ảnh hưởng ma sát âm đến sức chịu tải của cọc bê tông cốt thép trong đất yếu ở đồng bằng sông cửu long

ảNH HƯởNG MA SáT ÂM ĐếN SứC CHịU TảI CủA CọC BÊ TÔNG
CốT THéP TRONG ĐấT YếU ở ĐồNG BằNG SÔNG CửU LONG

Võ PHáN
*

Võ CÔNG DUY
**

Influence of negative skin friction on load-bearing capacity of
concrete piles in soft soil in the Mekong Delta.
Abstract: The negative skin friction (NSF) was studied by numerous
authors who have undertaken researching on these phenomena. From
view point of relative displacement between the pile and the soil
surrounding, we studied and use the method for defining the affected
zone of negative skin friction and the bearing capacity of piles taking
into account for the influence of NSF. Based on methods applied by the
previous authors and design standard, application for calculating and
analyzing for construction works were carried t in Mekong Delta.

1. Mở ĐầU
Với điều kiện địa chất có lớp đất yếu dy ở
nông so với mặt đất tự nhiên, xu thế sử dụng
móng cọc bê tông cốt thép (BTCT) dới các
công trình xây dựng ở Đồng bằng sông Cửu
Long trở nên phổ biến. Cùng với sự phát triển
kinh tế xã hội, các khu dân c mới v các khu
cụm công nghiệp đợc đầu t xây dựng ngy
cng nhiều v không ít trờng hợp phải hình

thnh trên nền trớc kia l vùng trũng
(ruộng lúa thấp, ao mơng) cần san lấp để
đạt cao độ quy hoạch hay tôn nền để vợt lũ.
Sự cố kết của đất yếu dới nền đắp lm gây
ra ma sát âm tác dụng lên móng cọc dới các
công trình xây dựng tại các khu ny. Hiện
tợng ny lm giảm sức chịu tải của cọc, lm
tăng tải trọng tác dụng vo cọc v có thể gây
mất ổn định cho công trình.
Trớc thực tế đó, bi viết ny xin trình
by một phơng pháp xác định sức chịu tải
của cọc khi xét đến ảnh hởng ma sát âm để
lm cơ sở cho việc tính toán thiết kế giải
pháp nền móng phù hợp với điều kiện địa
chất của địa phơng.
2. TổNG QUAN Về MA SáT ÂM
2.1 Định nghĩa về ma sát âm
Theo TCXD 189:1996 v TCXD 205 :1998,
ma sát âm tác dụng lên cọc xảy ra khi tốc độ
lún của đất nền lớn hơn tốc độ chuyển dịch
của cọc tại độ sâu tơng ứng. Đối với công
trình có sử dụng móng cọc, khi cọc đợc đa
vo trong tầng đất nền có quá trình cố kết
cha hon ton, nếu tốc độ lún của đất nền
dới công trình lớn hơn tốc độ lún của cọc
thì sự lún tơng đối ny phát sinh ra lực
kéo xuống của tầng đất đối với cọc, lm
giảm khả năng chịu tải của cọc gọi l hiện
tợng ma sát âm, lực kéo xuống gọi l lực
ma sát âm.

2.2 Nguyên nhân gây ra ma sát âm
Theo TCXD 205:1998, cần xem xét khả
năng xuất hiện của ma sát âm khi tính
toán sức chịu tải của cọc trong các trờng
hợp sau:

* Trờng Đại học Bách Khoa TP.HCM
268 Lý Thờng Kiệt, Q10, TP. Hồ Chí Minh
** Công ty CP T vấn Xây dựng Tiền Giang
197 Lê Thị Hồng Gấm, Mỹ Tho, Tiền Giang
ĐT : (073).3837373 ; DĐ : 0908 368 040


- Sự cố kết cha kết thúc của trầm tích
hiện đại v trầm tích kiến tạo;
- Sự tăng độ chặt của đất rời dới tác dụng
của động lực;
- Sự lún ớt của đất khi bị ngập nớc;
- Tăng ứng suất hữu hiệu trong đất do mực
nớc ngầm bị hạ thấp;
- Tôn nền quy hoạch có chiều dy lớn hơn 1m;
- Phụ tải trên nền không lớn hơn 20 kPa;
- Sự giảm thể tích đất do chất hữu cơ trong
đất bị phân hủy.
3. CƠ Sở Lý THUYếT XáC ĐịNH SứC
CHịU TảI CủA CọC KHI XéT ĐếN ảNH
HƯởNG MA SáT ÂM
Trên nền tảng quan điểm về sự xuất hiện
ma sát âm do tơng quan giữa độ lún của đất
nền v độ lún của cọc, tác giả vận dụng các cơ

sở lý thuyết từ Tiêu chuẩn Xây dựng Việt
Nam v các tác giả khác để xác định sức chịu
tải của cọc khi xét ma sát âm.
3.1 Xác định sức chịu tải của cọc (khi
cha xét ảnh hởng ma sát âm) (theo chỉ
tiêu cờng độ đất nền)
- Sức chịu tải cực hạn của cọc:
Q
u
= Q
s
+ Q
p
(3.1)
với Q
s
= A
s
.f
s
- Ma sát thnh bên cọc (kN);
Q
p
= A
p
.q
p
- Sức kháng mũi cọc (kN);
A
s

- Diện tích xung quanh cọc tiếp xúc
với đất (m
2
);
A
p
- Diện tích tiết diện ngang mũi cọc(m
2
).
- Sức chịu tải cho phép của cọc:

p
s
a
sp
Q
Q
QW
FS FS
=+
(3.2)
với FS
s
- Hệ số an ton ma sát bên, lấy
bằng 1,5 ữ 2;
FS
p
- Hệ số an ton sức chống mũi, lấy
bằng 2 ữ 3;
W - Trọng lợng cọc (kN).

- Xác định ma sát thnh bên đơn vị tác
dụng lên cọc:
f
s
= c
a
+
h
.tan
a
= c
a
+k
s
.
v
.tan
a
(3.3)
với c
a
- Lực dính giữa thân cọc v đất (kN/m
2
)

a
- Góc ma sát giữa thân cọc v đất (độ).
Cọc BTCT: c
a
= c;

a
= (với c, l lực dính
v góc ma sát trong của đất);

h
- ứng suất hữu hiệu theo phơng ngang
(kN/m
2
);

v
- ứng suất hữu hiệu theo phơng đứng;
k
s
- Hệ số áp lực đất tĩnh, k
s
= 1 sin .
- Xác định sức kháng mũi đơn vị:
q
p
= c.N
c
+
vp
.N
q
+ ã.D

.N
ã

(3.4)
với
vp
- ứng suất hữu hiệu theo phơng
thẳng đứng do trọng lợng bản thân của đất
tại độ sâu mũi cọc (kN/m
2
);
N
c
, N
q
, N
ã
- Hệ số sức chịu tải, phụ thuộc
vo góc ma sát trong của đất, hình dạng mũi
cọc v phơng pháp thi công cọc
: Trọng lợng thể tích của đất ở độ sâu
mũi cọc (kN/m
3
)
D - Bề rộng cạnh hay đờng kính cọc (m)
3.2 Xác định độ lún của đất nền
Độ lún của đất nền dới tác dụng của tải
trọng ngoi đợc xác định theo công thức (bi
toán một chiều):
0
S.p.h
E

= (3.5)
với
2
o
o
2
1
1

=


(3.6)
p- giá trị ứng suất nén trung bình tác dụng
lên lớp đất;
E
0
,
0
- Module biến dạng v hệ số Poisson
của lớp đất.
3.3 Xác định độ lún cọc đơn
Độ lún s của một cọc lm việc riêng lẻ đợc
tính theo công thức:
s = s
1
+ s
2
+ s
3

(3.7)
Độ lún s
1
do biến dạng co của thân cọc đợc
tính nh một thanh chịu nén bởi lực Q
ap
ở hai
đầu v lực Q
as
ma sát xung quanh cọc theo
công thức sau:
ap as
1
(Q + Q)
s= L
A.E
(3.8)
với A - Diện tích tiết diện ngang thân cọc;
E - Module đn hồi vật liệu lm cọc;
L - Chiều di cọc;


- Hệ số phụ thuộc hình dạng phân bố lực
ma sát f
s
giữa cọc v đất dọc thân cọc.
Độ lún s
2
do biến dạng nén của đất nền
dới mũi cọc đợc tính theo lý thuyết nền đn

hồi từ công thức sau:
()
ap
2
20
0
q.D
s= 1- .
E
(3.9)
với
ap
ap
p
Q
q=
A
- áp lực lên đất nền ở mũi cọc;
Q
ap
- Phần tải tác động lên mũi cọc hoặc sức
chịu tải an ton của đất dới mũi cọc;
E
o
,
0
- Module biến dạng v hệ số Poisson
của đất nền dới mũi cọc;
- Hệ số phụ thuộc hình dạng tiết diện
ngang mũi cọc trong phơng pháp tính lún

theo nền đn hồi. Cọc vuông: =0,88, còn với
cọc tròn: =0,79.
Độ lún s
3
do chuyển dịch theo phơng đứng
của đất bởi lực ma sát đất v mặt bên cọc có
thể đợc tính theo công thức sau:
()
2
as
30s
0
Q
D
s = . .1- .I
u.L E
(3.10)
với Q
as
- Phần tải tác động lên mặt bên hay
sức chịu tải an ton của ma sát giữa đất
v cọc;
u - Chu vi tiết diện ngang cọc;
I
s
- hệ số ảnh hởng.
Theo Vesic:
s
L
I = 2+0,35

D
. (3.11)
3.4. Xác định sức chịu tải của cọc khi
có đến xét ảnh hởng ma sát âm
Khi thiết kế móng cọc bê tông cốt thép
có xét đến hiện tợng ma sát âm, ta vẫn
tính tơng tự nh trờng hợp cọc không bị
ảnh hởng ma sát âm nhng lúc ny ma
sát thnh bên giảm đi do có đoạn cọc chịu
ảnh hởng ma sát âm có chiều ngợc lại
với phần cọc bên dới trục trung hòa chịu
ma sát dơng. Theo GS.TS Vũ Công Ngữ,
giá trị tuyệt đối của ma sát âm coi bằng
ma sát dơng.
3.4.1 Xác định vùng ảnh hởng ma sát âm
Dựa vo tơng quan giữa độ lún của
đất nền v độ lún của cọc ta xác định
đợc vị trí điểm trung hòa m tại đó
chuyển vị đứng của đất nền v của cọc
bằng nhau. Phần cọc trên điểm trung hòa
chịu ma sát âm, còn dới điểm trung hòa
chịu ma sát dơng.
Nếu xem độ lún nền v độ lún cọc l
tuyến tính theo độ sâu thì chiều sâu vùng
ảnh hởng của ma sát âm (Z
nf
)

đợc tính
theo công thức:

d
nf n
S
Z(1 ).H
S
=
(3.12)
với S
đ
- Độ lún của cọc;
S - Độ lún của nền;
H
n
- Bề dy vùng nén lún của nền;
Chiều di đoạn cọc chịu ảnh hởng ma sát
âm (L
nf
) bằng chiều sâu vùng ảnh hởng ma
sát âm (Z
nf
) trừ đi độ sâu đầu cọc.
3.4.2 Sức chịu tải của cọc khi có xét đến ma
sát âm
Q
u_nf
= Q
s_nf
+ Q
p
(3.13)

với:Q
s_nf
= A
s
.f
s
= u.f
si
.z
i
- Ma sát thnh
bên (ma sát âm hoặc ma sát dơng);
f
si
- Lực ma sát âm đơn vị(lấy dấu -) hoặc
lực ma sát dơng đơn vị (lấy dấu +) của lớp
đất thứ i;
z
i
- Bề dy lớp đất thứ i;
Q
p
- Sức kháng mũi, xác định nh trên.
3.4.3 Giá trị lực ma sát âm lớn nhất
Q
nf
= u.L
nf
.f
s_nf

(3.14)
với f
s_nf
- Lực ma sát đơn vị trong đoạn cọc
chịu ma sát âm (kN/m
2
).
4. ứNG DụNG TíNH TOáN CHO
CÔNG TRìNH THựC Tế ở ĐồNG BằNG
SÔNG CửU LONG
Tác giả nghiên cứu ảnh hởng của ma sát
âm đến sức chịu tải của cọc do tác nhân l lớp
đất đắp trên nền đất yếu của công trình tiêu
biểu ở Đồng bằng sông Cửu Long. Công trình
đợc lựa chọn nằm trong khu vực có lớp đất
yếu dy v hng năm thờng bị ngập lũ (từ 1


đến 2m) đồng thời l vùng trũng thấp có
nhiều ao mơng cần phải san lấp tôn nền với
chiều cao lớn.
4.1. Điều kiện địa chất công trình: xem
bảng 1.
4.2 Đặt vấn đề tính toán
Tác giả nghiên cứu tính toán ảnh hởng
ma sát âm đến sức chịu tải của cọc với các đặc
điểm sau:
- Chiều cao lớp đất đắp: H
đ
= 1 ; 1,5 ; 2 ; 2,5

; 3 ; 3,5 ; 4 ; 4,5 ; 5 m
- Cọc có tiết diện 25x25cm, di 32 m (mũi
cọc cắm vo lớp đất sét nửa cứng), Mác 300.
- Độ sâu đầu cọc : -1 m.
4.3. Tính toán cụ thể
- Xác định sức chịu tải của cọc khi cha xét
đến ảnh hởng ma sát âm:
+Tính Q
s
: Q
s
= 1.323,50kN (xem bảng 2)
+Tính Q
p
: Q
p
= 96,26 kN (xem bảng 3)
+Sức chịu tải cực hạn của cọc (Q
u
) :
Q
u
= 1.323,50 + 96,26

= 1.419,76 kN
+ Sức chịu tải cho phép của cọc (Q
a
) :
a
1.323,50 96,26

Q = + - 31,88
23
= 661,96 kN

- Tính độ lún cọc đơn: Xem bảng 4
- Tính độ lún của đất nền: Xem bảng 5
- Xác định sức chịu tải của cọc khi xét đến
ma sát âm: Tính toán theo các công thức nêu
trong phần 3.4, tổng hợp ta đợc bảng 6.

Bảng 1. Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất

Chỉ tiêu Ký hiệu Lớp đất 1 Lớp đất 2 Lớp đất 3 Lớp đất 4
Mô tả tên
v trạng thái đất

Cát nhỏ lẫn
bùn sét
Bùn sét, trạng
thái chảy
Sét pha cát, dẻo
cứng đến nửa cứng
Sét lẫn cát
nửa cứng
Bề dy bình quân (m) 2,5 17,5 6 >14
Dung tr
ọ
ng tự nhiên

w

(kN/m
3
) 19,2 15,7 20,4 20,5
Dung trọng đẩy nổi
đn
(kN/m
3
) 9,7 5,9 10,7 10,8
Góc ma sát trong (
0
) 18
0
16 4
0
38 15
0
10 14
0
50
Lực dính c (kN/m
2
) 3,8 5,5 24,7 36,6
Hệ số Poisson 0,35 0,4 0,33 0,3
Module biến dạng E
0
(kN/m
2
) 2.240 580 4.110 10.760
Mực nớc ngầm ổn định tại độ sâu -1 m so với mặt đất tự nhiên.

Bảng 2. Thnh phần ma sát bên của cọc (Q
s
)

Lớp Bề dy c
a

a
Z ' '
v
k
s
f
s
l Q
s

đất lớp đất
(kN/m
2
) (độ) (m) (kN/m
3
)(kN/m
2
)(1-sin

)(kN/m
2
) (m) (kN)
1 2,5 3,8 18,27 1,750 9,7 21,63 0,687 8,701 1,500 13,05

2 17,5 5,5 4,63 11,250 5,9 80,53 0,919 11,499 17,500 201,23
3 6 24,7 15,17 23,000 10,7 164,25 0,738 57,575 6,000 345,45
4 14 36,6 14,83 30,500 10,8 244,95 0,744 84,864 9,000 763,77
'
v
=ã'*h : áp lực do TLBT tại độ sâu z ; f
s
=k
s
*'
v
*tan
a
+ c
a
;
Q
s
=fs*As=fs*l*u
Cộng 34,000 1.323,50


Bảng 3. Thnh phần sức chịu mũi của cọc (Q
p
)

Lớp c j
Độ sâu
' '
v

N
q
N
c
N

q
p
Q
p

đất
(kN/m
2
) (độ) mũi cọc(m) (kN/m
3
)(kN/m
2
) (các hệ số phụ thuộc j) (kN/m
2
) (kN)
4 36,6 14,83 35 10,8 293,55 3,879 10,872 1,292 1540,19 96,26

Bảng 4. Độ lún cọc đơn

Các đại lợng / thông số
Ký
hiệu
Đơn
vị

Diễn giải/
Công thức tính
Giá trị
Môđun đn hồi của cọc E
c
kN/m
2
theo mác bê tông cọc,
chọn M300
2,9E+07
Hệ số phụ thuộc hình dạng phân bố lực
ma sát f
s

lấy theo phân bố tuyến tính 0,67
Hệ số phụ thuộc hình dáng cọc
cọc vuông: = 0,88;
tròn: =0,79
0,88
Hệ số Poisson của đất dới mũi cọc
0
lớp 4: đất sét 0,3
Mô đun biến dạng của đất dới mũi cọc E
0
kN/m
2
lớp 4: đất sét 10.760
Hệ số ảnh hởng
(phụ thuộc vo độ mảnh cọc)
I

s

Theo Vesic:
Is=2+0,35*sqrt(L/B)
6,08
>Độ lún do biến dạng co đn hồi của bản
thân cọc
S
1
(l) m
S
1
= (Qap+ Qas)*L /
(Ac*Ec)
0,018
>Độ lún do nén của đất nền dới mũi cọc
S
2

(Sm)
m
S
2
= (Qap/Ap)*(B/Eo)*
(1-
2
o
)*
0,014
>Độ lún chuyển dịch do ma sát đất & mặt

bên cọc
S
3
(S
b
)m
S
3
= (Qas/uL)*(B/Eo)*
(1-
2
o

)*Is
0,005
>Độ lún của cọc đơn S
đ
m S
đ
= S
1
+ S
2
+ S
3
0,037

Bảng 5. Độ lún của đất nền

Chiều cao

đất đắp H
đ

m 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5
Tải phân bố đều
tơng đơng
p =
đ
*H
đ

kN/m
2
19,8 29,7 39,6 49,5 59,4 69,3 79,2 89,1 99
Độ lún nền

n
i
ii
i1
i
S.p.h
E
=

=


Lớp 1 0,014 0,021 0,028 0,034 0,041 0,048 0,055 0,062 0,069
Lớp 2 0,279 0,418 0,558 0,697 0,836 0,976 1,115 1,255 1,394

Cộng 0,293 0,439 0,585 0,731 0,878 1,024 1,170 1,317 1,463
Ghi chú: Dung trọng đất đắp lấy

đ
= 18 kN/m
3
, hệ số vợt tải 1,1.


B¶ng 6. Tæng hîp c¸c ®¹i l−îng kh¶o s¸t vÒ ma s¸t ©m

C¸c ®¹i l−îng ChiÒu cao nÒn ®¾p H
®
(m)
kh¶o s¸t vÒ
MSA
1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5
Z
nf
(m) 17,479 18,320 18,740 18,992 19,160 19,280 19,370 19,440 19,496
L
nf
(m) 16,479 17,320 17,740 17,992 18,160 18,280 18,370 18,440 18,496
Q
nf
(kN) 177,00 189,12 195,29 199,03 201,54 203,34 204,70 205,76 206,60
Q
u_nf
(kN) 1.065,761.041,53 1.029,181.021,701.016,681.013,071.010,361.008,251.006,56
TØ sè (L

nf
/L
y
) 0,867 0,912 0,934 0,947 0,956 0,962 0,967 0,971 0,973
TØ sè (Q
nf
/Q
u
) 12,47% 13,32% 13,76% 14,02% 14,20% 14,32% 14,42% 14,49% 14,55%
TØ sè (Q
u_nf
/Q
u
) 75,07% 73,36% 72,49% 71,96% 71,61% 71,36% 71,16% 71,02% 70,90%
HÖ sè an toμn
cßn l¹i
K = Q
u_nf
/ Q
a

1,610 1,573 1,555 1,543 1,536 1,530 1,526 1,523 1,521

Biểu đồ thể hiện (Lnf/Ly) - Hđ
0,80
0,85
0,90
0,95
1,00
11,522,533,544,55

Hđ (m)
Lnf/Ly
Biểu đồ thể hiện (Qu_nf/Qa) - Hđ
1,50
1,55
1,60
1,65
1,70
11,522,533,544,55
Hđ (m)
Hệ số K = Qu_nf / Qa
Biểu đồ thể hiện (Qnf/Qu) - Hđ
11%
12%
13%
14%
15%
11,522,533,544,55
Hđ (m)
Qnf / Qu
Biểu đồ thể hiện (Qu_nf/Qu) - Hđ
70%
72%
74%
76%
78%
11,522,533,544,55
Hđ (m)
Qu_nf / Qu

H×nh 1: C¸c biÓu ®å thÓ hiÖn quan hÖ gi÷a c¸c tØ sè vÒ ma s¸t ©m víi chiÒu cao ®¾p

L
n
f
/L
y
) - H
®
(Q
un
f
/Q
a
)-H
®

(Q
nf
/Q
u
) - H
®

(Q
unf
/Q
u
) - H
®

5. KếT LUậN V KIếN NGHị
Kết luận
5.1. Khi phụ tải ngoi tác dụng lên nền
cng tăng (chiều cao đắp tăng), chiều di
đoạn cọc chịu ảnh hởng ma sát âm (L
nf
) cng
tăng v có thể chiếm hơn 85% chiều di cọc
trong đất yếu (L
y
). Tuy nhiên, độ gia tăng ny
giảm dần khi phụ tải cng lớn. Trong khi đó,
theo TCXD 189 : 1996 : L
nf
= 0,7 * L
y
v
không xét đến sự thay đổi giá trị phụ tải
ngoi tác dụng lên nền.
5.2. Khi phụ tải ngoi tác dụng lên nền
cng tăng (chiều cao đắp tăng), giá trị lực ma
sát âm lớn nhất (Q
nf
) cng tăng v có thể lên
đến hơn 12% so với giá trị sức chịu tải cực
hạn khi cha xét ma sát âm (Q
u

).
5.3. Khi phụ tải ngoi tác dụng lên nền
cng tăng (chiều cao đắp tăng), giá trị sức
chịu tải của cọc khi xét ảnh hởng ma sát âm
(Q
u_nf
) cng giảm v có thể chỉ còn thấp hơn
76% giá trị sức chịu tải cực hạn khi cha xét
ma sát âm (Q
u
).
5.4. Khi phụ tải ngoi tác dụng lên nền
cng tăng (chiều cao đắp tăng), hệ số an ton
còn lại khi xét ma sát âm K (= Q
u_nf
/Q
a
) cng
giảm. Điều ny cho thấy hiện tợng ma sát
âm lm giảm độ an ton cho công trình nhất
l sẽ có thể nguy hiểm với phụ tải ngoi lớn
(chiều cao đắp lớn). Tuy nhiên, hệ số an ton
còn lại ny có thể chấp nhận đợc trong một
số trờng hợp nếu vận dụng theo hệ số
an ton K
tc
của phụ lục A - TCXD 205: 1998
(K
tc
= 1,4 ữ 1,75 tùy theo số lợng cọc trong

móng).
5.5. Do đó, khi tính toán thiết kế móng cọc
trong đất yếu v có san lấp tôn nền thì cần
phải xem xét đến ảnh hởng ma sát âm tác
dụng vo cọc để xác định đúng sức chịu tải
của cọc nhằm có giải pháp thiết kế nền móng
công trình thích hợp.
Kiến nghị
5.6. Bi báo trình by một phơng pháp
xác định sức chịu tải của cọc khi xét ảnh
hởng ma sát dựa trên tơng quan giữa độ
lún của cọc v độ lún của đất nền. Phơng
pháp ny đơn giản v thích hợp với việc tính
toán từng trờng hợp cụ thể hơn so với
phơng pháp chung trình by tại TCXD 189 :
1996. Do đó, có thể sử dụng kết quả nghiên
cứu ny trong thiết kế sơ bộ hay kiểm tra sức
chịu tải của cọc khi xét đến ảnh hởng của
ma sát âm đồng thời có thể phục vụ cho công
tác quản lý xây dựng của địa phơng.
5.7. Tuy nhiên, phơng pháp trên còn hạn
chế l chỉ tính toán trên cọc đơn, cha xét đến
nhóm cọc, cha xét đến tơng tác giữa cọc v
đất gần cọc (lm ảnh hởng độ lún lẫn nhau)
cũng nh cha xét đến yếu tố thời gian trong
quá trình cố kết của đất nền. Do đó, cần phải
nghiên cứu phát triển thêm.
5.8. Ma sát âm l hiện tợng phức tạp v
cần phải lu tâm khi thiết kế móng cọc. Các
công thức nêu trên chủ yếu dựa trên lý thuyết

v có xu h
ớng thiên về an ton. Vì vậy,
chúng ta cần phải nghiên cứu hiện tợng ma
sát âm thông qua các thí nghiệm thực tế hiện
trờng hoặc xây dựng các mô hình thí nghiệm
gần với thực tế v đối chiếu với kết quả tính
toán từ các phơng pháp lý thuyết.

TI LIệU THAM KHảO
1. Châu Ngọc ẩn, Nền móng, NXB Đại học
Quốc gia TP.HCM, 2002;
2. Vũ Công Ngữ v Nguyễn Thái, Móng
cọc phân tích v thiết kế, NXB khoa học v
kỹ thuật, 2006;
3. TCXD 189 : 1996 Tiêu chuẩn thiết kế
móng cọc tiết diện nhỏ, NXB Xây dựng, 2002;
4. TCXD 205 : 1998 Tiêu chuẩn thiết kế
móng cọc, NXB Xây dựng, 2002.




Ng−êi ph¶n biÖn: PGS.TS. NguyÔn B¸ KÕ