Phân tích sự làm việc của bè móng trên hệ cọc (tóm tắt)

PHẦN MỞ ĐẦU
Sự cần thiết của nghiên cứu. Từ kết quả nghiên cứu và số liệu thống kê của 31
công trình xây dựng cao tầng của các tác giả trong nước và trên thế giới, cho
thấy dường như chưa có sự quan tâm thích đáng đến sự làm việc tối ưu của bè,
do đó kích thước của chúng thường có giá trị lớn. Cho nên, cần thiết phải làm
sáng tỏ sự làm việc của bè, các yếu tố ảnh hưởng đến nó trong toàn bộ tương tác
kết cấu bên trên – bè móng – nền, cọc.
Mục đích của nghiên cứu (i) Giải thích được lý do mà các nhà tư vấn thường
thiết kế chiều dày bè lớn. (ii) Từ đó đưa ra được phương pháp hoặc định hướng
cho các nhà tư vấn để thiết kế hợp lý chiều dày bè, tiết kiệm nguồn lực kinh tế.
Ý nghĩa lý thuyết của luận án là góp phần làm sáng tỏ sự làm việc của bè trong
tương tác kết cấu – bè – nền cọc. Ý nghĩa thực tiễn của luận án là giúp tối ưu
hóa được khối lượng vật tư sử dụng khi thiết kế bè móng, tiết kiệm không gian
xây dựng, đáp ứng nhu cầu xây dựng ngày càng tăng của đất nước.
Phương pháp nghiên cứu: Luận án sử dụng phương pháp phân tích và tổng hợp
lý thuyết kết hợp với phương pháp thực nghiệm khoa học. Trước hết luận án
phân tích thực tiễn thiết kế và lý thuyết về sự làm việc của bè từ các công trình,
nghiên cứu đã được công bố. Tiếp theo luận án sử dụng phương pháp số và
phương pháp thống kê để phân tích tách bạch, lặp lại, biến thiên từng yếu tố tác
động và đánh giá, đo đạc sự biến đổi của từng yếu tố. Kết quả nghiên cứu sẽ
được kiểm chứng bởi số liệu thống kê, quan trắc và kết quả nghiên cứu của một
số tác giả khác.
Giới hạn của nghiên cứu. Luận án tập trung phân tích sự làm việc của bè trên
hệ cọc của các công trình cao tầng, có xét đến toàn bộ các tương tác với kết cấu
bên trên và đất nền cũng như hệ cọc ở bên dưới. Luận án sẽ chú trọng vào sự
làm việc của bè trong điều kiện tải trọng tĩnh và ứng xử đàn hồi, nhằm đảm bảo
tính tương thích giữa ứng xử của bè và kết cấu bên trên và đất nền cũng như, để
đơn giản khi chỉ xét đến tải trọng tĩnh.

1

Những đóng góp mới Đại đa số bè móng hiện nay chưa được quan tâm thiết kế
tối ưu. Luận án đề xuất phương pháp đồ thị để xác định chiều dày bè hợp lý chỉ
dựa trên 3 yếu tố là số lượng tầng, đất nền và hệ cọc. Ba yếu tố này được khẳng
định là quan trọng nhất khơng được bỏ qua khi phân tích bè.
Luận án có 5 chương, phần mở đầu, phần kết luận và các phụ lục.

Khái niệm về móng bè - cọc: Móng bè – cọc là trường
hợp tổng qt của móng cọc đài bè; trong đó, móng bè
và móng cọc là hai trường hợp đặc biệt, khi đó: hoặc là
đất nền dưới bè hoặc là hệ cọc chịu tồn bộ tải trọng từ
kết cấu bên trên. Hình 1.1 phân biệt móng bè, móng cọc
và móng bè – cọc.
Khái niệm về sự làm việc của cọc: Theo Randolph (1994)
có 3 quan niệm về sự làm việc của cọc. Cọc truyền thống

Tỷlệtả
i trọngdo cọc chòuQp/Qt
1.0

0.0

1.0

nvòcủ
ahệmó
ng
Sr =Chuyể
Chuyể
nvòcủ

amó
ng bè

Mó
ng bè- cọc

Mó
ng cọc

Các khái niệm

Mó
ng bè

1.1

TỔNG QUAN VỀ SỰ LÀM VIỆC CỦA BÈ MĨNG TRÊN
HỆ CỌC
Mứ
c độgiả
mchuyể
n vò, Sr

CHƯƠNG 1

Hình 1.1 Phân biệt
móng bè, móng cọc và
móng bè - cọc

làm việc ở 30 – 50% , cọc từ biến làm việc ở 70 – 80, còn

cọc kiểm sốt chuyển vị lệch làm việc tại 100% sức chịu
tải cực hạn. Trong móng bè – cọc, cọc thường làm việc ở
80 – 100% sức chịu tải cực hạn.
Quan niệm tính tốn móng bè – cọc dựa trên 2 giả thiết:
(i) Chuyển vị của cọc và của đất nền bằng nhau tại bè; (ii)
do tính thuận nghịch.
Ma trận lực – chuyển vị mơ phỏng sự làm việc của móng
Hình 1.2 Tương tác
kết cấu – bè – nền, cọc
(1)
(Pecker & Pender,
2000)
Trong đó, : Chuyển vị của cọc; : Chuyển vị của bè; : Tải
bè – cọc được xác định bởi Randolph (1983):

trọng và độ cứng chống chuyển vị của hệ cọc; , : Tải trọng và độ cứng chống
2


chuyển vị của bè; , : Chuyển vị của cọc do lực đơn vị tác dụng tại bè và ngược
lại (hệ số tương tác).
Cơ chế hoạt động của bè: Bè là kết cấu trung gian nằm giữa kết cấu bên trên và
nền, cọc ở bên dưới (Hình 1.2). Tồn bộ tải trọng từ kết cấu bên trên truyền
xuống nền và hệ cọc thơng qua bè. Ngược lại, các biến dạng, chuyển vị của đất
nền và hệ cọc cũng thơng qua bè, truyền ngược lên hệ thống kết cấu bên trên.
Trong các q trình đó, bè có nhiệm vụ triệt tiêu các nội lực phát sinh trong bản
thân nó để cân bằng sự làm việc của kết cấu bên trên và hệ kết cấu móng ở bên
dưới. Dễ dàng nhận thấy có hai phương pháp để triệt tiêu các nội lực nói trên:
hoặc là tăng chiều dày bè thật lớn để gánh chịu bất cứ nội lực nào phát sinh tại
bè, hoặc là kết cấu bên trên và kết cấu hệ móng phải được thiết kế hợp lý sao

cho nội lực trong bè khơng xuất hiện hoặc xuất hiện rất nhỏ.
1.2
Số liệu thống kê từ 31 cơng trình móng bè – cọc trong nước
và trên thế giới
Hình 1.3 thể hiện chiều dày bè của 31 cơng trình thống kê, chúng khá dày từ 1,5
đến 8 m. Có thể nhận thấy chiều dày bè của một số cơng trình lệch khá xa so
với đường xu hướng. Rõ ràng, chiều dày bè phụ thuộc vào số lượng tầng và

0

100

200

Sốtầ
ng
Hình 1.3 Chiều dày bè
theo thống kê

1.3

5

0

100

Chiề
u dà
y bè(m)

7
0.01
t=
MBC
MB
MC

10

PP
Die
p(1
995
)

ng
ù
hươ
xu
.
.15
Đ
n+1

Chiề
u dà
y bè(m)

5

10
t=
0.0
69n
+1.
9

Chiề
u dà
y bè(m)

10

200

Sốtầ
ng
Hình 1.4 Chiều bè
theo Diep T.T.(1995)

5

0

t=
0.0
68n
+1.
9

nhiều yếu tố khác.

1.15
7n+
0.01
=
t

PP Poulos điề
u chỉ
nh

100

200

Sốtầ
ng
Hình 1.5 Chiều dày bè
theo PP Poulos mở rộng

Các phương pháp phân tích bè

Các phương pháp giản lược Phương pháp này dựa trên 2 giả thiết (Lopes,
1994): (i) Áp lực tiếp xúc thay đổi tuyến tính dưới bè; (ii) Áp lực tiếp xúc phân
3


bố đều trong phạm vi chân cột. Giả thiết (i) phù hợp cho quan niệm bè cứng,

giả thiết (ii) phù hợp cho quan niệm bè mềm. Nhiều tác giả đã đưa ra các biểu
thức để phân biệt bè cứng và bè mềm. Tuy nhiên một số biểu thức này chỉ dùng
để xác định nội lực trong bè, nhưng khơng xác định được biến dạng của bè.
Hình 1.4 thể hiện chiều dày bè của các cơng trình thống kê theo phương pháp
của Diep (1995). Cho thấy đa số các cơng trình thống kê đều thiết kế bè cứng.
Các phương pháp giải tích Cơ sở của các phương pháp này là lời giải phương
trình vi phân chuyển vị của bản mỏng khi chịu uốn:
d
dx 3


d 2w 
 EI
 = q ( x) − p( x )
dx 2 


(2)
Trong đó q(x) là tải trọng bên ngồi tác dụng lên bè và
tích, đưa ra các biểu thức đơn giản để tính tốn chiều
dày bè. Ví dụ lời giải của Kany cho trường hợp biến
dạng phẳng, của Bayer và Grasshoff cho trường hợp đối
xứng. Các lời giải chi tiết tập trung ở các cơng trình của
Selvadurai, Scott, Hemsley, Schleicher, Heténey và
nhiều tác giả khác. Poulos (2001) đưa ra bốn tiêu chí

0.6

Chuyể
n vòlệ

ch (%)

p(x) là phản lực nền hoặc cọc. Có rất nhiều lời giải giải

0.4

Theo thố
ngkê
Theo PRAB

0.2

Hình 1.6 Hợp lý hóa
chiều
0.0 dày bè theo
2 pháp
4 số6 8
phương
Chiề
u dà
y bè(m)

đánh giá ứng xử cục bộ dưới chân cột, để xác định sự
cần thiết bố trí cọc tại đó. Từ bốn tiêu chí này có thể mở rộng để xác định sơ bộ
chiều dày bè trong móng bè cọc. Hình 1.5 cho thấy chiều dày bè xác định theo
phương pháp này chưa giải thích được trường hợp bè mỏng của Dubai Tower
hay bè dày của Messerturm Tower.
Các phương pháp số Phương pháp số dùng để thiết kế chiều dày bè bao gồm:
Phương pháp sai phân hữu hạn, Phương pháp phần tử hữu hạn, Phương pháp
phần tử biên và Phương pháp lưới hữu hạn. Hình 1.6 thể hiện kết quả phân tích

chiều dày bè hợp lý bằng chương trình PRAB, được viết trên cơ sở kết hợp giữa
phương pháp phần tử hữu hạn và lý thuyết đàn hồi. Phương pháp này có thể xét
đến hầu hết yếu tố ảnh hưởng (đất nền, hệ cọc) nên kết quả đáng tin cậy.
4


1.4

Phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến nội lực và biến dạng của bè
Ảnh hưởng của kết cấu bên trên Meyerhof (1947) là người đầu tiên nhận thấy
tầm quan trọng của độ cứng kết cấu bên trên khi thiết kế móng. Các nghiên cứu
cụ thể tương tác giữa đất nền – bè – kết cấu bên trên đã được chú trọng trong
suốt thế kỷ 20, đặc biệt sau khi phương pháp số và ứng dụng máy tính được
hoàn thiện. Summer (1957) khẳng định rằng mô men uốn trong bè tăng khi tăng
độ cứng của móng và giảm khi tăng độ cứng của kết cấu bên trên. Grasshof et
al. (1957) đã chứng minh được rằng độ cứng kết cấu bên trên và điều kiện
ngàm giữa cột và kết cấu móng, có ảnh hưởng đến mô men uốn và áp lực tiếp
xúc. Các nghiên cứu về tương tác kết cấu – bè – nền cọc cũng được thực hiện
bởi Lee & Harrison (1970), Stavridis (2002), Thangaraj & Ilamparuthi (2009)
và nhiều tác giả khác.
Ảnh hưởng của hệ cọc Có rất nhiều công trình nghiên cứu đánh giá ảnh hưởng
của hệ cọc đến chuyển vị và chuyển vị lệch của móng, như: ảnh hưởng của cách
sắp xếp cọc dưới bè (Rabiei 2009), số lượng cọc (Poulos 2001), số lượng cọc và
khoảng cách giữa các cọc (Oh et al. 2006), khoảng cách lớn giữa các cọc (Chow
et al. 2001), khoảng cách từ mép bè đến cọc (Maybaum et al. 2000), chiều dài
cọc (Vasudev & Unikrisnan 2009), liên kết giữa cọc và bè (Eslami và
Malekshah 2011).
Ảnh hưởng của đất nền Thangaraj & Ilamparuthi (2009) chứng minh được rằng
mô đun đàn hồi của đất nền ảnh hưởng đáng kể đến chuyển vị lệch và chuyển vị
tổng thể và mô men tại chân cột giảm khi chiều dày bè và mô đun đàn hồi của

đất nền tăng. Các biểu thức giải tích của Poulos (2001) dùng để xác định nhu
cầu cần thiết phải bố trí cọc dưới chân cột cũng cho thấy chiều dày của bè tỷ lệ
nghịch với mô đun đàn hồi của đất nền. Oh et al. (2006) khi nghiên cứu về
móng bè – cọc chứng minh được mối quan hệ giữa việc giảm chuyển vị lệch và
độ cứng tương đối của bè nền. Tóm lại, các tác giả đều cho rằng mô đun đàn
hồi của đất nền lớn có thể làm giảm chuyển vị lệch.

5


1.5

Nhận xét

1. Bè làm việc chủ yếu là triệt tiêu nội lực và biến dạng xuất hiện trong nó
cũng như san đều nội lực và biến dạng trong các kết cấu của hệ tương tác kết
cấu bên trên – bè – nền, cọc.
2. Có hai quan niệm thiết kế bè, đó là: bè mềm và bè cứng. Bè của đa số 31
công trình thống kê đều thiết kế theo quan niệm bè cứng, do đó chiều dày của
chúng lớn, không kinh tế. Do đó có thể kỳ vọng áp dụng quan niệm bè mềm để
lựa chọn chiều dày hợp lý. Lời giải của phương pháp gần đúng không có cơ sở
lý thuyết để phân tích chiều dày bè hợp lý. Các lời giải của phương trình vi
phân chuyển vị thường rời rạc, do có nhiều biến số. Còn phương pháp số cần
nhiều thời gian công sức, nhiều chuyên môn khác nhau để xử lý số liệu và phối
hợp tính toán, cần có sự phối hợp của kỹ sư kết cấu và kỹ sư địa kỹ thuật.
3. Ứng xử chịu lực và biến dạng của bè phụ thuộc vào ba nhóm yếu tố: đất nền,
hệ cọc và kết cấu bên trên.
CHƯƠNG 2 PHƯƠNG PHÁP LUẬN, CƠ SỞ CỦA CHƯƠNG TRÌNH
PRAB VÀ THIẾT LẬP MÔ HÌNH NGHIÊN CỨU
2.1

Phương pháp luận

Từ các nghiên cứu có thể nhận thấy có hai nhóm yếu tố: (i) Thứ nhất, chiều dày
bè ảnh hưởng đến sự phân phối nội lực và biến dạng của kết cấu bên trên, đất
nền và hệ cọc và của chính bản thân bè; (ii) Thứ hai, kết cấu bên trên, đất nền
và hệ cọc ảnh hưởngSđến khả năng chịu lực và biến dạng của bè. Do đó, chuyển
vị lệch
(biến dạng)
t

, có thể viết như là một hàm số phụ thuộc vào chiều dày

bè như sau:

S = f { s (t ), τ (t ), σ (t ), H (t ), Es (t ), HC (t ), K kc (t )}
(3)

H (t ), E s (t ), HC (t ), K kc (t )
Trong đó
lần lượt là mối quan hệ giữa số tầng, mô
đun đàn hồi của đất nền, sơ đồ hệ cọc và độ cứng kết cấu bên trên với chiều dày
6


s (t ),τ (t ), σ (t )
bè;
là các hàm biến dạng, ứng suất cắt, ứng suất do uốn theo
biến số chiều dày bè. Để đơn giản, có thể kiểm tra khả năng chịu cắt của bè
riêng rẽ sau khi lựa chọn được chiều dày bè hợp lý trên cơ sở chuyển vị lệch

cho phép. Do đó hàm (3) có thể viết gọn lại như sau:

S = f { s (t ), H (t ), E s (t ), HC (t ), K kc }

(4)
Chiều dày bè hợp lý về mặt lý thuyết có thể xác định được khi:

= 0.2%(TCVN )


S = S cp = 0.05%( Burland & Wroth ,1975)
(5)

S cp
là chuyển vị lệch tối đa cho phép.
Phân tích chiều dày bè hợp lý là tìm nghiệm của phương trình (5). Lời giải sẽ
được thực hiện bằng phương pháp đồ thị và sẽ được trình bày ở chương 4.
2.2

Cơ sở lý thuyết của chương trình PRAB

Mô phỏng móng bè – cọc trong PRAB Chương trình PRAB được lập bởi
Kitiyodom & Matsumoto (2002, 2003) trên cơ sở phát triển từ các mô hình của
Clancy & Randolph (1993) và Poulos (1991, 1994). Hình 2.1 thể hiện mô hình
tương tác giữa bè, cọc và nền, trong đó bè được rời rạc bằng các phần tử hữu
hạn tứ giác, cọc được rời rạc thành các phần tử hữu hạn dạng thanh, và đất nền
được mô phỏng bằng các lò xo tương tác. Mỗi nút bè hoặc cọc được liên kết với
3 lò xo nền: phương , .
Ứng xử ứng suất – biến dạng của đất nền theo lý thuyết đàn hồi Độ cứng của
các lò xo tại các nút của bè và mũi cọc được xác định theo lời giải đàn hồi của

Muki (1961) cho trường hợp tải trọng phân bố trên bản cứng hình tròn nằm trên
bán không gian đàn hồi. Độ cứng của các lò xo do ma sát dọc thân cọc xác định
bởi lời giải đàn hồi của Randolph & Wroth (1978). Trường hợp đất nền nhiều
lớp, sử dụng lời giải của Lee (1991). Tương tác giữa các lò xo (lực và chuyển vị
tại các nút bè hoặc cọc) được mô phỏng bởi lời giải của Mindlin (1936). Độ
7


cứng của lò xo nền theo phương đứng và phương ngang dưới bè và dưới mũi
cọc (Muki, 1961):
y

b

b
y

Độ cứng của lò xo nền theo phương đứng và phương ngang dọc thân cọc xem
Hình 2.2 (Randolph & Wroth, 1978):

x

(8)

Hình 2.1 Mô phỏng
đất nền xung quanh cọc
(Randolph & Wroth, 1978)

Bè: Các phần tử phẳng tứ giác (PTHH)
Cọc: Các phần tử dầm (PTHH)

Đất nền: Các lò xo tương tác

Hình 2.1 Mô phỏng móng bè – cọc
(Kitiyodom, 2002)
Ứng xử ứng suất – biến dạng dọc thân cọc theo lý thuyết đàn hồi Phương pháp
Coyle & Reese (1966) còn có tên gọi là phương pháp truyền tải t - z, được sử
dụng để mô phỏng ứng xử ứng suất biến dạng dọc thân cọc.
Phương pháp phần tử hữu hạn mô phỏng ứng xử của móng bè – cọc Ma trận độ
cứng tổng thể của hệ móng:
8


Trong đó C là ma trận độ cứng do tương tác, K r là độ cứng của bè, Kp là độ
cứng của cọc, w là ma trận chuyển vị, F là ngoại lực tác dụng lên bè.
2.3

Thiết lập mô hình nghiên cứu

Để phân tích sự tác động của sự biến thiên các yếu tố ảnh hưởng đến chiều dày
bè, luận án thiết kế nhiều mô hình có kích thước bè, sơ đồ bố trí cọc, tham số hệ
cọc, và đặc trưng của đất nền thay đổi, tuy nhiên trong mỗi mô hình sức chịu tải
của hệ cọc luôn luôn không đổi.
Lựa chọn công trình nguyên mẫu Treptower Berlin, Đức được đề xuất là công
trình nguyên mẫu để thiết lập mô hình nghiên cứu. Kết cấu móng bè – cọc và hệ
kết cấu bên trên của nguyên mẫu thể hiện trên Hình 2.3.
2.3.1 Thiết kế công trình mô hình
Kết cấu bên trên Kết cấu bên trên là khung BTCT cao 30, 40, 50 tầng, thiết kế
theo TCVN (Bảng 2.3). Nội lực và chuyển vị tại chân cột lấy từ kết quả tính
toán bởi ETABS, chúng được sử dụng như là tải trọng đầu vào cho PRAB, để
tính toán chuyển vị, nội lực trong bè, cọc và ứng suất trong nền.

Ghi chú: H là số lượng tầng, t là chiều
dày bè, Lc là khoảng cách cột, D p là
đường kính cọc, Lp là chiều dài cọc, n là
số lượng cọc, ES là mô đun đàn hồi của
đất nền dưới bè.

Hình 2.3 Nguyên mẫu công trình
Treptower

Kết cấu bè Bè trong mô hình được thiết kế có chiều dày thay đổi trong phạm vi
từ 2 đến 8m tương ứng với chiều dày bè của các công trình thống kê.
Mô hình nền Mô hình nền sử dụng trong nghiên cứu là mô hình nền Winkler.
Tuy nhiên độ cứng của các lò xo nền và tương tác giữa các lò xo với nhau được
tính toán theo lời giải đàn hồi của Muki (1961) và Mindlin (1936). Các đặc
trưng chịu lực của đất nền tại Q1 TP HCM được sử dụng để thiết kế mô hình.
Các đặc trưng này được tác giả của luận án tổng hợp từ các báo cáo khảo sát địa
chất của khách sạn New Star tại 36 Mạc Đĩnh Chi, tòa nhà Vietcom Bank, tòa
nhà Vincom và thống kê của Châu Ngọc Ẩn.
9


Lựa chọn chiều dài, đường kính và sơ đồ bố trí cọc Sức chịu tải cực hạn của
cọc có thể xác định theo TCXD 45-78, TCVN 205-1998 và 1034:2014:

(i)

Theo chỉ tiêu cường độ, FSmasát = 2, FSmũi = 3;

(ii)

Theo Meyerhoff, FS = 2 – 3;

(iii)

Phương pháp của Nhật bản, FS = 2 – 3;

(iv)

Phương phăp β (Fellenius, 2011), FS = 2 – 3.
Các mô hình (sơ đồ) móng được thiết lập trên cơ sở phương pháp Poulos –
Davis – Randolph, sao cho thỏa mãn phương trình (11).

Trong đó Pp, ult là sức chịu tải cực hạn do cọc chịu, Pr, ult là sức chịu tải cực hạn
do nền dưới bè chịu. Tham số của các mô hình nghiên cứu đã được lập thành
bảng.
2.4

Nhận xét

1. Phương pháp luận của nghiên cứu dựa trên giả thiết: chiều dày bè hợp lý là
chiều dày mà tại đó chuyển vị lệch tương đối có giá trị khoảng 0,2%. Tại
chuyển vị lệch này nội lực và biến dạng của kết cấu bên trên và nền, cọc ở bên
dưới không bị phân phối lại so với giả thiết ban đầu, tránh nguy cơ phá hoại các
kết cấu.
2. Chương trình PRAB là sự kết hợp giữa phương pháp phần tử hữu hạn và lý
thuyết đàn hồi, có thể tính toán được nội lực và biến dạng trong bè, trong cọc
cũng như ứng suất của đất nền xung quanh cọc, phù hợp để phân tích sự làm
việc của bè trên hệ cọc.
3. Các mô hình được thiết kế nhằm mục đích để kiểm chứng đánh giá của các
tác giả đề cập ở chương 1, về sự làm việc của bè và các yếu tố ảnh hưởng đến

sự làm việc đó. So sánh kết quả tính toán bởi phương pháp PDR và chương
trình PRAB, cho thấy các mô hình được xây dựng và chương trình PRAB là
đáng tin cậy, có giá trị để sử dụng cho nghiên cứu tiếp theo.

10


CHƯƠNG 3

1.0D+
.0F
1.0D+
1.0
D+1.0F
11
.0
F

1.0

1.0
.0
Phân tích ảnh hưởng 1của
các tổ hợp tải trọng đến chuyển vị và nội
lực trong bè
0.5
max

N
SM//S/NM

max
max

3.1

1.0D+
1.0L
1.0D+
.0L
1.0
D+
11
.0
L CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG
NGHIÊN CỨU ĐÁNH
GIÁ
1.0D+
1.0
.0W
1.0D+
1.0W
1.0
D+
1
W
ĐẾN SỰ LÀM VIỆC0.9D+
0.9D+
CỦA
.65
BÈ

L+
E
PRAB
0.65E
0.9
D+0.65L+
00
.6
5L+
00.65
.65BẰNG
E

0.5

0.9

Hình 3.1 cho thấy ảnh hưởng

0.0các
của
0.0

tổ hợp tải trọng đến phân bố chuyển vị và

MC qua
taâ
mbeø
nội lực trong bè là không lớn, ngoại
trường

hợp tải trọng ngang tĩnh có giá
MCtrừ
qua
taâ
mbeø
MC qua taâ
mbeø

trị bằng 10% tải trọng thẳng đứng, mà điều này ít khi xảy ra. Do đó, phân tích
các yếu tố ảnh hưởng đến chiều dày bè chỉ cần giới hạn trong điều kiện tải trọng
thẳng đứng, bỏ qua các ảnh hưởng không lớn của tải trọng động đất và gió.

(a)

(c)

(b)

Ghi chú: D là tĩnh tải, L là họat tải, W là tải gió, E là tải động đất, F là tải ngang tĩnh tại bè (~
10% tải đứng.

Hình 3. 1 Phân bố nội lực và chuyển vị khi công trình chịu tải trọng khác nhau
3.2

Phân tích ảnh hưởng của chiều dày bè đến nội lực và biến dạng

Ảnh hưởng của chiều dày bè đến mô men uốn H 3.3, 3.4 cho thấy mô men uốn
trong bè tăng khi chiều dày của bè tăng và rất khó khăn để chọn được sơ đồ bố
trí cọc hợp lý để đảm bảo mô men uốn nhỏ nhất. Nhưng khi sơ đồ bố trí cọc
(chiều dài, số lượng, đường kính) hợp lý (H3.2, 3.5) thì mô men uốn xuất hiện

trong bè nhỏ, do đó không cần thiết phải tăng chiều dày bè. Tóm lại, khi sơ đồ
bố trí cọc hợp lý, chiều dày bè không cần thiết kế dày, do không cần thiết phải
tăng chiều dày bè để giảm chuyển vị lệch.
Ảnh hưởng của chiều dày bè đến biến dạng Hình 3.6 cho thấy khi chiều dày bè
tăng chuyển vị lệch giảm về giá trị “0”. Có thể nhận thấy vai trò chiều dày bè
làm giảm chuyển vị lệch tương đối hay biến dạng của nó là rất lớn. Điều này
giải thích vì sao chiều dày bè thường được thiết kế lớn.
11


0

0

t =3m
t =5m
t =8m

t=2m
t=4m
t=6m

-150

-200
Dp =2m

-450

MC qua tâ

mbè

Hình 3.2 Sự phân phối
Mx theo sơ đồ bó trí cọc
169 cọc,D1m
25 cọc,D2m
25 cọc,D2.5m

Mx (MNm)

300

t=3m
t=5m
t=8m

0

-100

-300

-200

MC qua tâ
mbè

Hình 3.3 Sự phân phối
Mx tại SĐ1theo ( t )

49 cọc,D2m
49 cọc,D2.5m
25 cọc,D3m

MC qua tâ
mbè

Hình 3.4 Sự phân phối
Mx tại SĐ1theo( t )

S max - Smin (mm)

-400

t =2m
t=4m
t =6m

Mx (MNm)

SĐ2
SĐ4

Mx (MNm)

Mx (MNm)

200

SĐ1

SĐ3
SĐ5

0

ĐK 2m, SĐ 4
ĐK 2m, SĐ 1
ĐK 1m, SĐ 4
ĐK 1m, SĐ 3
ĐK 1m, SĐ 2
ĐK 1m, SĐ 1

200

150
0

400

-150

4

8

Chiề
u dà
y bè(m)

MC qua tâ

mbè

Hình 3.5 Phân bố Mx tại SĐ 4 theo np Hình 3.6 Ảnh hưởng của ( t ) đến DS/L
3.3

Phân tích ảnh hưởng của kết cấu bên trên

Ảnh hưởng của độ cứng kết cấu bên trên Hình 3.7 cho thấy khi có xét đến độ
cứng kết cấu bên trên, chuyển vị lệch giảm từ 4 – 15% tùy theo chiều dày của
bè. Ngồi ra, lực dọc tại chân cột xung quanh chu vi bè ngoại trừ cột ở góc bè
giảm đến 8%, các cột ở tâm bè tăng đến 12%, tức là xu hướng san đều lực dọc
tại các chân cột. Khi tỷ số chiều dày bè và chiều cao cơng trình () lớn hơn 4%
(các trường hợp bè dày), độ cứng kết cấu bên trên ảnh hưởng khơng đáng kể
đến chuyển vị lệch. Do đó, có thể bỏ qua ảnh hưởng của độ cứng kết cấu bên
trên khi phân tích chiều dày bè của các cơng trình móng bè – cọc.
Ảnh hưởng của chiều cao cơng trình Hình 3.8 cho thấy: i) Nếu tăng số lượng
tầng từ 30 đến 200, thì chuyển vị lệch tăng; ii) Chuyển vị lệch ln ln giảm
về giá trị bằng “0” khi chiều dày bè tăng, điều này đúng cho mọi cơng trình dù
cao 200 tầng hay chỉ 30 tầng. Có thể nhận thấy chiều dày bè phụ thuộc vào số
12


(mm)

lượng 0tầng đúng như khẳng định của Chen & Diep (1990), Tomlinson (1994),
min

30 tầ
ng
40 tầ

ng
Mứ
c giả
m
50
ng
chuyể
n vòlệ
ch tầ
khi xé
t đế
n200
độcứ
ngng
tầ

max

Mứ
c giả
Sm %
-S

15200
10300

Hình 3.8 Ảnh hưởng của
H đến DS

kế

t cấ
u bê
n trê
n

2

4

6

8

Chiề
u dà
y bè(m)

5
0

4

t / H (%)

Smax - Smin mm

Diep100
T. T. (1995), do đó số lượng tầng là yếu tố rất quan trọng khi phân tích bè.
t=8m
t=6m

t=5m
t=4m
t=3m

0
20
40
60

t=2m

6

8

9

12

Bướ
c cộ
t (m)

Hình 3.9 Ảnh hưởng
của Lc đến DS

Hình 3.7 Ảnh hưởng của
Kkc đến DS

Ảnh hưởng của bước cột Hình 3.9 cho thấy: (i) Khi khoảng cách cột tăng

chuyển vị lệch tăng, tuy nhiên khơng đáng kể; (ii) Ảnh hưởng của khoảng cách
cột đến chuyển vị lệch có thể được bù đắp nếu chiều dày bè đủ lớn. Nói cách
khác có thể bỏ qua ảnh hưởng của khoảng cách cột khi phân tích chiều dày bè
trong móng bè, móng cọc và móng bè – cọc, do chiều dày bè thường được thiết
kế lớn.
3.4

Ảnh hưởng của đất nền đến chuyển vị lệch

Ảnh hưởng của lớp đất nền ngay dưới bè Từ các phân tích ở chương 3 cho thấy
vùng đất nền nằm tiếp giáp với bè chịu ứng suất rất lớn. Hình 3.10 chỉ rõ khi
tăng mơ đun đàn hồi của lớp đất có chiều dày khoảng 10% - 20% lần bề rộng
bè nằm ngay dưới bè từ 30 đến 200 MPa, thì chuyển vị lệch giảm về giá trị gần
bằng “0” và do đó có thể làm giảm chiều dày bè. Như vậy vai trò của mơ đun
đàn hồi của lớp đất nền nằm ngay dưới bè là một trong các yếu tố quan trọng
khơng thể bỏ qua khi phân tích chiều dày bè.
Hình 3.11 cho thấy: i) Nếu khoảng cách giữa mũi cọc và tầng đất cứng đủ lớn
(> 2 m), chuyển vị lệch giảm nhưng chuyển vị trung bình tăng; ii) Nếu mũi cọc
nằm trong phạm vi cách nền đất cứng từ 0 đến 2 m, ứng xử chuyển vị của cọc
rất nhạy cảm. Từ đó cho thấy, cần đặc biệt lưu ý khi thiết kế chiều dày bè trong
trường hợp quan niệm thiết kế móng cọc đặc biệt là cọc chống. Khi nền đất chịu
lực dưới mũi cọc khơng đồng đều (bao gồm cả cao độ và tính chất cơ lý), có thể
13


Smax - Smin (mm)

làm gia tăng chuyển vị lệch, do đó0 cần tăng dự phòng chiều dày bè để cân bằng

Smax - Smin (mm)

các nội lực và chuyển vị phát sinh
50trong quá trình làm việc của bè.
0
L=6.2 m
100
L=9.3 m 50
L=3.1m
150
E=200MPa
100
0
100 200

Es (MPa)

E=1000, 1500MPa

150 0 10 20 30

dn (m)
Hình 3.11 Ảnh hưởng của Es đất nền
dưới mũi cọc đến DS

Hình 3.10 Ảnh hưởng của Es dưới bè
đến DS
3.5

Ảnh hưởng của hệ cọc đến chuyển vị lệch

Ảnh hưởng của sơ đồ bố trí cọc Hình 3.12 – 3.15 cho thấy, sơ đồ bố trí cọc có
ảnh hưởng mạnh mẽ đến chuyển vị và chuyển vị lệch. Để chọn sơ đồ tối ưu
đồng thời thỏa mãn chuyển vị tổng thể nhỏ nhất và chuyển vị lệch nhỏ nhất là
tương đối khó khăn. Tương tự, để chọn sơ đồ tối ưu duy nhất cho mọi công
trình lại càng khó hơn. Tuy nhiên ứng với mỗi một công trình cụ thể có thể tìm
được sơ đồ bố trí cọc hợp lý nhất. Đối với công trình nghiên cứu, sơ đồ 4 – cọc
phân bố đều được xem là hợp lý nhất
Ảnh hưởng của số lượng cọc Hình 3.16, 3.17 cho thấy, việc gia tăng số lượng
cọc luôn luôn giảm được chuyển vị lệch cho dù thay đổi chiều dài hay tăng
đường kính cọc. Khi thiết kế móng, có thể chọn cọc có đường kính nhỏ với
chiều dài (số lượng) cọc hợp lý, thì có thể giảm chuyển vị lệch hiệu quả hơn.
Ảnh hưởng của khoảng cách giữa các cọc Hình 3.18, 3.19 cho thấy khi tăng
khoảng cách giữa các cọc, thì chuyển vị lệch tăng. Khoảng cách giữa các cọc
trong hệ cọc, nằm trong mối ràng buộc với số lượng, chiều dài, đường kính và
sơ đồ bố trí. Vì thế, trong năm yếu tố này, chỉ cần quan tâm đến sơ đồ bố trí cọc
và chiều dài cọc để phân tích chiều dày bè.

14


SĐ2
SĐ4

300
350
400
450

MC qua tâ
mbè

Hình 3.12 Ảnh hưởng
của sơ đồ bố trí cọc đến
S (Dp = 2.5m)
Hình 3.15 Ảnh hưởng
của sơ đồ bố trí cọc đến
S (Dp = 3m)

0D=
1m, t =3m
Dp=3m, t =3m
SĐ1
SĐ2
20
SĐ4
SĐ5
SĐ3
SĐ4
250
40
SĐ5
0
60
300
Khá
c Dp
80
75
3500 50 100 150

150

np (cọc)

MC qua tâ
mbè

MC qua tâ
mbè
Hình 3.13 Ảnh hưởng
của sơ đồ bố trí cọc
đến S (Dp = 1m)

Chuyể
) m)
Snmvò
-(m
Smm
(m
ax
in

SĐ1
SĐ3
SĐ5

Chuyể
vò
(m
mm
))

Chuyể
n
vò
(m
Smaxn
-S
(m
min

Chuyể
n vò (m)

Dp=2.5m, t=3m

20 D=2m, t=3m
Khá
SĐ1
c Lp

30

100

SĐ3
SĐ5

SĐ2
SĐ4

40

200

50

300

20

np

40

MC qua tâ
mbè
Hình 3.14 Ảnh hưởng của
sơ đồ bố trí cọc đến S (Dp
= 2m)

Hình 3.16
Ảnh Hình 3.17 Ảnh hưởng của
hưởng của np đến S số lượng cọc đến np đến S
(Dp thay đổi)
(Lp thay đổi)

Ảnh hưởng của đường kính cọc Việc lựa chọn đường kính cọc ngồi các yếu tố
về đất nền dưới mũi cọc, thì khả năng chịu lực ngang và mơ men phải được
đảm bảo. Lựa chọn đường kính cho cọc sao cho chiều dài, số lượng và sơ đồ bố
trí của chúng hợp lý. Hình 3.16, 3.17, 3.21 cho thấy chiều dài chứ khơng phải
đường kính cọc có khả năng giảm chuyển vị.

Ảnh hưởng của chiều dài cọc Hình 3.22 cho thấy, khi tăng chiều dài cọc, thì
chuyển vị chuyển vị lệch tương đối giảm. Chiều dài cọc lớn, sơ đồ cọc tương
đối hợp lý, có thể làm giảm đồng thời chuyển vị tổng thể và chuyển vị lệch.
Chiều dài hiệu quả để giảm chuyển vị là 0.833 ~ 1.25 lần chiều rộng bè, đúng
như nhận xét của Vasudev và Unnikrisnan (2009).
Ảnh hưởng của độ cứng hệ móng Hình 3.23 cho thấy chuyển vị tổng thể của
cơng trình tăng khi độ cứng của hệ móng giảm. Thực tế, độ cứng của hệ móng

15


chủ yếu phụ thuộc vào hệ cọc. Do đó, hệ cọc có vai trò rất quan trọng trong việc

Max
Min
TB

200
2

4

dp (x D)

6

40
50

Lp khá

c nhau

2

4

dp (x D)

6

50

Hình 3.19 Ảnh hưởng
của của dp đến DS
0.31%

0.5 0.65%

1

2

Dp (m)

3

Hình 3.21 Ảnh hưởng
của Dp đến DS

1.0

0.833- 1.25B

û

30

Lp (m)

0

SĐ4, Lp=31 m,
np thay đổ
i

100
200

Min
TB
Max

300
1

2

3

4

Dp (m)

0.0

0

100 Khá
c np

3.6

30

SD/L (%)

S max - Smin (mm)

Hình 3.18 Ảnh hưởng
của dp đến S

20

Chuyể
n vò(mm)

Khá
c Lp
Dp =2m
100 SĐ 4

60

Hình3.22 Ảnh hưởng của
Lp đến S

Hình 3.20 Ảnh hưởng
của Dp đến S
Chuyể
n vòTB (mm)

Chuyể
n vò(mm)

0

S max - Smin (mm)

giảm chuyển vị tổng thể và hậu quả cuối cùng là làm giảm chuyển vị lệch.

300
200
100
04

6

8

Độcứ

ng mó
ng (GPa)

Hình 3.23 Ảnh hưởng
của Kpr đến S

Nhận xét

1. Ảnh hưởng kết hợp của tải trọng động đất và gió đến nội lực và biến dạng
trong bè tương tự như tải trọng tĩnh. Do đó có thể n tâm phân tích chiều dày
bè khi cơng trình chỉ chịu tải trọng tĩnh.
2. Biến dạng của bè (nội lực có thể bỏ qua khi chiều dày bè đủ lớn) quyết định
đến sự làm việc của tồn hệ tương tác kết cấu – bè – nền cọc, đặc biệt là khi
cơng trình có số lượng tầng lớn, đất yếu và hệ cọc khơng hợp lý. Ngồi ra chiều
dày bè lớn có thể phân phối đồng đều tải trọng chân cột, nội lực ở đầu cọc, nội
lực dọc thân cọc và ứng suất trong nền xung quanh cọc.
3. Cần chú trọng ba yếu tố chính khi phân tích biến dạng của bè (chuyển vị lệch
của móng), đó là: (i) hệ cọc (chiều dài, sơ đồ), (ii) kết cấu bên trên (số lượng
16


tầng, độ cứng của kết cấu bên trên), và (iii) mô đun đàn hồi của đất nền. Có thể
bỏ qua ảnh hưởng của các yếu tố khác đã đề cập trong chương này.
CHƯƠNG 4 THIẾT LẬP PHƯƠNG PHÁP ĐỒ THỊ ĐỂ ƯỚC TÍNH
CHIỀU DÀY BÈ
4.1 Phương pháp A, chỉ xét đến số lượng tầng
Hình 4.1 thể hiện mối quan hệ chiều dày bè và chiều cao công trình, theo kết
quả tính toán bằng PRAB cho các mô hình trên Bảng 4.1 và theo các kết quả
thống kê. Cho thấy chiều dày bè xác định theo PRAB tại chuyển vị lệch tương
đối 0,2% (sau đây gọi tắt là Phương pháp A) gần như trùng khớp với đường xu

hướng của kết quả thống kê. Điều này là hợp lý do hầu hết các công trình thống
kê cũng có mô đun đàn hồi 50 MPa. Bè của một số công trình có mô đun đàn
hồi lớn hơn hoặc nhỏ hơn hoặc trường hợp móng cọc, nằm lệch ra khỏi đường
xu hướng này. Như vậy, có thể kỳ vọng mối quan hệ chiều dày bè – số tầng
theo PRAB, sẽ phản ánh đúng thực tế, nếu cập nhật sự thay đổi mô đun đàn hồi
của đất nền dưới bè và ảnh hưởng của hệ cọc.
4.2 Phương pháp B, có xét đến ảnh hưởng đồng thời của đất nền và số
lượng tầng
Hình 4.2, 4.3, 4.4, 4.5 thể hiện mối quan hệ
chiều dày bè – số lượng tầng tính toán theo
PRAB tại các giá trị mô đun đàn hồi của lớp
đất dưới đáy bè có chiều dày 0,2B (B là bề
rộng của bè) lần lượt là 30, 50, 100, 150 MPa.
Tổng hợp đồ thị của các hình này tại chuyển vị
lệch tương đối 0,2% là các đường cong tương
tác để xác định chiều dày bè các công trình khi
biết số lượng tầng và mô đun đàn hồi của đất
nền, sau đây gọi tắt là phương pháp B hay đồ
thị tương tác, xem Hình 4.6.

17


0

100
200
Soỏta
ng

E =50 MPa

Hỡnh 4.1 Phng phỏp A

Chie
u daứ
y beứ(m)

10

5

AB
PR

0

E=100 MPa

,2%
B0
A
PR

MC
MB
MBC

100

200

Soỏta
ng

Hỡnh 4.4 Phng phỏp B,
E=100MPa

0

E=30MPa

MC
MB
MBC

100

200

Soỏta
ng

Hỡnh 4.2
Phng
phỏp B, E=30MPa

5

0

MBC
MC

MB

AB
PR

5%
0,0

100

200

Chie
u daứ
y beứ(m)

,2%
B0
A
PR

5

10

5%

0,0

10

5%
PRAB 0,0

5%
B 0,0
PRA
,2%
B0
A
PR

5

MBC
MB
MC

0

100
200
E=50 MPa Soỏta
ng

Hỡnh 4.3 2 Phng
phỏp B, E=50MPa

Chie
u daứ
y beứ(m)

.15
n+1
017
.
0
t=

10

PR
AB
0,2
%

,2%
B0
A
PR

Chie
u daứ
y beứ(m)

5

B

PRA

%
0,05

Chie
u daứ
y beứ(m)

t=
0.06
8n+
1.9

Chie
u daứ
y beứ(m)

10

10

DS/L=0.2% a

5

0

ng
E=150 MPa Soỏta

MP
30 Pa
=
E 50 M
a
E=
MP
00
1
a
E = 0 MP
3
=
E

100

Soỏta
ng

200

Hỡnh 4.5 Phng phỏp Hỡnh 4.6 Chiu dy bố
B, E=150MPa
theo E v s tng

S dng cỏc ng cong tng tỏc trờn Hỡnh 4.6 xỏc nh chiu dy bố ca
31 cụng trỡnh thng kờ, xem bng 5.2 v cỏc hỡnh v trong Lun ỏn. Cho thy:
(i) Chiu dy bố ca cỏc cụng trỡnh múng bố - cc theo phng phỏp ny v kt

qu thng kờ l tng i phự hp. (ii) Chiu dy bố ca cỏc cụng trỡnh múng
cc theo phng phỏp ny ln hn so vi kt qu thng kờ. Lý do l cc trong
múng cc cú cng ln hn cc trong mụ hỡnh (múng bố - cc). (iii) Chiu
dy bố ca cỏc cụng trỡnh múng bố theo phng phỏp ny mng hn so vi kt
qu thng kờ, do múng bố khụng cú cc trong khi mụ hỡnh c thit k l
múng bố - cc. T nhn xột trờn cho thy cn phi b sung cho phng phỏp B
nh hng ca h cc, c bit l nh hng ca chiu di cc.

18


4.3
Phương pháp có xét đến ảnh hưởng đồng thời của số lượng tầng,
mô đun đàn hồi của đất nền và hệ cọc. Phương pháp đồ thị.
Từ Bảng 4.2 và 4.3, phương pháp đồ thị có thể phát biểu: Chiều dày bè xác định
được theo phương pháp B ở mục 4.2 trên đây sẽ được điều chỉnh bởi hệ số ảnh
hưởng do hệ cọc “K”. Hệ số K được xác định trên cơ sở chiều dài cọc hợp lý
(0,833 – 1,25B) như phân tích ở chương 3, như sau:
•

Đối với các công trình có tỷ số chiều dài cọc lớn hơn 1,25B, hệ số điều chỉnh
lấy K < 1,0. Giá trị nhỏ nhất của hệ số điều chỉnh là trường hợp móng cọc từ
0,5 ~ 0,77 lần (Bảng 4.2).
Bảng 4.2
Công trình

Bitexco
Việtcombank tower
Sailing tower
Saigon Pearl

Hyde Park Calvary

Chiều dày bè của các công trình móng cọc
ttk
tppB
tppB
Lc /B
k=
k=
0,2%
0,05%
4,0
6,0
8,9
2,2 – 2,5
2,75
5,0
8,5
1,35*
2,5
3,3
6,7
2,85
2,5
4,9
8,4
2,3
1,52
2,0
4,75

0,92**

Tỷ số
ttk/tppB
0,67
0,55
0,76
0,51
0,76

Bảng 4.3 Chiều dày bè của các công trình được thiết kế dạng móng bè
Công trình
H (tầng)
ttk (m)
tppB (2%) ( m)
Tỷ số ttk/tppB
IHC
15
2,0
1,6
1,25
Commerz
Bank,
27
3,0
2,4
1,25
Franfurt
Bảo gia, HCM
27

2,5
2,4
1,04
DRB - FBC
37
4,0
3,1
1,29
Ghi chú: ttk: chiều dày thiết kế; tPRAB+đ: chiều dày bè theo phương pháp PRAB có xét đến đất
nền, H: số lượng tầng.

•

Với các công trình có chiều dài cọc nhỏ hơn giá trị 0,833B,
chiều dày bè được điều chỉnh bằng hệ số K từ lớn hơn 1,0. Giá
trị lớn nhất của hệ số này là K > 1,25 đó là trường hợp móng bè
(Bảng 4.3).

•

Đối với các công trình móng bè – cọc, có tỷ số chiều dài cọc và
bề rộng bè từ 0,833B đến 1,25B, hệ số điều chỉnh lấy xung
19


1,0. K = 1,0 đó là trường

hợp móng bè – cọc hợp lý;
4.4

Chuyể
n vòlệ
ch (%)

quanh giá trị K

≈

Theo phâ
n tích chi tiế
t

0.2

Theo thiế
t kế

0.1

0.0

Nhận xét

PP đồthò

0.07%

2

4

Chiều dày bè của 31 cơng trình thống kê, xác định theo phương pháp đồ thị tại
biến dạng 0,2% phù hợp với kết quả thống kê. Chúng giải thích được các
trường hợp bè dày mỏng bất thường (như Dubai Tower, Messeturm tower, ICC
Tower và một số trường hợp khác). Cho thấy phương pháp đồ thị, bỏ qua ứng
xử chịu lực của bè, chỉ dựa vào biến dạng có thể xác định được chiều dày bè
tương đối hợp lý so với kết quả thống kê. Vấn đề này sẽ được kiểm chứng và
hiệu chuẩn bởi với việc phân tích chi tiết 6 cơng trình chọn lọc ở chương 5.
CHƯƠNG 5
5.1

6

Chiề
u dà
y bè(m)

ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP ĐỒ THỊ VÀ KIỂM CHỨNG
KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU

Phân tích chi tiết sáu cơng trình chọn lọc

Treptower Chiều dày bè tại chuyển vị lệch 0,2% theo PRAB là 3,7 m. Đơn vị
thiết kế chọn chiều dày 3 m là tương đối hợp lý do chấp nhận biến dạng lớn.
Chiều dày bè theo phương pháp đồ thị với hệ số K =1,0 là 2,8 m, do tỷ số chiều
dài cọc và bề rộng bè từ 0,35 – 0,44 < 0,833 là q ngắn để giảm chuyển vị hiệu
quả do đó hệ số K nên lấy > 1,0.
Dubai Tower Chiều dày bè theo PRAB tại biến dạng 0,2% là 1,5 m. Đơn vị thiết
kế đã chọn bè 2,5 m là hợp lý, thiên về an tồn. Chiều dày bè theo phương pháp
đồ thị là 2,1 m tại hệ số K= 1,0 là hợp lý, cho dù tỷ số giữa chiều dài cọc và bề

rộng bè là 0,44 → 0,62 < 0,833 là nhỏ hơn chiều dài giảm chuyển vị hiệu quả
nhưng do ảnh hưởng của mơ đun đàn hồi lớn của đất nền (1.500 MPa)..
ICC TOWER, Hong Kong Chiều dày bè tại chuyển vị lệch 0,2% theo PRAB là
1,5 m. Đơn vị thiết kế chọn chiều dày bè lớn 8 m là dư. Cơng trình thiết kế theo
phương pháp móng cọc do đó K lấy ≤ 0,77, chiều dày theo phương pháp đồ thị
5,5 m là hợp lý.

Bảng 5.1 Kiểm chứng và hiệu chuẩn phương pháp đồ thị (6 cơng trình chọn lọc)
20


PRAB Phương pháp Số liệu thực
Phạm vi
Sdif =
đồ thị
tế
hợp lý
0.2%
Công trình
t (m) t (m) K
t
Sdif
(t)
(m)
(m)
(%)
Treptower
3,7
2,80 1,0 3,0 0,310
3,7 – 2,8

Dubai Tower
1,5
2,10 1,0 2,5 0,070
1,5 – 2,1
ICC Hongkong
1,5
5,50 0,77 8,0 0,048
1,5 – 5,5
Messeturm T.
2,0
4,10 1,0 6,0 0,062
2,0 – 4,1
Bitexco Tower
0,5
4,62 0,77 4,0 0,075
0,5 – 4,6
Incheon Tower
5,8
5,96 0,77 5,5 0,204 5,8 – 5,96

Phạm vi
hệ số điều
chỉnh
K
1,07 -1,32
0,71 -1,25
0,21 – 1,1
0,5 – 1,5
0,1 – 0,67
0,71 – 0,77

Ghi chú: t – Chiều dày bè; Sdif – Chuyển vị lệch; K – Hệ số ảnh hưởng của hệ cọc.

Messerturm Tower, Franfurt Chiều dày bè tại chuyển vị lệch 0,2% theo PRAB
là 2m). Đơn vị thiết kế chọn chiều dày 6,0 m, là thiên về an toàn. Chiều dày bè
theo phương pháp đồ thị là 4,1 m tại hệ số K=1. Tỷ số chiều dài cọc và bề rộng
bè là 0,59 < 0,833 ngắn hơn chiều dài hiệu quả, do đó K nên > 1,0.
Bitexco Financial Tower Chiều dày bè tại chuyển vị lệch 0,2% theo PRAB là
0,5 m. Đơn vị thiết kế chọn chiều dày 4 m, là thiên về an toàn. Chiều dày bè
theo phương pháp đồ thị là 4,62 m tại K = 0.77. Tỷ số chiều dài cọc / chiều dày
bè từ 2,2 – 2,5 > 0,833 là tỷ số giảm chuyển vị có hiệu quả, nên K lấy < 0,77.
Incheon Tower Chiều dày bè tại chuyển vị lệch 0,2% theo PRAB là 5,8 m.
Chiều dày bè theo thiết kế là 5,5 m, theo phương pháp đồ thị là 5,95 m tại
K=0.77, cho thấy, Incheon Tower là một trong số ít công trình được đơn vị thiết
kế quan tâm đến thiết kế chiều dày bè hợp lý
5.2

Kiểm chứng phương pháp đồ thị với 31 công trình thống kê

Từ Bảng 5.2 có thể nhận thấy: (i) Chiều dày bè được cho là hợp lý tại giá trị
biến dạng 0,2%. Bè các công trình thống kê được thiết kế biến dạng biến động
khá lớn từ 0,048 đến 0,310 %. Do đó chiều dày bè của các công trình thống kê
biến động trong phạm vi lớn.

21


Bảng 5.2

Kiểm chứng chiều dày bè theo phương pháp đồ thị

Công trình
Móng bè
IHC
Bảo gia, HCM
Commerz Bank, Berlin
DRB-FBC
Móng bè – cọc
Congress center
American Express
Treptower, Berlin
Main Tower
Japan Center
Westend I
Forum Kastor
Haus der Wirtschaft,
Offenbach
Messeturm
Dubai Tower
Forum Pollux
Eurotheum
Commerz Bank, Franfurt
Torhaus
Móng cọc
Hyde Park Calvary
Incheon Tower, Korea
Mega Tower, HongKong
VietComBank Tower
Sailing Tower, HCM
Saigon Pearl

Bitexco Financial Tower
An Lac Plaza, HCM
….và 05 công trình khác

tđt
(0.2
%)
(m)

ttt/tppB

K

Lp/B

ttt:
(m)

TppB
0.2%
(m)

0
0
0
0

2.0
2.5
3.0

4.0

1,6
2,4
2,4
3,2

2,00
3,00
3,00
4,00

1,25
1,04
1,25
1,25

1,25
1,25
1,25
1,25

0,34
0,34
0,43
0,49
0,50
0,55
0,56

2.7
2.0
3.0
3.8
3.5
4.7
3.0

1,4
1,8
2,8
3,8
2,6
3,9
2,3

1,40
1,80
2,80
3,80
2,60
3,90
2,30

1,90
1,11
1,07
1,00
1,40
1,23

1,50

1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00
1,00

0,57

2.0

1,6

1,60

1,25

1,00

0,59
0,62
0,68
0,69
0,96
0,97

6.0

2.5
3.0
2.5
4.45
2.5

4,1
2,1
2,8
2,5
4,4
2,7

4,10
2,10
2,80
2,50
4,40
2,70

1,46
1,19
1,11
1,09
1,01
1,09

1,00
1,00
1,00

1,00
1,00
1,00

0,80
0,80
1,25
1,35
1,85
2,30
2,40

1.52
5.5
8.0
2.75
2.5
2.5
4.0

2,0
7,7
7,1
5,2
3,8
4,9
6,0

1,54
5,97

5,39
3,85
2,54
3,77
4,62

0,76
0,71
1,14
0,55
0,76
0,51
0,67

0,77
0,77
0,77
0,77
0,77
0,77
0,77

4,76

2.5

2,6

2,00

0,96

0,77

Ghi chú: ttt: chiều dày bè thực tê, t Pp B: chiều dày bè theo phương pháp B, t đt: chiều dày bè theo
phương pháp đồ thị, Lp: chiều dài cọc, B: chiều rộng bè.

22


(ii) Chiều dày bè theo phương pháp đồ thị xác định ở bảng 5.1 và 5.2 dựa trên
lựa chọn hệ số K tương đối giản
lược. Hệ số K có thể được tinh
chỉnh do ảnh hưởng của tỷ lệ chiều

Bảng 5. 2 Bảng giá trị hệ số K

dài cọc và bề rộng bè.
5.3

Nhận xét

Chiều dày bè của Treptower tương
đối mỏng, do chấp nhận chuyển vị
lệch (biến dạng) lớn; Chiều dày bè
của Bitexco và Incheon Tower hợp
lý; Chiều dày bè của Messeturm và ICC Tower được thiết kế lớn thiên về an
toàn; Chiều dày bè của Dubai Tower được thiết kế dường như mỏng nhưng hợp
lý do mô đun đàn hồi của đất nền lớn. Kiểm chứng thêm với chiều dày bè của
31 công trình thống kê, cho thấy phương pháp đồ thị có thể sử dụng để tính toán

chiều dày bè cho móng bè – cọc. Hệ số K đề xuất trong phương pháp đồ thị là
hợp lý.
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Kết luận
Nghiên cứu chỉ ra rằng cho đến nay chưa có một quan điểm thống nhất về sự
làm việc của bè, do đó bè thường chọn dày. Cho thấy:

i) Bè làm việc chủ yếu là chống lại chuyển vị lệch của móng. Biến dạng của bè
càng nhỏ, thì sự phân phối lại nội lực trong các kết cấu bên trên càng ít, tương
tự nội lực giữa các cọc, ứng suất trong nền, cũng được phân bố đồng đều hơn.
Để thỏa mãn mục tiêu hạn chế sự phân phối lại nội lực và chuyển vị nói trên,
nhiều công trình nghiên cứu đề nghị biến dạng của bè từ 0,05% đến 0,2%, phù
hợp với kết quả phân tích sâu sáu công trình ở chương 5, với biến dạng thay đổi
từ 0,048% (ICC Tower) đến 0,31% (Treptower). Từ đó có thể rút ra được kết
luận rằng việc chọn bè dày hay mỏng của các nhà tư vấn thiết kế là tùy vào việc
23


họ chấp nhận biến dạng của bè nhỏ hay lớn. Chiều dày bè là hợp lý khi biến
dạng của nó đạt giá trị khoảng 0,2%.

ii) Ngoài chiều dày (độ cứng) của bè, nghiên cứu đã chỉ ra ba yếu tố chủ chốt ảnh
hưởng đến biến dạng của bè là: tải trọng (số lượng tầng), mô đun đàn hồi của
đất nền nằm tiếp giáp bè phía trên mặt phẳng trung hòa và sự hợp lý của sơ đồ
bố trí cọc. Kết quả nghiên cứu cho thấy: (i) Ảnh hưởng của độ cứng kết cấu bên
trên và khoảng cách cột đến biến dạng của bè khi bè dày 2 m lần lượt 14% và
13%, nhưng khi bè dày hơn (t/H > 4%) các ảnh hưởng này không còn đáng kể,
có thể bỏ qua; (ii) Nếu mô đun đàn hồi của lớp đất ngay dưới bè tăng từ 30 đến
60 MPa thì chiều dày bè giảm tới 1,5 lần. (iii) Không cần thiết kế bè dày nếu sơ
đồ bố trí cọc hợp lý. Với sơ đồ bố trí cọc hợp lý và chiều dài cọc từ 0,833 đến

1,25 lần chiều rộng bè, là có thể hạn chế chuyển vị hiệu quả nhất. Tuy nhiên, để
lựa chọn được sơ đồ bố trí cọc hợp lý là rất khó, do đó thông thường bè được
thiết kế đủ lớn để gánh chịu một phần chuyển vị lệch tại bè.
Tóm lại, khi phân tích tối ưu chiều dày bè bằng các phương pháp phần tử hữu
hạn, cần phải xem xét 3 yếu tố nói trên nhưng có thể bỏ qua các yếu tố khác,
nhằm đơn giản hóa tính toán và giảm công sức, thời gian của kỹ sư.

iii) Phương pháp đồ thị thiết lập bởi tác giả tại chương 4, có khả năng xác định
nhanh chóng chiều dày bè sơ bộ không chỉ cho móng bè – cọc mà còn cho
móng bè. Ứng dụng và kiểm chứng phương pháp này thông qua phân tích chi
tiết sáu công trình và toàn bộ 31 công trình thống kê, cho thấy phương pháp này
cho kết quả hợp lý và giải thích được các trường hợp dày mỏng của các công
trình thống kê. Cho thấy áp dụng phương pháp này có thể giảm chiều dày bè từ
4 đến 48%, trung bình 14%.
Kiến nghị nghiên cứu tiếp theo
Nghiên cứu này nên được tiếp tục theo hai hướng:

 Kiểm nghiệm thêm một số công trình đã thi công trong phạm vi cả nước và trên
thế giới, để làm chắc chắn thêm kết luận của dự án; Lắp đặt thiết bị quan trắc và

24


tiến hành theo dõi lâu dài chuyển vị, đặc biệt là quan trắc chuyển vị lệch, phục
vụ cho đánh giá dài hạn.

 Nghiên cứu cần được kiểm chứng thêm cho trường hợp tải trọng động đất và tải
trọng gió, với việc xét tới dao động giữa đất nền – bè – kết cấu bên trên.

25