210

19 215

16 220

13


B¶ng C2- HÖ sè K2

• ChiÒu cao r¬i H, cm

150
175
200
225
250
275
300

K2 0.58

0.35 0.76

0.45 0.84

0.55 0.92

0.75 1.00

1.00 1.08

1.25 1.16

1.55


B¶ng C3- HÖ sè K3

§é cøng ®Öm Kp, kg/ cm2
50
100
150
200
300
400
500

K3 0.58

0.20 0.78

0.40 0.87

0.60 0.94

0.80 1.05

1.16 1.14

1.36 1.22

1.50


B¶ng C3- HÖ sè K3 (tiÕp theo)

§é cøng ®Öm Kp, kg/ cm2
600
700
800
900
1000
1100
1200

K3 1.29

1.60 1.35

1.67 1.41

1.72 1.47

1.76 1.52

1.80 1.57

1.83 1.62

1.85


Îang C4-HÖ sè K4

ChiÒu dµi cäc,
L, m HÖ sè K4 øng víi c­êng ®é tiªu chuÈn cña ®Êt nÒn d­íi mòi cäc Rn, T/m2

1100 800 600 400 250 150 100 50

25


20


16


12


8

1.03

0.44
1.02

0.40
1.01

0.35
0.99

0.30
0.98

0.20 1.03

0.66
1.01

0.60
1.00

0.53
0.99

0.44
0.97

0.30 1.02

0.88
1.01

0.80
1.00

0.70
0.98

0.59
0.96

0.40 1.02

1.10
1.00

1.00
0.99

0.88
0.97

0.74
0.95

0.50 1.01

1.37
1.00

1.25
0.98

1.10
0.96

0.93
0.93

0.63 1.01

1.65
0.99

1.50
0.97

1.32
0.94

1.11
0.92

0.75 1.00

1.93
0.98

1.75
0.96

1.54
0.92

1.29
0.88

0.88 1.00

2.58
0.98

2.25
0.95

2.00
0.91

1.70
0.86

1.30


B¶ng C5- HÖ sè K1


Q/F, kG/ cm2 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0

K1, kG/ cm2 140

82 155

64 165

48 177

36 185

28 196

22 203

18 209

15


B¶ng C6- HÖ sè K2


• ChiÒu cao r¬i H, cm

20
40
60
80
100
120

K2 0.55

0.47 0.71

0.67 0.87

0.84 1.00

1.00 1.12

1.14 1.23

1.27


B¶ng C7- HÖ sè K3

§é cøng ®Öm Kp, kg/ cm2
50
100
150
200
300
400
500

K3 0.50

0.47 0.78

0.40 0.87

0.60 0.94

0.80 1.05

1.21 1.14

1.48 1.20

1.65


Báng C7- HÖ sè K3 (tiÕp theo)

§é cøng ®Öm Kp, kg/ cm2
600
700
800
900
1000
1100
1200

K3 1.32

1.76 1.40

1.84 1.48

1.90 1.56

1.95 1.64

2.00 1.72

2.04 1.79

2.08

Báng C8- HÖ sè K4

ChiÒu dai cäc,
L, m HÖ sè K4 øng víi c­êng ®é tiªu chuÈn cña ®Êt nÒn d­íi mòi cäc Rn, T/m2

1100 800 600 400 250 150 100 50

25


20


16


12


8

1.04

0.52
1.03

0.47
1.02

0.40
1.00

0.30
0.96

0.16 1.03

0.78
1.02

0.70
1.02

0.60
0.99

0.44
0.95

0.24 1.03

1.04
1.02

0.94
1.01

0.80
0.98

0.59
0.94

0.32 1.02

1.30
1.01

1.17
1.00

1.00
0.97

0.74
0.93

0.40 1.02

1.56
1.01

1.41
1.00

1.20
0.97

0.89
0.93

0.48 1.01

1.82
1.01

1.64
1.00

1.40
0.97

1.03
0.93

0.56 1.01

2.03
1.00

1.87
0.99

1.60
0.96

1.18
0.92

0.64 1.01

2.40
1.00

2.20
0.99

1.90
0.96

1.50
0.92

0.90

Chú thích: 1. Để xác định ứng suất nén lớn nhất khi đóng bằng búa đi-ê-zen cần theo công thức (1) riêng hệ số K lấy bằng 1, còn các hệ số khác như trong bảng C1  C4;
2. Các giá trị trung gian của các hệ số trong bảng C1C8 lấy theo chia khoảng;
3. Tổn thất năng lượng trong kết cấu búa lấy bằng 15% cho búa ống và 10% cho búa hơi đơn động. Với các tổn thất trong phạm vi nêu trên thì trị số chiều cao rơi búa tính toán, H, trong bảng C2 và C6 trùng với chiều cao rơi thực tế. Khi tổn thất khác các giá trị nêu trên thì chiều cao rơi búa tính toán và thực tế có quan hệ sau:
(C2)
H và H1 - chiều cao rơi búa tính toán và thực tế;
m’- hệ số tổn thất năng lượng thực tế, trong búa đi-ê-zen ống lấy bằng
0.8  0.9, trong búa hơi lấy bằng 0.7  0.9
m- hệ số tổn thất năng lượng tính toán, trong búa đi-ê-zen ống lấy bằng 0.85, trong búa hơi lấy bằng 0.9.
4. Độ cứng của tấm đệm Kp tính theo công thức:
(C3)
Ett - mô đun đàn hồi tính toán của vật liệu tấm đệm, kG/cm2, lấy theo bảng C9 phụ thuộc vào ứng suất nén cho trước lớn nhất  trong cọc. Nếu khi tính theo công thức (1) được ứng suất n chênh với  quá 10% thì phải tra bảng tính lại;
Kn - hệ số nén chặt của vật liệu tấm đệm, lấy theo bảng C9;
lb - chiều dày ban đầu của tấm đệm trước khi nén, cm.
Độ cứng của tấm đệm nhiều lớp xác định theo công thức:
(C4)

Bảng C9- Mô đun đàn hồi của tấm đệm mũ cọc


TT
Vật liệu tấm đệm
Hệ số nén
Kpn Mô đun Ett, kG/cm2 ứng với ứng suất ,
kG/ cm2 cho trước là:
50 100 150 200 250
1
2

3
4 Gỗ thông mọi loại thớ
Gỗ sồi thớ vuông góc với hướng nén
Ván ép
Cao su chịu nhiệt có độ xốp, %:
10
15
20
25 0.40
0.60

0.70


1
1
1
1 900
2600

2800


1100
800
600
500 1700
3400

3800


2300
1800
1500
1300 2500
4100

4100


3200
2600
2300
2000 3200
4600

4600


3700
3200
2900
2700 3600
4800

4800


3900
3500
3200
3000

5. Trong trường hợp cần thiết có thể dùng công htức (1) để giải bài toán ngược.

Thí dụ tính toán. Cọc BTCT tiết diện 40 x 40 cm, dài 16 m đóng bằng búa D35 vào đất sét dẻo cứng(IL = 0.4) đến độ sâu 15m. Vật liệu tấm đệm mũ cọc là ván xẻ thớ ngang hướng đóng. Chiều dày ban đầu trước khi nén là 20 cm. Số nhát búa cho phép trước khi đổi tấm đệm là 1000.
Xác định ứng suất nén lớn nhất ở đầu cọc và ứng suất kéo lớn nhất trong thân cọc lúc khởi đầu đóng với chiều cao rơi búa là 170 cm; tính ứng suất nén lớn nhất ở đầu cọc khi sắp kết thúc với chiều cao rơi 220 cm. Trọng lượng phần đập quả búa 3500 kG. Tổng trọng lượng quả búa 7200 kG, trọng lượng mũ cọc 500kG, tổn thất năng lượng trong búa 15%

1. Tính các thông số cần thiết
a) Q / F = 3500 / 40 / 40 = 2.2 kG / cm2
b) Lúc khởi đầu đóng, sức kháng của đất nền dưới mũi cọc bằng tổng trọng lượng búa, mũ cọc và cọc chia cho diện tích tiết diện cọc:
Rn0 = (7.2 +0.5 +6.4) / 0.16 = 90 T/ m 2
c) Khi kết thúc đóng, sức kháng của đất nền dưới mũi cọc( tra bảng A1 của Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc) là Rn15 = 280 T/ m2.

2. Tính ứng suất nén lớn nhất ở đầu cọc khi mới đóng
a) Theo bảng 1 tính ra K1 = 199.
b) Theo bảng 2, với H = 170 cm, tính ra K2 = 0.71.
c) Giả sử ứng suất nén  = 150 kG/cm2, tính độ cứng của tấm đệm ván xẻ theo công thức (3) : Kp = 2500 / 0.4 / 20 = 312 kG/ cm3
d) Theo bảng 3 tính ra K3 = 1.06.
e) Theo bảng 4 tính ra K4 = 0.96
f) Theo công thức (1) ta có ứng suất nén lớn nhất ở đầu cọc khi mới đóng là:
n = 1.10 x 199 x 0.71 x 1.06 x 0.96 = 158 kG/ cm2.
Trị số này so với trị số tạm tính  = 150 kG/cm2 không chênh nhau đáng kể , nên lấy ứng suất nén là n = 158 kG/cm2 .

3. Tính ứng suất kéo lớn nhất ở đầu cọc khi mới đóng
a) Theo bảng 1 tính ra K1 = 28.
b) Theo bảng 2, với H = 170 cm, tính ra K2 = 0.71.
c) Theo bảng 9, với ứng suất nén  = n = 158 kG/cm2, mô đun đàn hồi tính toán của đệm là 2610 kG/ cm2; tính độ cứng của tấm đệm ván xẻ theo công thức (3) : Kp = 2610 / 0.4 / 20 = 326 kG/ cm3
d) Theo bảng 3 tính ra K3 = 1.21.
e) Theo bảng 4 tính ra K4 = 1.63.
f) Theo công thức (1) ta có ứng suất kéo lớn nhất ở thân cọc khi mới đóng là:
k = 1.3 x 28 x 0.43 x 1.21 x 1.63 = 31 kG/ cm2.

4. Tính ứng suất nén lớn nhất ở đầu cọc khi sắp kết thúc
a) Theo bảng 1 tính ra K1 = 199.
b) Theo bảng 2, với H = 220 cm, tính ra K2 = 0.90.
c) Giả thiết ứng suất nén lớn nhất là 200 kG/ cm2, theo bảng 9 mô đun đàn hồi của gỗ là 3200 kg /cm2; tính độ cứng của tấm đệm ván xẻ theo công thức (3) : Kp = 3200 / 0.4 / 20 = 400 kG/ cm3
d) Theo bảng 3 tính ra K3 = 1.14.
e) Theo bảng 4 vói L = 16 m, Rn15 = 280 T/ m2 tính ra K4 = 1.0.
f) Theo công thức (1) ta có ứng suất nén lớn nhất ở đầu cọc là:
n = 1.1 x 199 x 0.9 x 1.14 x 1.0 = 222 kG/ cm2.
Trị số này so với trị số tạm tính  = 200 kG/cm2 chênh nhau đáng kể , nên tính lại với là n = 222 kG/cm2, mô đun đàn hồi sẽ là 3640 kG/ cm2 và độ cứng của tấm đệm sẽ là: Kp = 3640 / 0.4 / 20 = 455 kG/ cm3 .
g) Theo bảng 3 tính ra K3 = 1.14.
h) Theo công thức (1) ta có ứng suất nén lớn nhất ở đầu cọc là:
n = 1.1 x 199 x 0.9 x 1.18 x 1.0 = 232 kG/ cm2.

C.2. Theo Broms B.B.
ứng suất nén lớn nhất có thể xác định theo công thức:

ở đây: n = ứng suất nén lớn nhất trong cọc (kG/cm2);
H = độ cao rơi búa, cm;
 = 0.6 đối với búa rơi tự do;
 = 2 đối với búa điêzen;
e = hệ số hiệu suất búa- cọc, e = 0.6 cho búa rơi tự do và e = 0.8 cho búa điêzen;
F = diện tích tiết diện, cm2;
Ee = mô đun đàn hồi, kG/cm2;
 = trọng lượng đơn vị, kG/cm3;
các ký hiệu h, c, p ở chân của Ee , , F tương ứng cho búa(hammer), đệm cọc(cushion) và cọc(pile).
ứng suất kéo trong cọc BTCT thường dao động trong khoảng 30  40% n. Nên thiết kế chống nứt do kéo ở ba cấp ứng suất kéo là 50, 55 và 60 kG/cm2.











Phụ lục D
(tham khảo)

Cấu tạo mũ cọc
Mũ cọc có vai trò rất quan trọng trong công tác thi công cọc đóng, vừa đảm bảo cho cọc không bị nứt, vỡ, mà còn giữ cho sabô của búa không bị hư hại. Thông thường các cơ sở sản xuất búa đều cung cấp đồng bộ cả giàn búa cùng loại mũ cọc tương ứng. Tuy nhiên, trong điều kiện nước ta chưa chế tạo được dàn búa, có thể thay thế mũ cọc chế sẵn bằng cách tự gia công bằng hàn. Phụ lục giới thiệu các thành phần cấu tạo chính của mũ cọc để có thể gia công được mũ cọc khi cần thiết.
Khi đóng cọc bằng búa hơi đơn động và búa đi-ê-zen kiểu ống nên dùng mũ cọc dạng chữ H đúc hoặc hàn có khoang trên và khoang dưới. Khi đóng cọc bằng búa đi-ê-zen kiểu cần và búa hơi song động có thể dùng mũ cọc dạng chữ U chỉ có mình khoang dưới( xem hình vẽ).
Mũ cọc phải có lỗ tai hoặc vòng treo để ngoắc vào đầu búa trong tư thế thẳng đứng bằng cáp. Khoang trên thường có dạng hình tròn sâu 100 150 mm cho búa hơi và 200300 mm cho búa đi-ê-zen. Khoang trên chứa giảm chấn để giảm tải trọng động lên búa cũng như lên chính mũ cọc. Đường kính khoang trên thường rộng hơn đường kính sabô của búa khoảng 10  15 mm hoặc không nhỏ hơn kích cỡ ngoài của búa hơi.
Giảm chấn trên thường được làm từ các loại gỗ cứng (sồi, thông, sến, táu, lát...) cắt dọc thớ, đặt vuông góc chuẩn với trục chính. Bề dày của tấm giảm chấn trên phụ thuộc vào trọng
lượng phần đập của búa; với búa đi-ê-zen kiểu ống có trọng lượng phần đập là 1250, 1800, 2500, 3500, 5000 kG thì chiều dày đệm không nhỏ hơn tương ứng là 150, 200, 200, 250, 300 mm; với búa hơi không nhỏ hơn 250  300 mm.
Nghiêm cấm việc dùng tấm giảm chấn trên đã bị giập nát, có thể xảy ra nhát đập trực tiếp của búa vào mũ thép.
Kích cỡ khoang dưới của mũ cọc thường chỉ rộng hơn kích thước tiết diện coc 1 cm. Chiều sâu khoang dưới khoảng 500 - 600 mm. Tấm giảm chấn dưới có thể làm từ các vật liệu khác nhau( xem bảng 9 phụ lục 8). Bề dày của đệm dưới khi đóng cọc bê tông cốt thép phụ thuộc vào vật liệu đệm, tính năng kỹ thuật của búa và cọc, đặc điểm đất nền và xác định nhờ tính toán (xem phụ lục C).


Kích cỡ khoang dưới của mũ cọc thường chỉ rộng hơn kích thước tiết diện coc 1 cm. Chiều sâu khoang dưới khoảng 500 - 600 mm. Tấm giảm chấn dưới có thể làm từ các vật liệu khác nhau( xem bảng 9 phụ lục C). Bề dày của đệm dưới khi đóng cọc bê tông cốt thép phụ thuộc vào vật liệu đệm, tính năng kỹ thuật của búa và cọc, đặc điểm đất nền và xác định nhờ tính toán (xem phụ lục C).
Phụ lục E
(tham khảo)

Biểu ghi độ chối đóng cọc
• LÇn ®o:































Ng­êi ®o: Kü thuËt Nhµ thÇu: T­ vÊn gi¸m s¸t:

VÝ dô: BiÓu ghi ®é chèi cäc ®ãng t¹i Nhµ m¸y xi m¨ng Nghi S¬n