Nghiên cứu thực nghiệm về sự làm việc của móng bè cọc trong nền cát chịu tải trọng nén thẳng đứng

Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng, NUCE 2020. 14 (2V): 26–33

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM VỀ SỰ LÀM VIỆC CỦA MÓNG BÈ
CỌC TRONG NỀN CÁT CHỊU TẢI TRỌNG NÉN THẲNG ĐỨNG
Vũ Anh Tuấna,∗
a

Viện Kỹ thuật công trình đặc biệt, Học viện Kỹ thuật Quân sự,
236 đường Hoàng Quốc Việt, quận Bắc Từ Liêm, Hà Nội, Việt Nam
Nhận ngày 01/04/2020, Sửa xong 21/04/2020, Chấp nhận đăng 04/05/2020
Tóm tắt
Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu thực nghiệm về sự làm việc của móng bè cọc trong nền cát chịu tải trọng
nén thẳng đứng. Móng cọc mô hình gồm ba cọc, có và không có cọc xiên. Móng làm việc như móng bè cọc
khi đáy bè tiếp xúc với nền đất và sẽ làm việc như móng nhóm cọc khi bè cọc không tiếp xúc với nền đất. Nền
đất sử dụng trong thí nghiệm là nền cát khô có độ chặt tương đối là 80%. Từ kết quả thực nghiệm rút ra các kết
luận sau: Móng bè cọc có sức kháng lớn hơn nhiều so với móng nhóm cọc tương ứng; Sức kháng của móng cọc
có cọc xiên lớn hơn sức kháng của móng cọc không có cọc xiên tương ứng; Bè cọc không chỉ tham gia đáng kể
vào chịu lực mà còn là đóng một vai trò quan trọng trong tương tác bè-đất-cọc, sự truyền tải trọng từ bè xuống
nền đất giúp tăng sức kháng của cọc trong móng bè cọc so với móng nhóm cọc; Sức kháng của cọc, bao gồm
sức kháng mũi và sức kháng ma sát, thay đổi theo chuyển vị lún của móng và phụ thuộc vào loại móng cũng
như vị trí của cọc trong móng.
Từ khoá: móng bè cọc; nhóm cọc; thí nghiệm gia tải đứng; cọc xiên; tương tác; cát khô.
EXPERIMENTAL STUDY ON PERFORMANCE OF PILED RAFT FOUNDATION IN SAND SUBJECTED
TO VERTICAL COMPRESSIVE LOAD
Abstract
This paper presents experimental results on performance of piled raft foundation in sand subjected to vertical
compressive load. Model pile foundations included three piles, with or without batter piles. They were piled
raft foundations if the raft was in contact with the model ground while they were pile group foundations if the
raft was not in contact with the model ground. The model ground was made of dry sand having a relative density of 80%. The following conclusions are derived from the experimental results: Piled raft foundations have
considerably larger resistance than the corresponding pile group foundations; The resistance of the foundations
with batter piles is larger than that of the foundations without batter piles; The raft not only shares the load

but also plays an important role in raft-soil-pile interaction, the pressure transferred from the raft to the ground
increased the resistance of the piles in piled rafts; Pile resistances, including pile tip resistance and pile shaft
resistance, change according with settlement of the foundation and depend on foundation type as well as the
location of the piles.
Keywords: piled raft; pile group; vertical load test; batter pile; interaction; dry sand.
c 2020 Trường Đại học Xây dựng (NUCE)

1. Giới thiệu
Trong những năm gần đây, ở các nước có công nghệ xây dựng phát triển, móng bè cọc được sử
dụng ngày càng rộng rãi cho các công trình xây dựng và được xem là một trong những biện pháp tốt
∗

Tác giả đại điện. Địa chỉ e-mail: (Tuấn, V. A.)

26


Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

nhất giúp giảm độ lún tổng thể và độ lún lệch của công trình [1–3]. Trên thế giới, một số công trình
nghiên cứu thực nghiệm về ứng xử của móng bè cọc đã được tiến hành [4–7]. Các nghiên cứu số về sự
làm việc của móng bè cọc cũng được các nhà khoa học trên thế giới tiến hành [8–11]. Tuy vậy, những
nghiên cứu đó vẫn chưa giải quyết triệt để tất cả các vấn đề liên quan đến sự làm việc của móng bè
cọc cũng như ứng xử cơ học của loại móng này.
Trong nước, việc áp dụng (thiết kế, thi công) móng bè cọc đối với các công trình xây dựng còn
rất mới mẻ. Hiện nay trong nước vẫn chưa có các tiêu chuẩn về thiết kế móng bè cọc. Các tiêu chuẩn
thiết kế móng cọc của Việt Nam mới chỉ xét đến sự làm việc của móng nhóm cọc, trong đó bỏ qua sự
làmhọc
việc
của

trong
cọc làm việc như móng bè cọc [12–14]. Điều
Tạp chí Khoa
Công
nghệbè,
Xâymặc
dựng dù
NUCE
2020 thực tế rất nhiều móng
ISSN 2615-9058
này ảnh hưởng trực tiếp đến hiệu quả kinh tế của phương án thiết kế móng cũng như môi trường khi
khối lượng vật liệu sử dụng thi công cọc tăng. Cho đến nay, các nghiên cứu trong nước về ứng xử cơ
2.1. Móng mô hình:
học nói riêng và sự làm việc của móng bè cọc nói chung còn tương đối hạn chế, cả về số lượng và nội
Hình dung
1 thể hiện
kích cứu.
thước của các móng mô hình được sử dụng trong nghiên cứu
nghiên
này. Các mô hình móng này cũng được sử dụng trong một nghiên cứu khác của tác giả [7].
Mục đích chính của nghiên cứu là nhằm so sánh ứng xử cơ học của các loại móng khác nhau
Bè móng được làm từ dura có mô đun đàn hồi là 68,67 GPa, với kích thước như Hình 1 và
(móng bè cọc có và không có cọc xiên; móng bè cọc và móng nhóm cọc tương ứng) trong cùng một
có thể xem như là bè cứng. Móng gồm 3 cọc có hoặc không có cọc xiên, hoạt động như
điều kiện đất nền và tải trọng, mà không nhằm mô phỏng một kết cấu thực nào. Vì vậy, phạm vi
móng nhóm cọc (3PG và 3BPG) khi đáy bè không chạm đất, và sẽ là móng bè cọc (3PR
của bài báo chỉ dừng ở nghiên cứu thực nghiệm mô hình kích thước nhỏ trong môi trường cát khô
và 3BPR) khi đáy bè chạm đất. Trong đó:
đồng nhất.
- 3PG là móng nhóm cọc có 3 cọc và chỉ có cọc thẳng, không có cọc xiên;

- 3BPG là móng nhóm cọc có 3 cọc và có cọc xiên;

2. Mô tả thí nghiệm

- 3PR là móng bè cọc có 3 cọc và chỉ có cọc thẳng, không
có cọc
Tạp chí
Khoaxiên;
học Công nghệ Xây dựng NUCE 2020

ISSN 2615

2.1. Móng mô hình

- 3BPR là móng bè cọc có 3 cọc và có cọc xiên.
40

Đơn vị (mm)

20

P1

P2

20

P3

P1

(a) 3PR và 3PG

P3

P2

(b) 3BPR và 3BPG

50

50

120

40

A xia l
stra in
ga uge

1.1

stra in
ga uge

Mức3 3
level

Đầu đo biến

dạng dọc trục

255

1.1

Mức2 2
level

Mức4
level

4

Mức5
level

5

Mức6
level

6

A xia l
stra in
ga uge

80

80

285

80

80

1 She a r

40

30
80

Mức1
level

She a r
stra in
ga uge

240

30

240

3

35

2

40

1

30

80

40

3

80

40

2

40

35

1

40

30

80

Đầu đo biến
dạng góc

80

40 40

40 40

40

20

Đơn vị (mm)

20

Hình 1. Kích thước của các móng mô hình Hình 2. Kích thước cọc mô hình và vị trí bố trí đầu đo biến dạng
Hình
1. Kích thước của các móng mô hình
Hình 2. Kích thước cọc mô hình và vị trí bố
Cọc đầu bịt mô hình được làm từ các ống nhôm có chiều dài 285 mm, đường kính
trí đầu đo biến dạng
Bảng
1. Đặc tính của cọc sử dụng trong thí nghiệm
ngoài 20 mm và chiều dày thành ống 1.1 mm (Hình 2). Phần 30 mm đầu cọc

sẽ được
liên kết cứng với bè móng, vì vậy chiều dài làm việc của cọc là 255 mm. Khoảng cách Đặc tính
Giá trị
Hình
1 thể
của các
móng
môĐường
hình
được
sửlà dụng (mm)
trong nghiên cứu này. Các mô20
giữa tim các cọc,
s, là 80
mm,hiện
bằngkích
4 lần thước
đường kính
cọc. Góc
nghiêng
của cọc
xiên
kính
ngoài，D
15 độ so với
phương
đứng.
đunđược
đàn hồi
cọc,trong

Ep, được
định từcứu
thí nghiệm
hình
móng
nàyMô
cũng
sửcủa
dụng
mộtxác
nghiên
khác
của Vu và cs. [7]. Bè móng được làm1,1
Chiều dày，t
(mm)
uốn cọc. Mô hình cọc này được xây dựng dựa trên cơ sở mô hình tương tự của Iai [15].
từ dura có mô đun đàn hồi là 68,67 GPa, với kích
thước
như
Hình
1 vàtừcó
xem(mm)
như là bè cứng.255
Chiều
dàicọc,
làmmột
việc tính
đáythể
bè，L
Dọc thân cọc được bố trí các đầu đo biến dạng. Để tăng sức kháng ma

sát của
2 (3PG và 3BPG) khi đáy
Móng
gồm
3
cọc
có
hoặc
không
có
cọc
xiên,
hoạt
động
như
móng
nhóm
cọc
đànđược
hồi, Ep (N/mm )
70267
lớp mỏng cát được gắn chặt dọc thân cọc. Các đặc tính hình học và cơMô
họcđun
của cọc
thể hiện trong
Bảng 1. chạm
Hình 3đất,
là ảnh
móngbè
môcọc

hình.
bè không
vàchụp
sẽ làcác
móng
(3PR vàHệ3BPR)
khi đáy
0,31
số Poisson，
n bè chạm đất. Trong đó:

27
3


A xia l

2

120

stra in
ga uge

40

40

Mức2
level

Mức4
level
40

Đầu đo biến
dạng dọc trục

1 She a r

Mức3 3
level

Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
stra in

ga uge

Mức1
level

40

Đầu đo biến
dạng góc

285

She a r
stra in

ga uge

4

A xia l
stra in
ga uge

35

35

40

80

Mức5 5
level
- 3PG là móng nhóm cọc có 3 cọc và chỉ có cọc thẳng, không có cọc xiên;
- 3BPG là móng nhóm cọc có 3 cọc và có cọc xiên;
Mức6 6
level
- 3PR là móng bè cọc có 3 cọc và chỉ có cọc thẳng, không có cọc xiên;
- 3BPR là móng bè cọc có 3 cọc và có cọc xiên.
Đơn vị (mm)
20
20
Cọc đầu bịt mô hình được làm từ các ống nhôm có chiều dài 285 mm, đường kính ngoài 20 mm
Kích
thước

cọc môliên
hìnhkết
và cứng
vị trí bố
tríbè
đầumóng,
đo biếnvì
dạng
và chiều dày thành ống 1,1 mm (Hình 2). Phần 30Hình
mm2.đầu
cọc
sẽ được
với
vậy chiều dài làm việc của cọc là 255 mm. Khoảng cách
giữa
timtính
cáccủacọc,
80trong
mm,thíbằng
4 lần
Bảng
1. Đặc
cọc s,
sử là
dụng
nghiệm
tínhMô đun đàn hồi của cọc,
Giá E
trịp ,
đường kính cọc. Góc nghiêng của cọc xiên là 15 độ so với phươngĐặc

đứng.
20
Đường
kính
ngoài，D
(mm)
được xác định từ thí nghiệm uốn cọc. Mô hình cọc này được xây dựng dựa trên cơ sở mô hình tương
dày，t
(mm)Để tăng sức kháng ma sát của1,1
tự của Iai [15]. Dọc thân cọc được bố trí các đầuChiều
đo biến
dạng.
cọc,
255
Chiều dài làm việc tính từ đáy bè，L (mm)
một lớp mỏng cát được gắn chặt dọc thân cọc. Các đặc tính hình học và cơ
học
của
cọc
được
thể
hiện
Mô đun đàn hồi, Ep (N/mm2)
70267
trong Bảng 1. Hình 3 là ảnh chụp các móng mô hình.
0,31
Hệ số Poisson，n

Bảng 1. Đặc tính của cọc sử dụng trong thí nghiệm
Đặc tính

Giá trị

Đường kính ngoài, D (mm)

20

Chiều dày, t (mm)

1,1

Chiều dài làm việc tính từ đáy bè, L (mm)
2

Mô đun đàn hồi, E p (N/mm )
Hệ số Poisson, ν

255
70267
0,31

Hình 3. Ảnh chụp của các móng mô hình
Hình
3. Ảnh chụp của các móng mô hình

2.2. Nền đất mô hình:

Nền đất mô hình được chế tạo từ cát khô có đặc tính như trong Bảng 2. Đất nền c
độ chặt tương đối, Dr, vào khoảng 80% (rd = 15,04 kN/m3) được chế bị vào trong hộp đấ
có kích

× 500
mmtính
× 530của
mm.
được
chặt của nền đất, tron
Bảng
2. Đặc
cátĐể
sửkiểm
dụngsoát
trong
thíđộnghiệm
Nền đất mô hình được chế tạo từ cát khô
có thước
đặc 800 mm

2.2. Nền đất mô hình

tính như trong Bảng 2. Đất nền có độ chặt tương
đối, Dr , vào khoảng 80% (ρd = 15,04 kN/m3 ) được
4
Đặc tính
Giá trị
chế bị vào trong hộp đất có kích thước 800 mm ×
Dung trọng riêng hạt, ρ s (kN/m3 )
26,17
500 mm × 530 mm. Để kiểm soát được độ chặt
3
Dung trọng khô lớn nhất, ρdmax (kN/m ) 15,74

của nền đất, trong quá trình chế bị nền được chia
Dung trọng khô nhỏ nhất, ρdmin (kN/m3 ) 12,45
nhỏ thành 11 lớp đất phân tố (10 lớp dày 50 mm và
1 lớp dày 30 mm). Với mỗi lớp phân tố, một khối
Hệ số rỗng lớn nhất, emax
1,103
lượng cát nhất định được đổ vào và đầm chặt đến
Hệ số rỗng nhỏ nhất, emin
0,663
khi đạt độ chặt tương đối yêu cầu. Trình tự chế bị
nền đất mô hình như sau:
Bước 1: Lần lượt chế bị 5 lớp đất đầu tiên mỗi lớp dày 50 mm (tổng chiều dày là 250 mm) với độ
chặt tương đối 80%.
Bước 2: Cố định tạm thời móng mô hình vào vị trí đã xác định bằng các thanh thép vào bộ kẹp.
Bước 3: Chế bị các lớp đất tiếp theo (5 lớp dày 50 mm và 1 lớp dày 30 mm) đến khi đạt được
chiều dày 530 mm.

28


26,17
Dung trọng riêng hạt, rs (kN/m3)
15,74
Dung trọng khô lớn nhất, rdmax (kN/m3)
12,45
Dung trọng khô nhỏ nhất, rdmin (kN/m3)
Hệ số rỗng lớn nhất, emax
1,103
Hệ số rỗng nhỏ nhất, emin
0,663

Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng
3. Biện pháp gia tải:

2.3. Biện pháp gia tải

Để gia tải theo phương đứng, sử dụng kích thủy lực và điều khiển theo chuyển vị
Để gia
tải theoGiá
phương
sửđược
dụng
lựctạivàtâm
điều khiển theo chuyển vị với tốc độ gia
ới tốc độ gia tải khoảng
2 mm/phút.
trị lực đứng,
được thu
từ kích
đầu đothủy
lực đặt
tảiChuyển
khoảngvị2lún
mm/phút.
lựcthông
đượcqua
thu4 đầu
được
đầu đo
lực đặt tại tâm của mặt bè móng. Chuyển
a mặt bè móng.

của móngGiá
đượctrịtính
đotừ
chuyển
vị đặt
Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2020
ISSN 2615-9058
vị (Hình
lún của
4 góc bè móng
4).móng được tính thông qua 4 đầu đo chuyển vị đặt tại 4 góc bè móng (Hình 4).

0
0

Chuyển vị kế

Độ lún, ww(mm)
(mm)
Settlement,

Chuyển vị kế

00

1000
1000

Vertical
Load,

Tải trọng
đứng,VV(N)
(N)
2000
3000
4000
2000
3000
4000

2

5000
5000

3BPR
3BPR

4

0.1
0,1
0.2
0,2

6

0.3
0,3

3PR
3PR

8

10

0.0
0,0

3PG
3PG

0.4
0,4

3BPG
3BPG

0,5
0.5

Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2020
12

0.6
0,6

settlement,
Normalised

w/D
Độ lún tương
đối, w/D

Kích
thủy
Kích
thủy
lựclực

Đầu đo
đo lực
Đầu
lực

ISSN 2615-9058

5. Đường cong Tải trọng - Độ lún của móng
Hình 4.Hình
Bố trí4.đầu
gianghiệm
tải tĩnh theo
phương
Bốđo
trítrong
đầu thí
đo nghiệm
trong thí
gia tải
tĩnh đứngHìnhHình

5. Đường
cong Tải trọng - Độ lún của móng

100
Kết quả cho thấy 100
rằng móng bè cọc sử dụng cọc xiên (3BPR) có sức kháng và độ
cứng lớn nhất, tiếp đến90
là móng bè cọc thường (3PR), móng 3PR
nhóm
3PR cọc có cọc xiên
Cọc Sức kháng của móng cọc có
Hình 5 thể hiện đường cong quan hệ Tải trọng-Độ lún cho(3BPG)
các trường
móng
và cuốihợp
cùng
là80
móng nhóm cọc thườngPiles
(3PG).
3. Kết quả thí nghiệm
70 của móng cọc chỉ có cọc thẳng.
ô hình (3PG, 3BPG, 3PR và 3BPR).
cọc xiên lớn hơn sức kháng
60
Hình 5 thể hiện đường cong quan hệ Tải trọng-Độ
lún
cho
Kết quả cũng cho thấy các
ưu thếtrường
vượt trộihợp

của móng
móng bèmô
cọc hình
so với(3PG,
móng nhóm cọc
50
3BPG, 3PR và 3BPR). Kết quả cho thấy rằng
bèkháng
cọc của
sử móng
dụngbècọc
(3BPR)
cóhơn
sứcnhiều
kháng
vàsức kháng
tươngmóng
ứng. Sức
cọc xiên
(3PR và
3BPR) lớn
so với
40
5 là móng bè cọccủa
móng nhóm
cọcmóng
tương ứng
(3PGcọc
và 3BPG),
độ lún

của móng
cọc luôn nhỏ
độ cứng lớn nhất, tiếp đến
thường
(3PR),
nhóm
có cọcvàxiên
(3BPG)
vàbècuối
30 cọc tại bất kỳ giá trị tải nào tương ứng.
hơn kháng
độ lún của
móng
nhóm
Raft
Bèhơn sức kháng của
cùng là móng nhóm cọc thường (3PG). Sức
của
móng
cọc có cọc xiên lớn
20
Cọc
3 piles
Hình 6 thể hiện tỉ lệ10phân bố tải đứng của cọc và bè đối với trường
hợp móng 3PR.
móng cọc chỉ có cọc thẳng.
Raft
Bè
Hình
7 làmóng

kết quảbè
tương
trườngnhóm
hợp móng
Nhận
thấy,Sức
tại thời điểm
Kết quả cũng cho thấy ưu thế vượt trội
của
cọcứng
vớivớimóng
cọc3BPR.
tương
ứng.
00sođối
0.0
0.1 là do cọc
0.2chịu (chiếm
0.3 khoảng 0,4
0.4
khi mới bắt đầu gia tải, hầu
hết tải trọng
90% tổng tải
0,0
0,2
0,3
0,1
kháng của móng bè cọc (3PR và 3BPR) lớn hơn nhiều so với sức kháng
của móng
nhómw/D

cọc tương
Normalised
trọng của móng). Sau đó, tỉ lệ tải do
cọc chịuvịgiảm
dần khiđối,
độ lún
tăng và có xu hướng
Chuyển
lúnsettlement,
tương
w/D
Tạp chí Khoa học
Công
nghệ và
Xây3BPG),
dựng NUCE
2615-9058
ứng
(3PG
và 2020
độ lún của móngổnbèđịnh
cọcISSN
luôn
nhỏ
hơn
độ
lún
của
móng
nhóm

cọc
tại bất kỳ
ở mức khoảng 50% khi chuyển vị lún tương đối w/D lớn hơn 0,2. Như đã đề
giá trị tải nào tương ứng.
Tỉ2lệvềphân
bố tải
móngđược
3PR.
cập ở trênHình
trong 6.
mục
các bước
chếđứng
bị môcủa
hìnhcọc
đất và
nền,bè,
lớptrường
đất nềnhợp
trên cùng
chế bị sau khi cố định tạm mô hình móng bằng bộ phận gá. Vì vậy, phần nền đất trên
100
100
100
100
cùng ngay dưới đáy bè khó có thể đầm chặt và tiếp xúc hoàn toàn với đáy bè. Chính vì
90
90
3BPR
3BPR

3PR
3PRvậy, khi mới bắt đầu gia 90
tải thì hầu hết tải trọng của móng là do
cọc chịu. Khi tải trọng
Cọc
80
Piles
80
80
lên móng tăng, độ lún tăng dần khiến cho đáy bè
tiếp xúc hoàn toàn với nền đất, và tải
Cọc
70
Piles
70
70
trọng được phân bố lại giữa cọc và bè.
60
60
60

Raft
Bè

Tỉ lệ phânofbốvertical
tải đứng
của
load
Proportion
cọcraft

vàand
bè (%)
piles (%)
carried by

Tỉ lệ phânofbốvertical
tải đứng
của
load
Proportion
cọcraft
vàand
bè (%)
piles (%)
carried by

50
40
30
20
10
00
0.0
0,0

Tỉ lệ phânofbốvertical
tải đứng
của
load
Proportion

cọc
và
bè
(%)
carried by raft and piles (%)

theo phương đứng

Kết quả thí nghiệm

Cọc
3 piles
Raft
Bè

0.1
0.2
0.3
0,2
0,3
0,1
Normalised
Chuyển
vị lúnsettlement,
tương đối, w/D
w/D

0.4
0,4

50
50
40
40
30
30
20
20
10
10
00
0.0
0,0

Raft

Bè

Cọc
3 piles
Raft
Bè

6

0.1
0.2
0.3
0,2
0,3

0,1
Normalised settlement, w/D

0.4
0,4

Chuyển vị lún tương đối, w/D

ỉ lệ phânofbốvertical
tải đứng
của
load
oportion
cọc
và
bè
(%)
ried by raft and piles (%)

HìnhHình
6. Tỉ6.
lệ Tỉ
phân
bố tảibố
đứng
của cọc
bè,và
trường
hợp móng
3PR.

Hình Hình
7.
Tỉ lệ
tải bố
đứng
cọccủa
vàcọc
bè, trường
hợp móng 3BPR.
lệ phân
tải đứng
củavàcọc
bè, trường
7. phân
Tỉ lệ bố
phân
tải của
đứng
và bè, trường
hợp móng 3PR
hợp móng 3BPR
Hình 8 thể hiện sự thay đổi tải trọng đầu cọc của cọc giữa (cọc P2) và cọc
100
100
90
(trung
bình
P3)trường
theo chuyển
vị lún3PR.

tươngHình
đối, đối
90 6 thể hiện tỉ lệ phân bố tải3BPR
Hình
đứng
của
cọccủa
vàcọc
bè P1
đốivàvới
hợp móng
7 làvới
kếttrường hợp m
3BPR
80
80
3PR
và
3PG.
Đối
với
trường
hợp
móng
nhóm
cọc
(3PG),
tải
trọng
lên cọc giữa tư

quả tương ứng đối với trường
Cọc hợp móng 3BPR. Nhận thấy, tại thời điểm khi mới bắt đầu gia tải, hầu
70
Piles
70
đồng với giá trị trung bình tải trọng lên các cọc bên. Còn đối với trường hợp móng
60
29
60
cọc (3PR), tải trọng lên cọc giữa lớn hơn rõ rệt so với giá trị trung bình tải trọng lên
50
50
cọc bên. Kết quả thí nghiệm cũng chỉ ra rằng tải trọng lên mỗi cọc trong móng bè
40
40
lớn hơn rõ rệt so với tải trọng lên cọc tương ứng trong móng nhóm cọc. Lý do của h
30
30
Raft
Bè
Cọc
3tượng
piles này cũng như cơ chế chịu lực của các cọc sẽ được làm rõ trong phần tiếp t
20
20
Raft
Bè


Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng NUCE 2020

Tải Pile
trọngload
đầu(N)
cọc (N)

1200

3PR 3PG
3PG
3PR

ISSN 2615-9058

(Cọc giữa)
P2 (centre
pile)

1000
1000
P1&P3 (edge
averaged)
(Cọc piles,
bên, trung
bình)
Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

800

Tải Pile

trọngload
đầu(N)
cọc (N)

1200

3PR 3PG
3PG
3PR

1000
1000

Sức kháng
huy độngintrong
(N)
pile (N)
each cọc
resistance
Mobilised

hết tải trọng là do cọc chịu (chiếm khoảng 90% tổng tải trọng của móng). Sau đó, tỉ lệ tải do cọc chịu
giảm dần khi độ lún tăng và có xu hướng ổn định ở mức600khoảng 50% khi chuyển vị lún tương đối
w/D lớn hơn 0,2. Như đã đề cập ở trên trong mục 2 về các
400bước chế bị mô hình đất nền, lớp đất nền
trên cùng được chế bị sau khi cố định tạm mô hình móng bằng bộ phận gá. Vì vậy, phần nền đất trên
200
cùng ngay dưới đáy bè khó có thể đầm chặt và tiếp xúc hoàn
toàn với đáy bè. Chính vì vậy, khi mới
bắt đầu gia tải thì hầu hết tải trọng của móng là do cọc chịu.

00 Khi tải trọng lên móng tăng, độ lún tăng
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0,0
0,2
0,3
0,1
dần khiến cho đáy bè tiếp xúc hoàn toàn với nền đất, và tải trọng
được
phân bốsettlement,
lại giữa cọc
và bè. 0,4
Normalised
w/D
Chuyển vị lún tương đối, w/D
Hình 8 thể hiện sự thay đổi tải trọng đầu cọc của cọc giữa (cọc P2) và cọc bên (trung bình của cọc
8. Quan
giữa 3PR
Tải trọng
đầu cọc-Chuyển
vị lún tương
P1 và P3) theo chuyển vị lún tương đối, đối với Hình
trường
hợp hệ
móng
và 3PG.
Đối với trường

hợp đối
móng nhóm cọc (3PG), tải trọng lên cọc giữa
tương
vớithay
giáđổi
trị sức
trung
bìnhhuy
tảiđộng
trọng
lên từng
các cọc
Hình
9 thểđồng
hiện sự
kháng
trong
cọc của móng 3P
bên. Còn đối với trường hợp móng bè theo
cọc chuyển
(3PR), vịtảilúntrọng
lên
cọc
giữa
lớn
hơn
rõ
rệt
so
với

giá trị
tương đối, trong đó sức kháng ma sát, sức kháng
mũi và sức khán
trung bình tải trọng lên các cọc bên. Kết
quả
nghiệm
cũng
chỉ sức
ra rằng
trọng
lên mỗi
tổng
đềuthí
được
thể hiện.
Ở đây,
khángtảimũi
cọc được
xác cọc
định trong
bằng lực dọc trục c
móng bè cọc lớn hơn rõ rệt so với tải trọng
lênmức
cọc6,tương
trong
móng
cọc.bằng
Lý hiệu
do của
cọc tại

và sứcứng
kháng
ma sát
đượcnhóm
xác định
củahiện
sức kháng tổng x
tượng này cũng như cơ chế chịu lực củađịnh
cáctại
cọc
sẽ
được
làm
rõ
trong
phần
tiếp
theo
của
bài
báo.
mức 1 và sức kháng mũi xác định tại mức 6 (xem Hình 2). Hình 10 thể hiện k
Hình 9 thể hiện sự thay đổi sức kháng
động
từng3PR.
cọc của móng 3PG theo chuyển vị lún
quảhuy
tương
ứng trong
của móng

tương đối, trong đó sức kháng ma sát, sức kháng
mũi
và
sức
kháng
đềukháng
đượcmũi
thểcọc
hiện.
Ở nhanh
đây, sức
Đối với móng 3PG (Hìnhtổng
9), sức
tăng
khi chuyển vị lú
kháng mũi cọc được xác định bằng lực dọc
trục
của
cọc
tại
mức
6,
và
sức
kháng
ma
sát
được
xác
định

tương đối tăng từ 0 đến 0,25. Sau đó sức kháng mũi cọc có xu hướng ổn định khi chuy
Tạp chí Khoa học
Cônghiệu
nghệcủa
Xây sức
dựng kháng
NUCE 2020
ISSN
bằng
tổng xác định vịtạitương
mức đối
1 vàtừ2615-9058
sức
mũiSức
xáckháng
định ma
tại sát
mức
(xem
2). trị cực đỉnh
0,25kháng
đến 0,40.
sau6 khi
tăngHình
đến giá
Hình 10 thể hiện kết quả tương ứng củachuyển
móngvị3PR.
lún tương đối khoảng 0,08 thì có xu hướng giảm dần đến giá trị ổn định.
1200
1200

(Cọc giữa)
P2 (centre
pile)
P1&P3 (edge
averaged)
(Cọc piles,
bên, trung
bình)

1000
1000

800
800
600
400
200

00
0.0
0,0

0.1
0.2
0.3
0,2
0,3
0,1
Normalised

settlement,
Chuyển vị lún tương đối, w/D
w/D

0.4
0,4

800
800

3PG
3PG

P2

bình)
P1&3 (trung
(averaged)

Total
Tổng
Shaft
Ma
sát
Tip
Mũi

600
600
400

400
200
200

00
0.00 0.05
0.10 0,15
0.15 0,20
0.20 0,25
0.25 0.30
0,00
0,05 0,10
0,30 0.35
0,35 0.40
0,40
Normalised
settlement,
w/D
Chuyển vị lún tương đối, w/D

9. Sức
huy động
trường
móng
Hình Hình
8. Quan
hệ giữahệTải
trọng
cọc-Chuyển
vị lún tương

đốiHình
8. Quan
giữa
Tảiđầu
trọng
đầu cọc-Chuyển
vị Hình
9. kháng
Sức kháng
huy trong
động cọc,
trong
cọc, hợp
trường
hợp3PG.
lún
tương
đối
móng
3PG
3PR,
Hình 9 thể hiện sự thay đổi sức kháng huy động trong từngĐối
cọcvới
củamóng
móng
3PG(Hình 10), sức kháng mũi tăng đều khi chuyển vị lún tăn
o chuyển vị lún tương đối, trong đó sức kháng ma sát, sức kháng mũi và sức kháng
Đối với móng 3PG (Hình 9), sức kháng mũi cọc tăng nhanh khi chuyển vị lún tương đối tăng từ 0
ng đều được thể hiện. Ở đây, sức kháng mũi cọc được xác định bằng lực dọc trục của
8 đối từ 0,25 đến 0,40.

đến 0,25. Sau đó sức kháng mũi cọc có xu hướng ổn định khi chuyển vị tương
c tại mức 6, và sức kháng ma sát được xác định bằng hiệu của sức kháng tổng xác
Sức kháng ma sát sau khi tăng đến giá trị cực đỉnh tại chuyển vị lún tương đối khoảng 0,08 thì có xu
nh tại mức 1 và sức kháng mũi xác định tại mức 6 (xem Hình 2). Hình 10 thể hiện kết
hướng
ả tương ứng của
mónggiảm
3PR.dần đến giá trị ổn định.

Đối với móng 3PR, (Hình 10), sức kháng mũi tăng đều khi chuyển vị lún tăng. Sức kháng ma sát

Đối với móng
3PGtăng
(Hìnhđến
9), giá
sứctrị
kháng
nhanh
vị lún
sau khi
cực mũi
đỉnhcọc
tạităng
chuyển
vị khi
lúnchuyển
tương đối
là khoảng 0,09 thì giảm nhẹ và ổn định
ơng đối tăng từ 0 đến 0,25. Sau đó sức kháng mũi cọc có xu hướng ổn định khi chuyển
khi w/D thay đổi trong phạm vi từ 0,14 đến 0,25. Sau đó sức kháng ma sát tiếp tục tăng khi chuyển

tương đối từ 0,25 đến 0,40. Sức kháng ma sát sau khi tăng đến giá trị cực đỉnh tại
vị lún tăng.
uyển vị lún tương đối khoảng 0,08 thì có xu hướng giảm dần đến giá trị ổn định.

huy độngintrong
(N)
pile (N)
each cọc
resistance
dng

Từ kết quả Hình 9 và 10, nhận thấy rõ ràng rằng cả sức kháng ma sát và sức kháng mũi của các
cọc1200
trong móng bè cọc (3PR) đều lớn hơn sức kháng ma sát và sức kháng mũi của móng nhóm cọc
1200
P2
P1&3
(averaged)
(3PG). Điều
này là do áp lực truyền
từ(trung
đáybình)
bè xuống nền đất (trong trường hợp móng bè cọc) làm tăng
3PG
3PG
Total
Tổng
1000
1000
ứng suất trong nền đất xung

Shaft
Ma
sátquanh cọc, dẫn đến tăng độ cứng của nền, và kết quả làm tăng sức kháng
800
800
600
600
400
400
200
200

Tip
Mũi

30


Sức kháng
huy động
cọc (N)
(N)
each pile
in trong
resistance
Mobilised

Sức kháng ma sát sau khi tăng đến giá trị cực đỉnh tại chuyển vị lún tương đối là khoảng
0,09 thì giảm nhẹ và ổn định khi w/D thay đổi trong phạm vi từ 0,14 đến 0,25. Sau đó
A. /khi

Tạpchuyển
chí Khoa
sức kháng ma sát tiếpTuấn,
tục V.
tăng
vịhọc
lúnCông
tăng.nghệ Xây dựng
1200
1200

1000
1000
800
800

3PR
3PR

P2

bình)
P1&3 (trung
(averaged)

Total
Tổng
Shaft
Ma
sát

Tip
Mũi

600
600

400
200
00
0.00 0,05
0.05 0,10
0.10 0,15
0.15 0,20
0.20 0,25
0.25 0,30
0.30 0,35
0.35 0,40
0.40
0,00
Normalised
settlement,
w/D
Chuyển vị lún tương đối, w/D

Hình
hợp móng
móng3PR
3PR.
Hình10.
10.Sức

Sứckháng
khánghuy
huyđộng
động trong
trong cọc,
cọc, trường
trường hợp
Từ kết quả Hình 9 và 10, nhận thấy rõ ràng rằng cả sức kháng ma sát và sức kháng

của cọc trong móng bè cọc so với móng nhóm cọc. Đồng thời, chính sự truyền áp lực từ đáy bè xuống
mũi của các cọc trong móng bè cọc (3PR) đều lớn hơn sức kháng ma sát và sức kháng
nền đất làm cho ứng suất trong nền xung quanh cọc giữa (P2) lớn hơn xung quanh các cọc bên (P1
mũi của móng nhóm cọc (3PG). Điều này là do áp lực truyền từ đáy bè xuống nền đất
vàTạp
P3),chí
khiến
kháng
huyXây
động
củaNUCE
cọc giữa
lớn hơn sức kháng huy độngISSN
của cọc
bên trong
Khoacho
họcsức
Công
nghệ
dựng
2020

2615-9058
(trong
trường
hợpCác
móng
cọc)
làmcũng
tănghoàn
ứng
suất
nền
đất xung
quanh
trường hợp
móng
bè cọc.
kếtbèquả
này
toàntrong
tương
đồng
với các
kết cọc,
quả dẫn
trong nghiên
đến tăngvà
độcs.
cứng
cứu của Unsever
[6].của nền, và kết quả làm tăng sức kháng của cọc trong móng bè cọc so

với móng nhóm cọc. Đồng thời, chính sự truyền áp lực từ đáy bè xuống nền đất làm cho
ứng suất trong nền xung quanh cọc giữa (P2) lớn hơn xung quanh các cọc bên (P1 và
P3), khiến cho sức kháng huy động của cọc giữa lớn hơn sức kháng huy động của cọc
bên trong trường hợp móng bè cọc. Các kết quả này cũng hoàn toàn tương đồng với các
kết quả trong nghiên cứu của Unsever cùng cộng sự [6].
Để minh chứng cho lời giải thích ở trên về cơ chế truyền tải trọng từ đáy bè xuống
nền đất, tác giả đã tiến hành mô phỏng số bằng phần mềm PLAXIS3D. Chi tiết về nội
dung mô phỏng số được trình bày trong tài liệu [16]. Hình 11 thể hiện ứng suất trong
nền tại chuyển vị lún w= 4 mm (w/D= 0,02) đối với móng 3PG. Hình 12 thể hiện kết
quả tương ứng đối với móng 3PR. Kết quả chỉ ra rằng ứng suất trong nền đất dưới đáy
bè và xung quanh cọc đối với trường hợp 3PR lớn hơn đáng kể so với trường hợp 3PG.

Hình 11. Ứng suất trong nền tại chuyển vị9 lún w = 4 mm (w/D = 0,02), móng 3PG

Hình 11. Ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w= 4 mm (w/D= 0,02), móng 3PG
Để minh chứng cho lời giải thích ở trên về cơ chế truyền tải trọng từ đáy bè xuống nền đất, tác
giả đã tiến hành mô phỏng số bằng phần mềm PLAXIS3D. Chi tiết về nội dung mô phỏng số được
trình bày trong tài liệu [16]. Hình 11 thể hiện ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w = 4 mm (w/D =
0,02) đối với móng 3PG. Hình 12 thể hiện kết quả tương ứng đối với móng 3PR. Kết quả chỉ ra rằng
ứng suất trong nền đất dưới đáy bè và xung quanh cọc đối với trường hợp 3PR lớn hơn đáng kể so với
trường hợp 3PG.
31


Hình 11. Ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w= 4 mm (w/D= 0,02), móng 3PG
Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

Hình 12. Ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w = 4 mm (w/D = 0,02), móng 3PR

Hình 12. Ứng suất trong nền tại chuyển vị lún w= 4 mm (w/D= 0,02), móng 3PR

4.4.Kết
Kếtluận
luận
Từnhững
những
của nghiên
cứu
rútcác
rakết
được
Từ
kếtkết
quả quả
của nghiên
cứu này,
rút này,
ra được
luậncác
sau:kết luận sau:
- Móng bè cọc có sức kháng lớn hơn nhiều so với móng nhóm cọc tương ứng nhờ có sự tham gia
Móng
có sức
lớnhợp
hơncụnhiều
songhiên
với móng
nhóm
tương
ứng
nhờ

cùng- chịu
tải bè
củacọc
bè cọc.
Đối kháng
với trường
thể của
cứu này,
tỉ lệ cọc
mang
tải của
bè cọc
cóchiếm
sự tham
giađến
cùng
cọc.
ĐốiSức
vớikháng
trường
cụ thể
củabènghiên
từ 10%
50%chịu
tổngtải
tải của
trọngbècủa
móng.
của hợp
cọc trong

móng
cọc lớncứu
hơn này,
sức
của cọc
móng
cọc.từ 10% đến 50% tổng tải trọng của móng. Sức kháng
tỉ kháng
lệ mang
tải trong
của bè
cọcnhóm
chiếm
- Đối với cả hai trường hợp móng bè cọc và móng nhóm cọc, sức kháng của móng cọc có cọc xiên
của
móng
cọccọc
lớnkhông
hơn có
sức
của cọc
lớncọc
hơn trong
sức kháng
củabè
móng
cọckháng
xiên tương
ứng. trong móng nhóm cọc.
- Bè cọc đóng một vai trò quan trọng trong cơ chế chịu lực của móng bè cọc. Bè cọc không chỉ

tham gia đáng kể vào chịu lực cùng với cọc mà còn là đóng một vai trò quan trọng trong tương tác
10
bè-đất-cọc. Chính sự truyền tải trọng từ bè xuống nền đất giúp tăng sức kháng của cọc trong móng bè
cọc so với móng nhóm cọc.
- Sức kháng của cọc, bao gồm sức kháng mũi và sức kháng ma sát, thay đổi theo chuyển vị lún
của móng; phụ thuộc vào loại móng (móng bè cọc hay móng nhóm cọc) và vị trí của cọc trong móng
(cọc giữa hay cọc bên).
Lời cảm ơn
Tác giả xin gửi lời cảm ơn chân thành đến giáo sư Matsumoto Tatsunori của đại học Kanazawa,
Nhật Bản vì những góp ý quý báu cũng như sự hỗ trợ trong quá trình thực hiện thí nghiệm.
Tài liệu tham khảo
[1] Poulos, H. G., Davids, A. J. (2005). Foundation design for the emirates twin towers, Dubai. Canadian
Geotechnical Journal, 42(3):716–730.

32


Tuấn, V. A. / Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

[2] Poulos, H. G., Small, J. C., Chow, H. (2011). Piled raft foundations for tall buildings. Geotechnical
Engineering, 42(2):78–84.
[3] Long, P. D. (2010). Piled raft—a cost-effective foundation method for high-rises. Geotechnical Engineering, 41(1):149.
[4] Matsumoto, T., Fukumura, K., Pastsakorn, K., Horikoshi, K., Oki, A. (2004). Experimental and analytical
study on behaviour of model piled rafts in sand subjected to horizontal and moment loading. International
Journal of Physical Modelling in Geotechnics, 4(3):01–19.
[5] Yamashita, K., Yamada, T., Hamada, J. (2011). Investigation of settlement and load sharing on piled rafts
by monitoring full-scale structures. Soils and Foundations, 51(3):513–532.
[6] Unsever, Y. S., Matsumoto, T., Shimono, S., Ozkan, M. Y. (2014). Static cyclic load tests on model
foundations in dry sand. Geotechnical Engineering, 45(2):40–51.
[7] Vu, A.-T., Matsumoto, T., Kobayashi, S.-I., Nguyen, T.-L. (2018). Model load tests on battered pile

foundations and finite-element analysis. International Journal of Physical Modelling in Geotechnics, 18
(1):33–54.
[8] Kitiyodom, P., Matsumoto, T. (2002). A simplified analysis method for piled raft and pile group foundations with batter piles. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 26
(13):1349–1369.
¨
[9] Unsever, Y. S., Matsumoto, T., Ozkan,
M. Y. (2015). Numerical analyses of load tests on model foundations in dry sand. Computers and Geotechnics, 63:255–266.
[10] Vu, A. T., Pham, D. P., Nguyen, T. L., He, Y. (2014). 3D finite element analysis on behaviour of piled raft
foundations. Applied Mechanics and Materials, 580:3–8.
[11] Sơn, N. T. (2013). Móng bè - cọc (CPRF) - Giải pháp hiệu quả cho thiết kế nhà cao tầng & siêu cao tầng
tại Việt Nam. Tạp chí Khoa Học Công Nghệ Xây Dựng (KHCNXD) - ĐHXD, 7(3):84–91.
[12] TCVN 10304:2014. Móng cọc - Tiêu chuẩn thiết kế.
[13] TCVN 10400:2015. Công trình thủy lợi - Đập trụ đỡ - Yêu cầu thiết kế.
[14] TCVN 10834:2015. Móng cọc ông thép dạng cọc đơn dùng cho công trình cầu.
[15] Iai, S. (1989). Similitude for shaking table tests on soil-structure-fluid model in 1g gravitational field.
Soils and Foundations, 29(1):105–118.
[16] Vu, A. T., Matsumoto, T. (2017). Three- dimensional numerical study on the interaction behaviours of
pile group and piled raft foundations. International Conference Pile, Bali, Indonesia, F2-1-F2-10.

33