tạp chí ĐỊa kỸ thuẬt phÓ tỔng biÊn tẬp pgs.ts. Đ2À1 7+Ế … chi (dia ky...

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2019 1

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT

ISSN - 0868 - 279X

NĂM THỨ 23

SỐ 4 NĂM 2019

MỤC LỤC

LÊ BÁ VINH, PHẠM CÔNG KHANH: Phân tích

các phương pháp ước lượng độ lún của

nhóm cọc 3

NGUYỄN THỊ QUỲNH NHƢ: Nghiên cứu ảnh hưởng của kết cấu mái hầm đến lún bề

mặt với công trình hầm chui 9

TRƢƠNG NAM SƠN, HUỲNH QUỐC THIỆN,

NGUYỄN MINH TÂM: Ước lượng sức chịu tải

cọc bằng phương pháp phần tử hữu hạn 13

NGUYỄN TUẤN DUY KHÁNH, NGUYỄN

THANH TÂM, TRẦN NGUYỄN HOÀNG

HÙNG: Nghiên cứu hệ số thấm của đất bùn sét tây Nam Bộ trộn xi măng 20

L Á VINH, NGUYỄN NAM KHÁNH: Nghiên cứu tương tác của hệ khung - móng

- đất nền dưới tác d ng của các tr n động

đất th c 31

VŨ Á THAO: Công nghệ khoan ph t nứt nẻ thủy l c chống thấm đ p đất 38

QUÁCH HỒNG CHƢƠNG, TRẦN NGUYỄN

HOÀNG HÙNG, TRÀ NGUYỄN QUỲNH NGA,

NGUYỄN QUỐC Ý, PHẠM THÀNH NAM,

NGUYỄN THIẾT HOÀI, TRẦN LÔ KINL: Nghiên

cứu sạt lở ven sông Bình Di ở An Giang 48

PHUNG VINH AN, VŨ BÁ THAO: Tính toán sức chịu tải của cọc xi măng đất tạo bởi Jet

Grouting: Lý thuyết - mô hình số - thí

nghiệm hiện trường 57

NGUYỄN VĂN TÖC, TRẦN VĂN VIỆT,

NGUYỄN GIA CHÍNH: Giới thiệu sách: Đất nền, nước ngầm và địa kĩ thu t công trình

lãnh thổ Việt Nam 67

PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG

HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP

PGS.TS. PHÙNG MẠNH ĐẮC

PGS.TS. HOÀNG VIỆT HÙNG

PGS.TS. PHẠM QUANG HƯNG

PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ

TS. PHÙNG ĐỨC LONG

GS. NGUYỄN CÔNG MẪN

PGS.TS. NGUYỄN ĐỨC MẠNH

PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC

GS.TS. VŨ CÔNG NGỮ

PGS.TS. VÕ PHÁN

PGS.TS. NGUYỄN HUY PHƯƠNG

GS.TS. TRẦN THỊ THANH

PGS.TS. VƯƠNG VĂN THÀNH

TS. LÊ THIẾT TRUNG

GS.TS. ĐỖ NHƯ TRÁNG

PGS.TS. TRẦN THƯƠNG BÌNH

TS. NGUYỄN TRƯỜNG HUY

PGS.TS. ĐẬU VĂN NGỌ

PGS.TS. TẠ ĐỨC THỊNH

Giấy phép xuất bản số 1358/GPXB - Ngày 8-6-1996, Bộ Văn hóa - Thông tin

Cơ quan xuất bản: Viện Địa Kỹ thuật

(Liên hiệp các Hội KH&KT Việt Nam) 152 Lê Duẩn - Đống Đa - Hà Nội Tel: 024. 22141917.

Email: [email protected]; [email protected] Website: www.vgi-vn.vn

Xuất bản 3 tháng 1 kz Nộp lưu chiểu: tháng Mười hai 2019 In tại Công ty TNHH in và Thương mại Mê Linh

Giá: 20.000 đ


VIETNAM GEOTECHNIAL JOURNAL

ISSN - 0868 - 279X

VOLUME 23

NUMBER 4 - 2019

CONTENTS

LE BA VINH, PHAM CONG KHANH:

Analysis of methods of predicting pile

group’s settlement 3

NGUYEN THI QUYNH NHU: Influence of flat

roof structure of shallow tunnels on the

settlement of the ground 9

TRUONG NAM SON, HUYNH QUOC THIEN,

NGUYEN MINH TAM: Estimating the

capacity of pile by finite element method 13

NGUYEN TUAN DUY KHANH, NGUYEN

THANH TAM, TRAN NGUYEN HOANG HUNG:

Research on the permeability of soilcrete

from Soft Clay in the Mekong delta 20

LE BA VINH, NGUYEN NAM KHANH:

Research on soil - foundation - structure

interaction affected by the real earthquakes 31

VU BA THAO: Hydrofracture grouting

technology against seepage for earth dams 38

QUACH HONG CHUONG, TRAN NGUYEN

HOANG HUNG, TRA NGUYEN QUYNH NGA,

NGUYEN QUOC Y, PHAM THANH NAM,

NGUYEN THIET HOAI, TRAN LO KINL:

Investigation of Sliding along the Binh Di

Riverbank in An Giang Province 48

PHUNG VINH AN, VU BA THAO: Caculating

the Bearing Capacity of Soil Cement

Column Created by Jet Grouting: Theory

Method - Numerical Analyses - Field Load

Tests 57

NGUYEN VAN TUC, TRAN VAN VIET,

NGUYEN GIA CHINH: Soil, Underground

Water and Engineening Geotechnical of

Territorial Vietnam 67

DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF

Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG

EDITORIAL BOARD

Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC

Assoc. Prof.,Dr. HOANG VIET HUNG

Assoc. Prof., Dr. PHAM QUANG HUNG

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN BA KE

Dr. PHUNG DUC LONG

Prof. NGUYEN CONG MAN

Assoc. Prof. Dr. NGUYEN DUC MANH

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN SY NGOC

Prof.,Dr. VU CONG NGU

Assoc. Prof.,Dr. VO PHAN

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN HUY

PHUONG

Prof., Dr. TRAN THI THANH

Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH

Dr. LE THIET TRUNG

Prof., Dr. DO NHU TRANG

Assoc. Dr. TRAN THUONG BINH

Dr. NGUYEN TRUONG HUY

Assoc. Prof.,Dr. DAU VAN NGO

Assoc. Prof.,Dr. TA DUC THINH

Printing licence No 1358/GPXB

dated 8 June 1996 by the Minister of Culture and Information

Published by the Vietnam Geotechnical Institute (Vietnam Union of Science and Technology

Associations) Add: 152 Le Duan, Dong Da, Hanoi

Tel: 024.22141917. Email: [email protected];

[email protected] Website: www.vgi-vn.vn

Copyright deposit: December 2019


PHÂN TÍCH CÁC PHƯƠNG PHÁP ƯỚC LƯỢNG ĐỘ LÚN CỦA NHÓM CỌC

LÊ BÁ VINH*

PHẠM CÔNG KHANH

Analysis of methods of predicting pile group’s settlement

Abstract: In calculating and designing foundation structures, settlement

calculation is an important requirement. Determination of settlement by

equivalent pier method results quickly and relatively in accordance with the

results of finite element method. This method is suitable for groups with pile

spacing S/d 4d.

Settlement determined by Tomlinson method is greater than the settlement

determined by finite element method. This method is suitable for groups of

piles with n 36 with S/d = (5÷6).

1. ĐẶT VẤN ĐỀ*

Độ lún của móng là một yêu cầu được quan

tâm hàng đầu trong tính toán th c hành thiết kế

kết cấu nền móng để đảm bảo công trình ổn

định. Việc xác định một cách chính xác độ lún

của móng là một vấn đề hết sức phức tạp.

Trong th c tế thiết kế, khi xác định độ lún

của móng cọc vẫn phổ biến sử d ng mô hình

khối móng quy ước với nhiều dạng mô hình,

ph thuộc vào góc ma sát trong của đất, phương

pháp này không kể đến ảnh hưởng của số lượng

cọc, tỷ số giữa đường kính và chiều dài cọc,

khoảng cách cọc và s tương tác của các cọc

trong đài.

Để ước lượng độ lún trung bình của nhóm

cọc Poulos và Davis (1980) đã đề xuất phương

pháp “tr tương đương”. Trong phương pháp

này, nhóm cọc được thay thế bằng một tr như

hình 1. Trong hình 1, Lp là chiều dài cọc, Es, Ep

và Eeq là mô đun đàn hồi của đất, cọc và tr

tương đương, deq là đường kính của tr , và Ag là

diện tích mặt bằng của nhóm cọc như một khối.

* Bộ môn Địa cơ - N n m ng hoa Thu t y D ng

Tr ng Đ i c B ch hoa - Đ i c u c ia

Thành Ph ồ Chí Minh

Email: [email protected]

Trong nghiên cứu này, các phân tích mô

phỏng 3D bằng phương pháp phần tử hữu hạn,

tính toán giải tích được th c hiện cho trường

hợp đất nền loại sét, đồng nhất đặc trưng tại khu

v c TP. Hồ Chí Minh. M c đích để so sánh s

phù hợp của các phương pháp giải tích và

phương pháp phần tử hữu hạn ứng với từng loại

nhóm cọc c thể để từ đó đưa ra kiến nghị về

việc l a chọn phương pháp ước lượng độ lún

của nhóm cọc phù hợp và hiệu quả.

Hình 1. Nhóm cọc được thay thế

bằng trụ tương đương

2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN ĐỘ

LÚN NHÓM CỌC

2.1. Phƣơng pháp trụ tƣơng đƣơng

Nhóm cọc được thay thế bằng một tr tương


đương có đường kính quy đổi deq và mô đun đàn

hồi tương đương Eeq, được tính toán như sau:

2eq gd A

( )

tp

eq s p s

g

AE E E E

A

Trong đó: Atp – tổng diện tích mặt cắt ngang

của các cọc trong nhóm. Trường hợp nền đất

không đồng nhất, sử d ng mô đun trung bình

dọc theo chiều dài cọc.

Một nhóm cọc được thay thế bằng một “tr

ngắn”, để ước lượng độ lún của tr có thể áp

d ng các lời giải của Randolph & Wroth (1979),

Poulos & Davis (1980) hoặc sử d ng các

chương trình PTHH để tính toán.

2.2. Phƣơng pháp khối móng quy ƣớc:

Nhóm cọc được thay thế bằng một khối móng

quy ước hoạt động ở một độ sâu đại diện dưới mặt

đất. Có nhiều dạng khác nhau của phương pháp

này, nhưng một trong những đề nghị của

Tomlinson (1994) dường như là một cách tiếp c n

thu n tiện và hữu ích. Như minh họa trong hình 2,

độ sâu đại diện thay đổi từ 2L/3 đến L, giá trị đầu

áp d ng cho nhóm cọc ma sát, còn giá trị cuối áp

d ng cho nhóm cọc chống. Tải trọng truyền theo

góc với độ dốc 1:4 đối với nhóm cọc ma sát và

bằng 0 đối với nhóm cọc chống.

Randolph (1994) đã đánh giá khả năng áp

d ng phương pháp này và nh n thấy rằng

phương pháp khối móng quy ước cho kết quả

phù hợp đối với các nhóm lớn khi chiều rộng

của nhóm lớn hơn chiều dài cọc.

ình 2. Ph ơng ph p h i m ng quy ớc: a). Nh m c c ma s t;

b). Nh m c c xuyên qua đất yếu đi vào đất t t; c). Nh m c c ch ng vào tầng cứng

3. PHÂN TÍCH, TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN

CỦA NHÓM CỌC VỚI CÁC TRƢỜNG

HỢP CỤ THỂ

Nhóm cọc được mô hình trong chương trình

Plaxis 3D bao gồm các nhóm: 2x2, 4x4, 6x6,

8x8, 10x10 có đường kính cọc d=0,3m với s

thay đổi của tỷ lệ khoảng cách giữa các cọc và

đường kính cọc S/d = (2, 3, 4, 6, 8) và tỷ lệ

giữa chiều dài cọc và đường kính cọc H/d =

(20, 40). Tải trọng cọc dùng để phân tích Ptk =

1/2Pu, với Pu là sức chịu tải giới hạn của cọc

đơn được xác định từ phần mềm Plaxis được

tổng hợp ở bảng 3.

Mô hình đất được sử d ng để mô phỏng là

mô hình Harderning soil vì mô hình này có

thông số độ cứng của đất thay đổi theo trạng

thái ứng suất trong nền và phù hợp với ứng xử

của phần lớn các loại đất. L a chọn biên mô

hình 40mx40mx30m, chế độ mesh lưới phần

tử: mịn (fine). Để rút ngắn thời gian phân tích

l a chọn mô hình đối xứng ¼ để tiến hành

phân tích.

Đất nền được chọn là đất loại sét, đồng nhất

mang tính đặc trưng cho khu v c TP. HCM với

các thông số hữu hiệu phù hợp với mô hình

Harderning soil (c’, ’, E’, ’, k, m, …), m c


nước ngầm nằm ngang mặt đất để tiến hành mô

phỏng bằng phương pháp phần tử hữu hạn (phần

mềm Plaxis 3D) được trình bày ở bảng 1. Đài

cọc là tuyệt đối cứng, sử d ng phần tử plate

trong chương trình Plaxis 3D để mô phỏng cho

đài. Cọc sử d ng loại phần tử volume pile, có

tiết diện hình tròn đặc. V t liệu sử d ng cho cọc,

và đài được trình bày ở bảng 2.

ảng 1. Thông số đất của mô hình Harderning soil sử dụng cho phân tích

Trường

hợp

unsat

(kN/m3)

sat

(kN/m3)

pref

(kPa) ' 'ur

E'50

ref

(kPa)

E'ur

(kPa) m

c'

(kPa)

'

(deg)

Sét 19,2 19,5 100 0,25 0,2 5300 15900 1 30,4 18,6

Bảng 2. Thông số vật liệu của hệ cọc và đài

STT Thông số Đơn vị Ký hiệu Cọc Đài

1 Loại mô hình - - Elastic Elastic

2 Loại phần tử - - Volume Pile Plate

3 Hình dạng - - Tròn đặc -

4 Đường kính cọc m d 0,3 -

5 Mô đun đàn hồi kN/m2 E 3,25E+07 3,25E+07

ảng 3. Thông số chiều dài và sức chịu tải cọc đơn, sức chịu tải cực hạn của cọc

STT H/d L (m) Pu (kN) Ptk (kN)

1 20 6 230 115

2 40 12 450 225

n - Số lượng cọc trong nhóm

S - Khoảng cách giữa các cọc

Ptk - Sức chịu tải thiết kế lấy bằng 1/2Pu

P - L c tác d ng lên nhóm cọc

ình 3. Sơ đồ phân tích nhóm c c ình 4. Sơ đồ phân tích trụ t ơng đ ơng


Hình 5. Chuyển vị đứng nhóm c c theo ph ơng

pháp mô phỏng toàn bộ nhóm c c

Hình 6. Chuyển vị đứng nhóm c c theo

ph ơng ph p mô phỏng trụ t ơng đ ơng

Hình 7. Bán kính vùng ảnh h ởng theo ph ơng

pháp mô phỏng toàn bộ nhóm c c

Hình 8. Bán kính vùng ảnh h ởng theo

ph ơng ph p mô phỏng trụ t ơng đ ơng

Hình 9. Vùng ảnh h ởng theo ph ớng đứng

của nhóm c c

Hình 10. Vùng ảnh h ởng theo ph ớng đứng

của trụ t ơng đ ơng

4. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN

Ở các hình từ hình 11 đến hình 15 thể hiện

kết quả tính toán độ lún của nhóm cọc với các

phương pháp: mô phỏng phần tử hữu hạn toàn

bộ nhóm cọc, mô phỏng phần tử hữu hạn tr

tương đương, tính toán giải tích bằng phương

pháp khối móng quy ước. Kết quả tính toán cho

thấy độ lún của nhóm cọc có xu hướng tăng khi

số lượng cọc trong nhóm tăng và giảm khi c ly

giữa các cọc trong nhóm tăng, cả ba phương

pháp tính đều cho kết quả thống nhất về xu

hướng này.

Khi tỷ lệ khoảng cách giữa các cọc và đường

kính cọc S/d = (3÷6), tỷ lệ H/d=20, sai số giữa


phương pháp tr tương đương và phương pháp

mô phỏng toàn bộ nhóm cọc dao động trong

khoảng [28-3%] cho nhóm n = 4, sai số [16-4%]

cho nhóm n=16, sai số [16-8%] cho nhóm n =

36, sai số [12-2%] cho nhóm có n = 64, sai số

[8-6%] cho nhóm có n = 100 cọc. Ở khoảng

cách điển hình S/d = 4 sai số này dao động trong

khoảng [1-16%] cho các nhóm có n = (4÷100)

cọc. Sai số này có xu hướng giảm khi khoảng

cách giữa các cọc tăng. Nguyên nhân của s sai

khác do phương pháp tr tương đương không

xét s tương tác của các cọc ở trong nhóm.

Vùng ảnh hưởng của phương pháp tr tương

đương cũng khác với phương pháp xác định độ

lún móng bằng PTHH dẫn tới s khác nhau về

khả năng huy động sức kháng bên gây ra s

khác nhau về độ lún của hai phương pháp.

Tại nhóm cọc có n = 4, phương pháp xác

định độ lún móng cọc bằng phương pháp cộng

lún phân tố theo mô hình khối móng quy ước

cho kết quả lớn hơn phương pháp mô phỏng

bằng phần mềm Plaxis 3D. Mức độ sai số dao

động [72÷61]% có xu hướng giảm khi khoảng

cách giữa các cọc tăng từ (3d÷6d) và số lượng

cọc trong nhóm tăng từ 4 đến 100 cọc. Mức

độ sai số giữa hai phương pháp lần lượt đối

với các nhóm cọc có n = 16 là [56÷45]%,

nhóm cọc có n = 36 là [45÷31]%, ở nhóm cọc

có n = 64, sai số là [35÷21]%. Ở nhóm cọc có

n = 100, sai số giữa hai phương pháp là

[30÷9]%.

Rõ ràng, phương pháp khối móng quy ước

cho sai số nhỏ khi số lượng cọc và khoảng cách

giữa các cọc lớn. Điều này phù hợp với nghiên

cứu của Randolph (1994) về khả năng áp d ng

phương pháp khối móng quy ước cho các nhóm

cọc lớn. Ở khoảng cách S/d = 6, sai số giữa 2

phương pháp là nhỏ nhất đạt 9.33%.

ình 11. Độ lún nhóm c c có n = 4 ình 12. Độ lún nhóm c c có n =16

ình 13. Độ lún nhóm c c có n = 36 ình 14. Độ lún nhóm c c có n = 64


Ghi chú:

TTD: ph ơng ph p trụ t ơng đ ơng.

3D: ph ơng ph p mô phỏng 3D bằng ph ơng

pháp PTHH (Plaxis 3D).

MU : ph ơng ph p h i m ng quy ớc.

n4, n16, n36, n64, n100 lần l ợt là 4, 16, 36, 64,

100 c c trong một nhóm c c.

H20d, H40d lần l ợt là chi u dài c c với H=20d

và H = 40d với d là đ ng kính c c.

ình 15. Độ lún nhóm c c có n = 100

5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Tr tương đương là một phương pháp đơn

giản giúp xác định nhanh chóng độ lún của

móng cọc. Độ lún của nhóm được xác định bằng

phương pháp tr tương đương tương đối phù

hợp với độ lún được xác định bằng phần mềm

Plaxis 3D. Phương pháp này thích hợp cho các

móng có khoảng cách S/d = (4÷6). Tuy nhiên,

phương pháp này không xét đến s ảnh hưởng

lẫn nhau giữa các cọc nên có s sai khác với

phương pháp mô phỏng bằng phương pháp

PTHH. Ở tỷ lệ S/d 3 sai số giữa hai phương

pháp dao động [8-28%].

Có thể ứng d ng phương pháp mô phỏng

bằng chương trình Plaxis 3D để xác định độ

lún của nhóm cọc bằng cách mô hình một tr

tương đương với thông số đường kính cọc và

mô đun đàn hồi được quy đổi tương đương

bằng mô hình bài toán 3D hoặc mô hình đối

xứng tr c trong bài toán 2D.

Xác định độ lún bằng phương pháp cộng lún

lớp phân tố theo mô hình khối móng được đề

xuất bởi Tomlimson (1994) cho kết quả lớn hơn

so với phương pháp mô phỏng tr tương đương

và phương pháp mô phỏng toàn bộ nhóm cọc.

Chênh lệch này lớn ở các nhóm cọc nhỏ (n <

36), dao động từ [72- 45%], chênh lệch lớn nhất

ở nhóm cọc có n=4. Chênh lệch này có xu

hướng giảm khi khoảng cách giữa các cọc và số

lượng cọc tăng. Phương pháp này phù hợp với

các nhóm có số lượng cọc n 36, ở khoảng

cách S/d=(5÷6). Ở khoảng cách S/d = 6, nhóm

cọc có n = 100, chênh lệch giữa hai phương

pháp là nhỏ nhất đạt 9,33%.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Poulos H.G.; Davis E.H. (1980). Pile

Foundation Analysis and Design; New York,

John Wiley;

[2] Randolph M.F & Worth C.P (1979). An

analysis of the vertical deformation of pile

groups. Geotechnique 29, No. 4 (p. 423 – 439).

[3] Randolph MF. Design methods for pile

groups and piled rafts. In: Proc. 13th

international conference on soil mechanics and

foundation engineering, vol. 5, New Delhi,

India; 1994. p. 61–82.

[4] Tomlimson M.J (1994). Pile Design and

Construction Practice, 4th edition E & FN Spon.

Ng i phản biện: PGS.TS. NGUYỄN VĂN DŨNG


NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA KẾT CẤU MÁI HẦM ĐẾN LÚN BỀ MẶT VỚI CÔNG TRÌNH HẦM CHUI

NGUYỄN THỊ QUỲNH NHƢ*

Influence of flat roof structure of shallow tunnels on the settlement of

the ground

Abstract: This article introduces the research results about the

comparision of the influences of the dome structure and flat roof of

shallow tunnels on the settlement of the ground above them. The article

also presents the displacement of the ground above the structure within the

interaction of the tunnel roof of the tunnel constructed by the barrette

construction method. From the results of research, some comments,

reviews and recommendations are resulted in.

Keywords: Foundation; tunnel roof; displacement; stress; underground; barrette

1. GIỚI THIỆU CHUNG

Do quĩ đất đô thị có giới hạn nên ngày nay

nhu cầu thi công các công trình ngầm để làm bãi

đỗ xe, đường giao thông ngầm qua các điểm

giao cắt ngày càng tăng. Tuy nhiên việc thi công

các công trình ngầm cũng thường gây ra các ảnh

hưởng đến kết cấu của các công trình lân c n

nếu không được tính toán trước và l a chọn biện

pháp thi công phù hợp. Vì v y việc nghiên cứu

trạng thái chuyển vị của nền đất và độ lún phía

trên công trình ngầm mang tính khoa học và

th c tiễn rõ rệt.

2. PHƢƠNG PHÁP NGHI N CỨU

2.1. Phƣơng pháp nghiên cứu

Nghiên cứu lý thuyết, l a chọn phương án

cấu tạo mái, l a chọn sơ đồ tính, phương pháp

tính toán phù hợp. Từ phân tích các kết quả tính

toán trên phần mềm Plaxis, đưa ra những nh n

xét về phương án hợp lý.

2.2. Sơ đồ tính toán hầm

Hình 1. Sơ đồ tính toán cho trường hợp mái phẳng

Hình 2. Sơ đồ tính toán cho trường hợp mái vòm

- Để* tính toán, tác giả th c hiện tính toán

* ThS. y d ng Cầu hầm Tr ng Đ i h c iao thông

V n tải

DĐ: 0982 187716

Email: [email protected]

cho một công trình hầm giả định có mái phẳng

và mái vòm, vùng khảo sát rộng 50m và cao

25m, nóc hầm cách mặt đất 5m, khẩu độ hầm

10m. Kích thước này được chọn sao cho chuyển

vị ngang từ biên đứng bằng 0 và chuyển vị đứng

trên biên ngang bằng 0.


- Xét bài toán có m c nước ngầm cách mặt

đất 20m.

- Kết cấu được đặt lên một lớp đất đồng nhất

đẳng hướng với các số liệu như sau: môi trường

xung quanh là đất sét có trọng lượng riêng sat =

18 kN/m3, góc ma sát trong = 25

0, l c dính

Cref = 5 kN/m2

- Xét bài toán phẳng, chiều dọc hầm lấy bằng 1m

- Các đặc trưng hình học từ sơ đồ tính gồm

Tường BTCT M300 dày dtường = 1,0m, độ cứng

dọc tr c EA = 2,65*106KN/m, độ cứng chống

uốn EI = 2,21*105KNm

2/m, nóc BTCT M300

dày dnóc = 1,0m, độ cứng dọc tr c EA =

2,9*106KN/m, độ cứng chống uốn EI =

2,42*105KNm

2/m

- Tải trọng trên mặt đất q = 20kN/m2 lấy theo

tiêu chuẩn.

3. KẾT QUẢ NGHI N CỨU ẢNH

HƢỞNG CỦA CẤU TẠO MÁI VÕM ĐẾN

ĐỘ LÖN Ề MẶT SO VỚI MÁI PHẲNG

KHI HẦM ĐẶT NÔNG

3.1. Khảo sát tính toán ảnh hƣởng của kết

cấu hầm nóc phẳng đến lún bề mặt với công

trình hầm

Hình 3. ớng chuyển vị của n n đất và

công trình (n c phẳng)

Hình 4. Sơ đồ chuyển vị của cả hệ (n c phẳng)

3.2. Khảo sát tính toán ảnh hưởng của kết cấu hầm nóc cong đến lún bề mặt với công

trình hầm

ình 5. ớng chuyển vị của n n đất và

công trình (nóc vòm cong)

ình 6. Sơ đồ chuyển vị của cả hệ

(nóc vòm cong)

Sau khi khảo sát chuyển vị của mặt đất và

nghiên cứu tại những điểm cách nhau 1m,

điểm đầu tiên nằm trên mặt đất, tại tr c đối

xứng của hầm. Do hệ đối xứng, chịu tải

trọng đối xứng nên chỉ tiến hành khảo sát

một bên kết cấu, điểm khảo sát xuất phát từ

tr c đối xứng của công trình, bề rộng khảo

sát sang mỗi bên tính từ tr c đối xứng là


25m. Sau đó nóc hầm được lấy theo 5 giá trị

khác nhau là 0,6m; 0,8m; 1,0m; 1,2m; 1,4m

để thu n tiện cho việc khảo sát và tính toán.

Kết quả đưa ra được các số liệu, từ đó các

biểu đồ chuyển vị của đất được xây d ng

như trong biểu đồ sau:

ình 7. Biểu đồ chuyển vị của hầm n c phẳng ình 8. Biểu đồ chuyển vị của hầm n c vòm

ình 9. Biểu đồ so s nh chuyển vị U của n c

vòm và n c phẳng

Hình 10. Biểu đồ so s nh chuyển vị theo

ph ơng đứng của n c vòm và n c phẳng

ình 11. Biểu đồ so s nh chuyển vị hi độ dày

vòm thay đổi

ình 12. Biểu đồ so s nh chuyển vị ph ơng

đứng hi độ dày vòm thay đổi

Hình 13. Khảo sát chuyển vị theo ph ơng đứng

hi độ s u thay đổi

4. NHẬN XÉT VÀ KIẾN NGHỊ

1. Hình 9 thể hiện chuyển vị tổng U của mặt

đất trong trường hợp nóc phẳng và nóc vòm là

khác nhau. Hầm nóc phẳng có độ lún lớn phía

trên tại vị trí giữa nóc =0,043m, cách xa tường

khoảng 4m thì độ lún max= 0,093m.

Hầm nóc vòm có độ lún phía trên tại vị trí

giữa nóc =0,021m, xa tường khoảng 4m độ

lún max= 0,062m. Do đó ta thấy độ lún của

môi trường đất đá trên nóc phẳng lớn hơn độ


lún của môi trường đất đá phía trên nóc vòm.

Điều này còn có thể hiểu được vì tường có

chiều cao đến mặt đất và tường bị nghiêng

vào trong.

2. Hình 10 so sánh chuyển vị lún theo

phương đứng Uy của nóc phẳng và nóc vòm có

cùng chiều dày d = 1m. Xét chuyển vị tại vị trí

tr c đối xứng của nóc, vị trí có giá trị max (cách

tường khoảng 4m) và vị trí cho giá trị min, ta có

bảng kết quả dưới đây.

STT Chuyển vị Nóc phẳng Nóc vòm Ghi chú

1 Chuyển vị max -0,071 -0,053 Cách xa tường 4m

2 Chuyển vị min 0,00 Cách xa tường 20m

0,00 Cách xa tường 17m

3 Chuyển vị tại tr c đối xứng 0,014 0,020

Khi càng xa ra khỏi tường hầm thì chuyển vị

càng tiến về giá trị ban đầu bằng 0, theo bảng số

liệu thì với hầm nóc phẳng, phạm vi an toàn cho

các công trình liền kề cần đảm bảo xa tường hơn

so với hầm nóc vòm. Trong thành phố ch t hẹp,

nhiều công trình gần kề thì việc l a chọn

phương án hầm nóc vòm có lợi hơn cần được

xem xét kỹ.

3. Hình 11 cho ta thấy khi thay đổi độ cứng

của vòm với các giá trị 1m, 0,8m, 0,6m

chuyển vị lún phía trên nóc vòm thay đổi, vòm

0,6m có chuyển vị lún lớn hơn vòm 0,8m và

lớn hơn vòm 1m, điểm có chuyển vị lún lớn

nhất có vị trí và giá trị khác nhau như trong

biểu đồ.

4. Hình 12 còn cho ta thấy khi thay đổi độ

dày nóc vòm, chuyển vị lún Uy của mặt đất

tại tr c đối xứng giảm đi rõ rệt từ -0,06 đến

-0,04. Vòm càng mỏng thì độ lún càng lớn, ở

vị trí ngoài tường ra xa khoảng 17m thì độ

lún của mặt đất là như nhau, không ph

thuộc chiều dày nóc hầm. Độ lún mặt đất lớn

nhất theo phương đứng cũng có tọa độ tại

X =33,0 m.

Khi độ cứng thay đổi cho cả hai phương án

mái phẳng và mái vòm, các chuyển dịch đều

thay đổi. Do đó cần phải tính toán với độ cứng

cần thiết đảm bảo sức mang tải của kết cấu và

từ đó kết lu n về độ lún của bề mặt.

5. Hình 13 cho ta thấy khi ta khảo sát

chuyển vị lún ở những độ sâu khác nhau thì độ

lún khác nhau, ở độ sâu 22m lún nhiều hơn ở

độ sâu 23,5m và 25m. Từ kết quả có thể thấy

được việc l a chọn độ sâu cần được phân tích

c thể. Khi độ sâu càng lớn thì độ lún càng nhỏ

nhưng giá thành công trình tăng cao do đó cần

có phân tích cho từng trường hợp để l a chọn

chiều sâu hợp lý.


[1] Nguyễn Thế Phùng, “Công nghệ thi công

công trình ngầm bằng phương pháp tường trong

đất”, NXB Giao thông V n tải Hà Nội, 1998.

[2] Nguyễn Văn Quảng, “Chỉ dẫn thiết kế và

thi công cọc Baret, tường trong đất, neo trong

đất”, NXB Xây D ng, 2003.

[3] Đỗ Như Tráng, “Giáo trình công trình

ngầm”, NXB HV Kỹ thu t Quân s , 1995.

[4] Nguyễn Quốc Hùng, Nguyễn Thế Phùng,

“Thiết kế công trình hầm giao thông”, NXB

Giao thông V n tải Hà Nội, 2004.

[5] Nguyễn Bá Kế, “Thiết kế và thi công hố

móng sâu”, NXB Xây d ng, 2002.

Ng i phản biện: GS.TS. ĐỖ NHƯ TRÁNG


ƯỚC LƯỢNG SỨC CHỊU TẢI CỌC BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN

TRƢƠNG NAM SƠN*

HUỲNH QUỐC THIỆN, NGUYỄN MINH TÂM

Estimating the capacity of pile by finite element method

Abstract: Determining the ultimate bearing capacity of pile by using field

experiment results such as CPT test and SPT test has been widely used in

engineering practice. Therefore, this paper provides correlations between

elastic modulus E, undrained shear strength Su and NSPT index. The

correlations are derived from the field results of static loading test of 10

piles which were attached strain gauges at various elevations of pile

length. The outcomes are actually applied to simulate and estimate the

ultimate bearing capacity for 5 piles in different projects in Vietnam by

finite element method (FEM). The result shows good agreements that

estimating the capacity of pile by finite element method gives average

error about 9% compared with estimating results obtained from the static

loading test.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ*

Trong bối cảnh hiện nay, với s trợ giúp đắc

l c từ hệ thống máy tính và các phần mềm tính

toán theo phương pháp phần tử hữu hạn

(PTHH), rất nhiều bài toán địa kỹ thu t được

giải quyết một cách chính xác hơn, giúp cho các

thiết kế trở nên an toàn và tiết kiệm hơn. Ước

lượng sức chịu tải của cọc bằng phương pháp

PTHH không phải là vấn đề mới nhưng luôn cần

có những nghiên cứu bổ sung. Do đó, bài báo

cung cấp các tương quan giữa E – NSPT và Su –

NSPT cho đất khu v c thành phố Hồ Chí Minh,

sử d ng cho việc phân tích và tính toán sức chịu

tải c c hạn của cọc khoan nhồi ở khu v c này.

2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT THÍ NGHIỆM

NÉN TĨNH CỌC CÓ GẮN CÁC ĐẦU ĐO

IẾN DẠNG

2.1. Thí nghiệm nén tĩnh cọc

Thí nghiệm nén tĩnh cọc được tiến hành bằng

phương pháp dùng tải trọng tĩnh ép dọc tr c cọc

sao cho dưới tác d ng của l c ép, cọc lún sâu

* c viên cao h c hoa Thu t y D ng Tr ng

Đ i c B ch hoa - Đ i c u c ia Thành Ph

ồ Chí Minh Email: [email protected]

thêm vào đất nền. Tải trọng tác d ng lên đầu

cọc được th c hiện bằng kích thủy l c với hệ

phản l c là dàn chất tải, neo hoặc kết hợp cả hai.

Các số liệu về tải trọng, chuyển vị, biến dạng…

thu được trong quá trình thí nghiệm là cơ sở để

phân tích đánh giá sức chịu tải và mối quan hệ

tải trọng - chuyển vị của cọc trong đất nền.

Theo truyền thống thì việc thử tải tĩnh được

th c hiện bởi một hệ thống chống đỡ lại tải

trọng hoặc bằng cọc neo hoặc thiết bị neo vào

đất, do đó phương pháp này sẽ gặp khó khăn đối

với những cọc có sức chịu tải lớn hoặc mặt bằng

ch t hẹp. Những năm gần đây, phương pháp

Osterberg load cell (O-cell) được sử d ng rộng

rãi cho việc thử tải tĩnh cho các cọc bê tông cốt

thép đổ tại chỗ có đường kính lớn. Tải trọng

tĩnh dùng để thử được tạo ra bởi hộp tải

(Osterberg Cell) đặt sẵn trong cọc khi thi công.

Hộp tải hoạt động theo 2 chiều đối nhau: đẩy

phần cọc trên hộp tải lên trên phá sức kháng cắt

của đất nền quanh thân cọc của phần cọc này;

đẩy phần cọc dưới hộp tải xuống dưới phá sức

kháng nén của đất nền dưới mũi cọc cùng với

sức kháng cắt của đất nền quanh thân cọc của

phần cọc này.


ình 1. So s nh nguyên lý t c dụng của

c c ph ơng ph p nén tĩnh thông th ng và

ph ơng ph p osterberg

2.2. Thiết bị đo biến dạng và đo co

ngắn cọc

Thiết bị đo biến dạng: được lắp đặt trong bê

tông dọc theo chiều dài cọc thử tĩnh với m c

đích xác định biến dạng của cọc khi cọc chịu tải

trọng nén, từ đó tính toán được tải trọng phân bố

dọc theo thân cọc cũng như sức kháng hông và

sức kháng mũi của cọc. Thiết bị đo biến dạng

bao gồm một cảm biến biến dạng chuyển đổi

các đại lượng v t lý thành các tín hiệu đầu ra

phù hợp, hệ thống truyền tín hiện và hệ thống

thu nh n tín hiệu. Nguyên tắc hoạt động cơ bản

của đầu đo là d a trên s rung động của sợi dây

bên trong đầu đo. S khác nhau của các sóng

này là do s căng hoặc trùng của sợi dây và

cũng chính là s biến dạng của đầu đo, đồng

nghĩa với s biến dạng của cọc.

Thiết bị đo co ngắn cọc: dùng để đo co

ngắn đàn hồi của thân cọc. thiết bị được cố

định bằng các neo gắn chặt vào phía trong ống

sonic nhờ hệ thống khí. Cáp tín hiệu và thanh

dẫn kim loại từ các transducer được nối với

nhau từ đáy cọc lên đỉnh cọc và được kết nối

vào hộp đọc t động lấy số liệu trong suốt quá

trình thí nghiệm.

ình 2. Lắp đặt đầu đo biến d ng

ình 3. Đầu đo co ngắn c c

3. TƢƠNG QUAN GIỮA SỨC CHỐNG

CẮT KHÔNG THOÁT NƢỚC SU VÀ MÔ

ĐUN ĐÀN HỒI E THEO NSPT:

Hiện nay, thí nghiệm nén tĩnh cọc cũng như

thí nghiệm O-cell có gắn các đầu đo biến dạng

đang dần phổ biến ở Việt Nam. Kết quả của

thí nghiệm này là sức kháng ma sát hông của

từng đoạn cọc và sức kháng của mũi cọc. Đây

là dữ liệu quan trọng để phân tích cũng như

đưa ra các tương quan dùng để tính toán sức

chịu tải cọc.

3.1. Tƣơng quan giữa mô đun biến dạng E

và chỉ số NSPT cho đất rời

Mô đun biến dạng E được tính toán d a trên

lý thuyết bán không gian đàn hồi như sau: 2 2(1 ) (1 )p p

m

m

q B q BS E

E S

Trong đó:

Sm: độ lún mũi cọc; B: cạnh cọc

qp: sức kháng mũi đơn vị


E : mô đun đàn hồi đất dưới mũi cọc

: hệ số Poisson của đất ở mũi cọc

: hệ số ph thuộc vào hình dáng cọc, được

lấy theo bảng 1.

ảng 1. Hệ số khi xem mũi cọc

là móng tuyệt đối cứng

M = L/B M = L/B

1 0,88 6 1,82

1,5 1,08 7 1,91

2 1,22 8 1,98

3 1,44 9 2,05

4 1,61 10 2,12

5 1,72 Móng tròn 0,79

Kết quả tính toán mô đun biến dạng E được

trình bày trong bảng 2.

3.2. Tƣơng quan giữa sức chống cắt không

thoát nƣớc Su và chỉ số NSPT

Từ dữ liệu thu th p được từ thí nghiệm đo

biến dạng, sức kháng đơn vị fs xung quanh cọc

ở các lớp đất dính đã đạt đến c c hạn chính là

sức chống cắt không thoát nước Su của đất (với

giả thiết là sức chống cắt của đất/đất bằng với

sức chống cắt của đất/cọc). Kết quả tổng hợp

sức kháng đơn vị trên thân cọc (ở những cây cọc

đã xuất hiện điểm uốn trên biểu đồ quan hệ P-s

hoặc sức kháng đơn vị đã đạt tới đỉnh ở những

chu kì trước đó và không tiếp t c tăng) được

trình bày trong bảng 3.

ảng 2. ảng tổng hợp mô đun biến dạng E

Tên dự án

Tiết

diện

(mm)

L

(m

)

Ptest

(T)

P

(T)

qp

tại P

(kPa)

sm

tại P

(mm)

Lớp

đất

Độ

sâ

u

E

(kPa)

N-

SPT

E/N-

SP

T

Saigon-

Bason

HK18

800x

2800 60

220

0

284

6 920 7.65 Cát 60

13351

4 47

284

1

Saigon-

Bason

HK22

D1500 60 160

0

240

0 1650 10 Cát 60

17792

8 52

342

2

Lancaster

Nguyễn

trãi

800x

2800 62

238

0

482

0 1400 7.47 Cát 62

20807

0 57

365

0

Lim Tower

III

800x

2800 63

370

0

697

0 450 7.46 Cát 63 66969 39

171

7

Khu phức

hợp Tân

Cảng

800x

2800 65

180

0

405

0 814 5.89 Cát 65

15343

0 55

279

0

Lim Tower D1200 67 900 216

0 1244 15.28 Cát 67 70234 62

113

3


VCB D1500 71 140

0

245

0 864 14.81 Cát 71 62910 41

153

4

Hilton 1200x

2800 80

390

0

735

2 420 4.35

Cát

pha 80

13558

9 49

276

7

Satra Tax

Plaza

1000x

2800 80

384

0

960

0 450 5.52 Cát 80

10356

2 62

167

0

Landmark

Tower

1000x

2800 85

320

0

630

2 1800 15.64 Cát 85

14620

5 58

252

1

Trung bình 240

4

ảng 3. ảng tổng hợp sức kháng đơn vị trên thân cọc

STT Tên d án Địa điểm Độ sâu Loại

đất NSPT

Ma sát

đơn vị fs fs/NSPT

m kN/m2

1 Lancaster Nguyễn Trãi Qu n 1 8-18 Á sét 12 40 3,3

2 Lancaster Nguyễn Trãi Qu n 1 46-48 Á sét 27 192 7,1

3 Lancaster Nguyễn Trãi Qu n 1 50-56 Sét 32 243 7,6

4 Saigon-Bason - HK22 Qu n 1 36-38 Á sét 20 121 6,1

5 Saigon-Bason - HK22 Qu n 1 44-47 Á sét 26 146 5,6

6 Saigon-Bason - HK19 Qu n 1 40-48 Sét 29 175 6,0

7 Hilton Qu n 1 46-52 Sét 44 177 4,0

8 Hilton Qu n 1 52-55 Á sét 40 263 6,6

9 Lim tower III Qu n 1 2-8 Sét 11 74 6,7

10 Lim tower III Qu n 1 46-56 Sét 41 252 6,1

11 Friendship Tower Qu n 1 2-10 Á sét 12 72 6,0

12 Friendship Tower Qu n 1 42-56 Sét 40 297 7,4

13 Satra Tax- Plaza Qu n 1 36-52 Sét 39 277 7,1

14 Landmark Tower

Qu n

Bình

Thạnh

30-44 Á sét 21 149 7,1

15 Lim tower Qu n 1 2-5 Á sét 6 39 6,5

16 Lim tower Qu n 1 8-12 Á sét 11 44.2 4,0

17 Lim tower Qu n 1 38-46 Á sét 35 110 3,1

18 Vietcombank Qu n 1 4-8 Á sét 5 44.6 8,9

19 Khu phức hợp Tân cảng

Qu n

Bình

Thạnh

34-38 Sét 15 69 4,6


ình 4. Biểu đồ quan hệ giữa sức h ng hông đơn vị fs và gi trị NSPT

Từ bảng 2 cho thấy tỉ số E/NSPT có giá trị

trong phạm vi từ 1133 – 3650 và trung bình là

2404. Kết quả này cũng phù hợp với nhiều

nghiên cứu trước đó trên thế giới như theo

Y.C.Tan C.M.Chow: E = 2000N; theo R.

Yamaoka, H. Shimada, T. Sasaoka & M.

Hirai: E = 2800N; theo C.G. Chinnaswamy:

E = (2500-3000)N. Như v y, đối với đất cát ở

khu v c thành phố Hồ Chí Minh có thể xác

định giá trị mô đun biến dạng E theo NSPT

sử d ng cho bài toán cọc như sau: E =

2400NSPT (kN/m2).

Từ hình 4 cho thấy sức kháng hông đơn vị

fs và giá trị NSPT có quan hệ gần như tuyến

tính. Như đã trình bày ở trên, sức kháng đơn

vị fs được tổng hợp ở trên đã là sức kháng c c

hạn nên ở bài toán tính toán sức chịu tải cọc

có thể lấy tương quan giữa sức chống cắt

không thoát nước Su và giá trị NSPT cho cọc

khoan nhồi khu v c thành phố Hồ Chí Minh

như sau: Su = 6NSPT (kN/m2). Kết quả này

cũng phù hợp với B.Look: cu = (2-8)N, trung

bình là 5N; theo biểu đồ của Sower: cu = 4N

cho đất có tính dẻo cao và tăng đến 15N cho

đất có tính dẻo thấp; theo biểu đồ của Stroud

và Butler (1975): cu = 4,5N với PI > 30% và

tăng đến 8N với PI = 15%.

4. MÔ HÌNH PHÂN TÍCH CỌC ẰNG

PHƢƠNG PHÁP PTHH:

Cọc được mô phỏng bằng phần mềm plaxis

2D V8.6, sử d ng bài toán đối xứng tr c và mô

hình Mohr - Coulomb.

Đối với đất rời, sử d ng phương pháp phân

tích drained với sức chống cắt có được từ thí

nghiệm cắt tr c tiếp và mô đun biến dạng E

được xác định theo tương quan E = 2400NSPT.

Đối với đất dính, sử d ng phương pháp phân

tích undrained B với sức chống cắt không thoát

nước có được theo tương quan Su = 6NSPT và

mô đun biến dạng thoát nước E’ được xác định

theo Stroud và các cộng s (được nêu trong

Handbook of geotechnical investigation and

design tables, B.Look) như sau:

ảng 4. ảng xác định E’ theo Stroud

PI (%) E’/cu

10-30 270

20-30 200

30-40 150

40-50 130

50-60 110

Cọc được mô phỏng bằng v t liệu “non

porous” với ứng xử đàn hồi và không có lỗ

rỗng. Thông số về mô đun đàn hồi của cọc cũng

rất quan trọng, cần phải kể đến s có mặt của

cốt thép trong cọc vì cọc thử thường được bố trí


hàm lượng cốt thép khá lớn, điều này làm ảnh

hưởng đến biến dạng đàn hồi của cọc.

ình 5. Mô hình mô phỏng c c TP1 d n

Lakeside Tower

5. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN

ình 6. Biểu đồ quan hệ P-S th c tế và ết quả

mô phỏng c c TP1 d n La eside Tower


mô phỏng c c TP2 d n La eside Tower


mô phỏng c c TP4 d n Viva Riverside


mô phỏng c c TP2 d n Etown Cộng òa


mô phỏng c c TP1 d n Vietcomreal Tower


ảng 5. ảng so sánh sức chịu tải cực hạn tính toán

đƣợc từ Plaxis với thí nghiệm nén tĩnh hiện trƣờng

STT D án Tên cọc

Tiết diện Chiều dài Nén tĩnh Plaxis

mm m Qu(T) Qu(T) Sai s

(%)

1 Lakeside Tower TP1 D1500 80 2880 2665 -7

2 Lakeside Tower TP2 D1200 80 2358 2275 -4

3 Viva Riverside TP4 D1200 80 3000 2600 -13

4 Etown Cộng Hòa TP2 D1800 65 4635 4030 -13

5 Vietcomreal Tower TP1 D1200 80 2955 2750 -7

Trung bình -9

Từ bảng tổng hợp trên cho thấy, khi so sánh

với sức chịu tải c c hạn từ thí nghiệm nén tĩnh

hiện trường được xác định theo m c 7.3 -

TCVN 10304:2014 thì kết quả tính toán d a

trên mô phỏng bằng phần mềm Plaxis 2D cho

sai số từ 4% đến 13% và trung bình là 9%, khá

nhỏ và thiên về an toàn.

6. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Đối với đất rời khu v c địa bàn thành phố Hồ

Chí Minh có thể xác định mô đun biến dạng

E sử d ng cho bài toán cọc theo tương quan

E = 2400NSPT (kN/m2).

Đối với cọc khoan nhồi khu v c thành phố

Hồ Chí Minh, khi tính toán sức kháng ma sát

hông đơn vị fs cho các lớp đất dính, có thể sử

d ng tương quan fs = 6NSPT (kN/m2).

Xác định sức chịu tải c c hạn của cọc

bằng phương pháp phần tử hữu hạn là một

phương pháp khá toàn diện khi có xét đến

sức kháng hông, sức kháng mũi của đất và độ

lún của cọc.

Mô phỏng cọc bằng phần mềm Plaxis 2D, sử

d ng mô hình Mohr - Coulomb với bộ thông số

được lấy theo tương quan với chỉ số SPT. Đối

với đất rời: E = 2400NSPT kN/m2. Với đất dính:

Su = 6NSPT kN/m2 và E’ = 200-270Su cho kết

quả sức chịu tải c c hạn khá sát với th c tế thí

nghiệm nén tĩnh, sai số trung bình là 9% thiên

về an toàn.


[1] B. Look, Handbook of geotechnical

investigation and design tables, London: Taylor

& Francis Group, 2007.

[2] Bowles J.E, Foundation analysis and

design, New York: McGraw-Hill, 2002.

[3] PGS.TS. Võ Phán, ThS. Hoàng Thế Thao

(2010), Phân tích và tính toán móng cọc, TP. Hồ

Chí Minh.

[4] T. V. Việt, Cẩm nang dùng cho kỹ sư địa

kỹ thu t, Hà Nội, Nhà xuất bản Xây D ng.


Ng i phản biện: GS.TS. NGUYỄN CÔNG MẪN

tạp chí ĐỊa kỸ thuẬt phÓ tỔng biÊn tẬp pgs.ts. Đ2À1 7+Ế … chi (dia ky...

Documents