Phân tích thành phần ma sát trong sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh và đo đạc thực tế

Đại Học Quốc Gia Tp. Hồ Chí Minh
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
--------------------

BÙI XUÂN LÃM

PHÂN TÍCH THÀNH PHẦN MA SÁT TRONG SỨC
CHỊU TẢI CỦA CỌC THEO KẾT QUẢ THÍ
NGHIỆM XUYÊN TĨNH VÀ ĐO ĐẠC THỰC TẾ
Chuyên ngành: ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG
Mã số ngành: 60.58.60

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP. HỒ CHÍ MINH, tháng 12 năm 2010


CƠNG TRÌNH ĐƯỢC HỒN THÀNH TẠI
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA
ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH
Cán bộ hướng dẫn khoa học: TS. NGUYỄN VIỆT TUẤN

TS. BÙI TRƯỜNG SƠN

Cán bộ chấm nhận xét 1: GS.TS. TRẦN THỊ THANH

Cán bộ chấm nhận xét 2: TS. TRẦN TUẤN ANH

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp. HCM
ngày 14 tháng 1 năm 2011
Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm:

1. PGS.TS. CHÂU NGỌC ẨN
2. TS. CAO VĂN TRIỆU
3. GS.TS. TRẦN THỊ THANH
4. TS. TRẦN TUẤN ANH
5. TS. NGUYỄN VIỆT TUẤN
Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV và Bộ môn quản lý chuyên ngành
sau khi luận văn đã được sửa chữa (nếu có).
Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV

Bộ mơn quản lý chuyên ngành


TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM
KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG
Độc Lập - Tự Do - Hạnh Phúc
------------------oOo--Tp. HCM, ngày 30 tháng 11 năm 2010

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ
Họ và tên học viên:

BÙI XUÂN LÃM

Ngày, tháng, năm sinh:
Chuyên ngành:

15 – 02 -1984

Phái: NAM
Nơi sinh: PHÚ YÊN

ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

MSHV:

00908545

1- TÊN ĐỀ TÀI: PHÂN TÍCH THÀNH PHẦN MA SÁT TRONG SỨC CHỊU TẢI
CỦA CỌC THEO KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XUYÊN TĨNH VÀ ĐO ĐẠC THỰC TẾ
2- NHIỆM VỤ LUẬN VĂN:
- Tổng hợp các phương pháp đánh giá thành phần ma sát giữa đất và cọc.
- Xác định sự phân bố ma sát bên theo độ sâu và theo loại đất.
- Đánh giá, so sánh và nhận xét về phương pháp đánh giá ma sát bên hợp lý theo loại
đất và theo độ sâu cũng như theo loại cọc.
3- NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : 05 – 07 – 2010
4- NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ : 06 – 12 – 2010
5- HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN (Ghi đầy đủ học hàm, học vị ):
TS. Nguyễn Việt Tuấn, TS. Bùi Trường Sơn
Nội dung và đề cương Luận văn thạc sĩ đã được Hội Đồng Chun Ngành thơng qua.
CÁN BỘ HƯỚNG DẪN
CHỦ NHIỆM BỘ MƠN
KHOA QL CHUYÊN NGÀNH
(Họ tên và chữ ký)
QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH
(Họ tên và chữ ký)
(Họ tên và chữ ký)

TS. Nguyễn Việt Tuấn

PGS.TS Võ Phán

LỜI CẢM ƠN
Để hoàn thành luận văn này, em đã nhận được sự giúp đỡ của nhiều người. Em
xin chân thành cảm ơn.
Em xin chân thành cảm ơn thầy Nguyễn Việt Tuấn và thầy Bùi Trường Sơn đã
tận tình hướng dẫn, giúp đỡ em thực hiện và hoàn thành một cách trọn vẹn luận văn.
Em xin cảm ơn thầy cô trường Đại học Bách Khoa, thầy cô trong bộ môn Địa cơ
nền móng đã dạy bảo, truyền đạt kiến thức cho em trong quá trình học tập và trong
quá trình làm luận văn.
Xin cảm ơn tất cả người thân và bạn bè đã động viên, khuyến khích em trong
suốt quá trình làm luận văn.
Tp.HCM, ngày 30 tháng 11 năm 2010
Bùi Xuân Lãm


PHÂN TÍCH THÀNH PHẦN MA SÁT TRONG SỨC CHỊU TẢI
CỦA CỌC THEO KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XUYÊN TĨNH VÀ ĐO
ĐẠC THỰC TẾ
Tóm tắt
Thành phần ma sát là một trong hai thành phần tạo thành sức chịu tải của cọc.
Việc đánh giá đúng thành phần ma sát sẽ góp phần tính tốn chính xác sức chịu tải
của cọc. Bên cạnh đó, ứng suất do trọng lượng bản thân của đất có thể tăng hoặc
giảm khi chuyển từ lớp đất loại này sang lớp đất loại khác, làm cho thành phần ma
sát bên giữa đất và cọc cũng tăng hoặc giảm tương ứng. Kết quả nghiên cứu có thể
là tài liệu tham khảo giúp dự đoán sức chịu tải do thành phần ma sát bên được hợp
lý hơn.

ANALYSIS THE FRICTIONAL CAPACITY IN THE BEARING CAPACITY
OF PILE FROM CONE PENETRATION TEST RESULTS AND ACTUAL
MEASUREMENT

Abstract
The frictional capacity is the one of two components in the bearing capacity of
piles. The correct evaluation of the frictional capacity will contribute to the
accuracy of calculation bearing capacity of pile. Besides, thus the gravity stress of
soil can increase or decrease when switching from types soil to types soil, making
the frictional capacity between the soil and pile also increased or reduced
correlative. The research results can be references to predict the frictional capacity
is more reasonable.


MỤC LỤC
MỞ ĐẦU .......................................................................................................... 01
CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN CÁC PHƯƠNG PHÁP ĐÁNH GIÁ THÀNH
PHẦN MA SÁT GIỮA ĐẤT VÀ CỌC .......................................................... 03
1.1 Thành phần chịu tải do ma sát bên giữa cọc và đất theo chỉ tiêu cơ
học đất nền ....................................................................................................... 03
1.1.1. Thành phần ma sát giữa đất và cọc đóng ................................................. 05
1.1.2. Thành phần ma sát giữa đất và cọc nhồi .................................................. 09
1.2 Thành phần chịu tải do ma sát bên giữa cọc và đất theo chỉ tiêu trạng
thái đất nền (phương pháp thống kê) ............................................................. 11
1.2.1. Thành phần ma sát giữa đất và cọc đóng ................................................. 11
1.2.2. Thành phần ma sát giữa đất và cọc nhồi .................................................. 13
1.3 Thành phần chịu tải do ma sát bên giữa cọc và đất theo kết quả thí
nghiệm hiện trường ......................................................................................... 14
1.3.1. Thành phần ma sát giữa đất và cọc đóng ................................................. 14
1.3.2. Thành phần ma sát giữa đất và cọc nhồi .................................................. 24
1.4 Nhận xét và phương hướng đề tài........................................................... 26
CHƯƠNG 2. PHÂN BỐ LỰC MA SÁT BÊN CỌC THEO KẾT QUẢ
THỰC NGHIỆM ............................................................................................. 28
2.1 Một số nghiên cứu về thành phần ma sát bên của cọc ........................... 28

2.2 Sự phân bố cường độ và ma sát bên dọc theo cọc trong cọc đơn và
nhóm cọc .......................................................................................................... 35
2.3 Sự phân bố lực ma sát bên của cọc đơn và nhóm cọc theo thời gian .... 38
2.4 Kết luận về qui luật phân bố lực ma sát bên của cọc trong các loại đất
.......................................................................................................................... 40


CHƯƠNG 3. PHÂN TÍCH THÀNH PHẦN MA SÁT TRONG SỨC CHỊU
TẢI CỦA CỌC THEO KẾT QUẢ XUYÊN TĨNH VÀ ĐO ĐẠC THỰC
TẾ ..................................................................................................................... 42
3.1 Ma sát dọc thân cọc nhồi theo thí nghiệm đo strain gage ...................... 42
3.2 Ma sát bên từ kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh và thí nghiệm PDA ........ 54
3.2.1. Chọn lựa phương pháp đánh giá thành phần ma sát ................................ 54
3.2.2. Giới thiệu cơng trình và điều kiện địa chất – cơng trình .......................... 56
3.2.3. Kết quả tính tốn ma sát bên từ thí nghiệm xuyên tĩnh CPTu .................. 58
3.2.4. Ma sát bên của cọc đóng theo kết q thí nghiệm PDA ........................... 67
3.3 So sánh và phân tích kết quả ma sát bên giữa thí nghiệm xuyên tĩnh
CPTu với thí nghiệm PDA .............................................................................. 73
3.4 Sức chịu tải của cọc theo TCXD và theo kết quả CPTu ........................ 75
3.4.1. Sức chịu tải của cọc tính theo TCXD 205:1998 (phương pháp thống
kê)….. ............................................................................................................... 75
3.4.2. Sức chịu tải của cọc từ kết quả thí nghiệm CPT theo TCXD 205:1998 ... 78
3.4.3. Sức chịu tải của cọc từ kết thí nghiệm CPTu ........................................... 85
3.4.4. Sức chịu tải của cọc theo thí nghiệm PDA .............................................. 90
3.5 Kết luận chương ...................................................................................... 93
KẾT LUẬN ...................................................................................................... 94
KIẾN NGHỊ ..................................................................................................... 95
TÀI LIỆU THAM KHẢO ................................................................................. 96
PHỤ LỤC
PHỤ LỤC A: KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XUYÊN TĨNH CPTu

PHỤ LỤC B: KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM ĐO TIÊU TÁN ÁP LỰC NƯỚC LỖ
RỖNG
PHỤ LỤC C: KẾT QUẢ THỬ PDA


-1-

MỞ ĐẦU
Ý nghĩa khoa học của đề tài
Móng cọc là một loại móng sâu, thường được chọn lựa như là giải pháp móng
hợp lý cho các cơng trình có tải trọng lớn hoặc cơng trình ở khu vực có lớp đất yếu
gần bề mặt và lớp đất tốt nằm sâu bên dưới. Hai loại cọc phổ biến nhất là cọc chế
tạo sẵn và cọc đổ tại chỗ.
Tổng sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất nền Qu được phân thành hai thành
phần, đó là thành phần chịu tải do ma sát bên của cọc Qs và thành phần chịu tải do
sức kháng đầu mũi cọc Qp:
Qu = Qs + Q p

Trong thực tế, khi tính tốn tổng sức chịu tải cực hạn của cọc Qu của cọc đóng,
ép thành phần chịu tải do ma sát bên của cọc Qs thường chiếm một tỉ lệ đáng kể so
với thành phần chịu tải do sức kháng đầu mũi cọc Qp trong tổng sức chịu tải của cọc
Qu .
Hiện nay có rất nhiều phương pháp tính tốn thành phần chịu tải do ma sát bên
của cọc Qs như:
-

Theo chỉ tiêu cơ học đất nền (phương pháp α, β, λ)

-

Theo chỉ tiêu trạng thái đất nền (TCXD 205:1998)

-

Theo kết quả thí nghiệm hiện trường (thí nghiệm xuyên tĩnh CPT, thí nghiệm
xuyên tiêu chuẩn SPT)

Các kết quả tính tốn thành phần chịu tải do ma sát bên của cọc Qs theo các
phương pháp trên có thể cho kết quả rất khác nhau. Vì vậy, việc xác định chính xác
thành phần chịu tải do ma sát bên của cọc Qs là rất cần thiết và góp phần dự đốn
khả năng chịu tải của cọc được chính xác hơn.
Từ thực tế này, chúng tơi lựa chọn đề tài “Phân tích thành phần ma sát trong
sức chịu tải của cọc theo kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh và đo đạc thực tế”. Kết
quả nghiên cứu có thể có ích trong việc lựa chọn phương pháp phù hợp để tính tốn
thành phần chịu tải do ma sát bên của cọc.


-2-

Mục đích của đề tài
Đề tài thực hiện với mục đích phân tích thành phần ma sát trong sức chịu tải của
cọc, từ đó sẽ đưa ra các kiến nghị cần thiết để tính tốn thành phần chịu tải do ma
sát bên của cọc được chính xác và hồn thiện hơn.
Phương pháp nghiên cứu
Tổng hợp, phân tích các phương pháp tính tốn thành phần chịu tải do ma sát
bên của cọc đã có.
Sử dụng các dữ kiện thu thập được từ kết quả đo đạc thực tế để phân tích thành
phần ma sát: đối với cọc khoan nhồi sử dụng số liệu đo bằng strain gage, đối với
cọc ép sử dụng số liệu phân tích từ kết quả thử động biến dạng lớn (PDA). Thành
phần ma sát thể hiện thông qua lực ma sát bên đơn vị được so sánh với kết quả

xuyên tĩnh CPTu. Số liệu đo đạc còn được tổng hợp để đánh giá thông qua thống
kê.
Các hạn chế của đề tài
Số liệu về thành phần chịu tải do ma sát bên của cọc còn hạn chế, chưa đủ nhiều
để đưa ra những kết luận khách quan.
Kết quả của đề tài chỉ phù hợp với một số loại đất nhất định chưa có khả năng
đưa ra các kết quả tổng quát hơn cho mọi loại đất.


-3-

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN CÁC PHƯƠNG PHÁP ĐÁNH GIÁ
THÀNH PHẦN MA SÁT GIỮA ĐẤT VÀ CỌC
Ma sát giữa đất và cọc là một trong các thành phần chịu tải của cọc. Hiện nay
phổ biến có nhiều phương pháp xác định thành phần chịu tải do ma sát.
1.1. Thành phần chịu tải do ma sát bên giữa cọc và đất theo chỉ tiêu cơ học đất
nền
Thành phần chịu tải do ma sát bên của cọc (Qs) có thể xác định bằng cách tích
phân lực ma sát đơn vị (fs) của đất và cọc trên toàn bộ mặt tiếp xúc của cọc và đất,
lực ma sát đơn vị này là lực chống cắt cho bởi biểu thức quen thuộc theo tiêu chuẩn
bền Mohr – Coulomb [1]:
f s = ca + σ h′ .tgϕ = ca + K .σ v′ .tgϕa

(1.1)

Trong đó:
ca - lực dính giữa cọc và đất.
ϕa - góc ma sát giữa cọc và đất.
σ’h - ứng suất ngang hữu hiệu tại mặt bên của cọc.
σ’v - ứng suất đứng hữu hiệu tại mặt bên của cọc.

K - hệ số áp lực ngang. Có nhiều khuynh hướng rất khác nhau trong việc ước
lượng giá trị hệ số áp lực ngang.
Khuynh hướng 1: Xem đất nền là vật liệu đàn hồi:
K = ξo =

ν
1 −ν

(1.2)

Với: ν - hệ số Poisson của đất, được xác định bằng các bảng tra.
Khuynh hướng 2: Hệ số K chọn theo áp lực ngang của đất ở trạng thái tĩnh Ko,
hệ số này được Jaky thống kê từ các thí nghiệm thực hiện trên các loại đất và đề
nghị xác định theo biểu thức:
K o = 1 − sin ϕ ′

(1.3)


-4-

Khi nền là loại đất cố kết thường, hệ số áp lực ngang được chọn để tính tốn là
K = K o = 1 − sin ϕ ′

Trong trường hợp nền đất cố kết trước, hệ số áp lực ngang được chọn để tính
tốn theo Jaky có dạng:
K = (1 − sin ϕ ′ ) OCR

(1.4)

Với: OCR – hệ số cố kết trước.
Khuynh hướng 3: Khi đóng hoặc ép cọc vào nền đất, thể tích cọc chiếm chỗ của
đất và đất dần đạt gần đến trạng thái cân bằng bị động. Điều này có nghĩa là hệ số
áp lực đất K tiến dần đến giá trị hệ số áp lực bị động Kp. Bowles đề nghị hệ số K là
trung bình cộng của áp lực ở trạng thái tĩnh Ko, hệ số áp lực đất ở trạng thái cân
bằng chủ động Ka và hệ số áp lực đất ở trạng thái cân bằng bị động Kp.
K=

K a + Fw Ko + K p

(1.5)

2 + Fw

Trong đó:
Fa – hệ số áp lực đất ở trạng thái cân bằng chủ động.
Fp – hệ số áp lực đất ở trạng thái cân bằng bị động.
Fo – hệ số áp lực đất ở trạng thái tĩnh.
Fw – hệ số chọn từ 1 trở lên.
Thực tế đo đạc cho thấy hệ số K thay đổi theo chiều sâu, theo biến dạng thể tích
và độ chặt của đất xung quanh cọc. Ở đầu cọc, K gần bằng hệ số áp lực bị động Kp.
Ở mũi cọc, K gần bằng hệ số áp lực ngang ở trạng thái tĩnh Ko.
Trong tính tốn thực tế, B.M. Das (1984) đề nghị lấy giá trị K theo bảng 1.1
Bảng 1.1. Giá trị K (theo B.M. Das)
Cọc khoan nhồi
Cọc đóng, có thể tích đất bị chiếm chỗ nhỏ
Cọc đóng, có thể tích đất bị chiếm chỗ lớn

K = Ko = 1 − sin ϕ ′
K = Ko (giới hạn dưới)

K = 1, 4 K o (giới hạn trên)
K = Ko (giới hạn dưới)
K = 1,8K o (giới hạn trên)


-5-

Trường Cầu đường Paris (ENPC) giới thiệu kết quả nghiên cứu của Brom về hệ
số áp lực ngang K và góc ma sát của đất cát như bảng 1.2
Bảng 1.2. Giá trị K theo ENPC
Loại cọc

ϕa

K (cát chặt trung bình)

K (cát chặt)

Cọc thép

20o

0,5

1

Cọc bê tông

3/4ϕ

1

2

Cọc nhồi

3/4ϕ

0,5

0,5

Cọc gỗ

2/3ϕ

1.5

4

Các kết quả phân tích theo Meyerhof (1976) đã khẳng định những cọc có
chuyển vị nhỏ chẳng hạn cọc chữ H và những cọc không gây chuyển vị đất như cọc
nhồi sẽ cho giá trị của K thấp hơn so với các cọc có chuyển vị lớn. Bảng 1.3 liệt kê
các giá trị của K dùng cho thiết kế.
Bảng 1.3. Giá trị của K đối với các loại cọc hạ trong cát theo Meyerhof
Loại cọc

K

Cọc nhồi

0,5

Cọc hạ hình chữ H

0,5 – 1,0

Cọc hạ có chuyển vị

1,0 – 2,0

Như vậy, có thể thấy rằng thành phần ma sát bên giữa đất và cọc phụ thuộc đáng
kể vào áp lực ngang nên phụ thuộc chặt chẽ theo hệ số K. Ngoài ra giá trị K theo
các bảng tra của các tác giả khác nhau và sự biến động giá trị này trong một loại đất
có thể xem là đáng kể.
1.1.1. Thành phần ma sát giữa đất và cọc đóng
1.1.1.1. Phương pháp α
Tomlinson đề nghị thêm vào thành phần lực dính một hệ số α, trong cơng thức
xác định lực ma sát bên đơn vị giữa cọc và đất [1],[15].
f s = α .ca + σ h′ .tgϕ a = α .ca + K .σ v′ .tgϕ a

(1.6)


-6-

Trong đó:
ca - lực dính giữa cọc và đất.
ϕa - góc ma sát giữa cọc và đất.
σ’h - ứng suất ngang hữu hiệu tại mặt bên của cọc.

σ’v - ứng suất đứng hữu hiệu tại mặt bên của cọc.
K - hệ số áp lực ngang
Hệ số α có thể tham khảo các kết quả nghiên cứu của Tomlinson [1] như sau:
Bảng 1.4. Giá trị α theo loại đất (theo Tomlinson).
Loại đất

L/D

Cát chặt

< 20
> 20

Sét mềm

8 – 20
> 20

Sét cứng

8 – 20

Hệ số α
1,25
cu < 75: α = 1,25
cu = 75 – 180: α = 1,25 – 0,4
0,4
cu = 0 – 25: α = 1,25 – 0,7
cu > 25: α = 0,7
0,4

cu = 0 – 30: α = 1,25 – 1
cu = 30 – 80: α = 1
cu = 80 – 130: α = 1 – 0,4
cu > 130: α = 0,4

Theo viện dầu hỏa Hoa Kỳ (API), hệ số α được xác định như ở bảng 1.5
Bảng 1.5. Giá trị α (theo API).
Lực chống cắt khơng thốt nước cu (kPa)
< 25
25 – 75
> 75

Hệ số α
1
1 – 0,5
(các giá trị trung gian nội suy)
0,5

Giá trị α được Peck (1974) đề ra trong bảng 1.6 như sau
Bảng 1.6. Giá trị α theo (Peck,1974)
Lực chống cắt khơng thốt nước cu (kPa)
0
50
100

Hệ số lực dính α
1
0,95
0,8

-7-

150
200
250
300

0,65
0,6
0,55
0,5

Năm 1992, Sladen đề nghị cơng thức tính hệ số lực dính α cho đất cát mịn bão
hịa nước dưới dạng:
⎛σ′ ⎞
α = C1 ⎜ v ⎟
⎝ cu ⎠

0,45

(1.7)

Với: C1 = 0,5
σ v′ - ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân đất nền

cu – sức chống cắt không thoát nước
1.1.1.2. Phương pháp β
Phương pháp này được Burland đề nghị từ năm 1973 trên các giả thiết [15]:
- Đất xung quanh cọc trong q trình đóng sẽ có lực dính giảm dần về 0.

- Ứng suất hữu hiệu của đất tác động lên mặt đứng của cọc sau khi áp lực nước
lỗ rỗng thặng dư phân tán hết có giá trị tiến đến ít nhất là bằng ứng suất ngang có
hiệu trước khi đóng cọc.
- Biến dạng cắt trong suốt quá trình cọc chịu tải thì chỉ liên quan đến một vùng
mỏng xung quanh cọc, vùng này tùy thuộc dạng cọc và tính thốt nước của đất giữa
hai thời điểm đóng và chất tải lên cọc.
Với các giả thiết trên, Burland (1973) đã đưa ra công thức:
f s = K .σ v′ .tgϕ

(1.8)

Trong đó:
σ v′ - ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân đất nền

ϕ - góc ma sát của đất
K - hệ số áp lực ngang
Đặt β = K .tgϕ , công thức trên được viết lại như sau:
f s = β .σ v′

(1.9)


-8-

Với σ v′ - ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân đất nền gây ra. Khi có ứng
suất có hiệu phụ thêm do tải ngồi đặt trên mặt đất ( σ 's ), cơng thức trên có thể
được viết lại dưới dạng:
f s = β . (σ v′ + σ s′ )

Khi góc ma sát của đất ϕ có giá trị trong khoảng 20o đến 30o, hệ số β có giá trị

trong khoảng 0,24 đến 0,29.
Một số nghiên cứu khác của Bushan (1982) bổ xung cách xác định β như sau:
β = K .tgϕ = 0,18 + 0, 0065 Dr

hoặc K = 0,5 + 0, 008Dr

(1.10)

Trong đó: Dr là độ chặt tương đối của cát.
1.1.1.3. Phương pháp λ
Vijayvergiya và Focht (1972) trình bày phương pháp tính lực ma sát bên đơn vị
giữa cọc và đất dính như sau [1], [3], [15]:
f s = λ (σ v′ + 2cu )

(1.11)

Trong đó:
cu - sức chống cắt khơng thốt nước của đất.
λ - biến đổi theo chiều sâu đóng cọc được xác định theo biểu đồ hình 1.1.

Hình 1.1. Quan hệ giữa hệ số λ theo chiều dài của cọc


-9-

1.1.2. Thành phần ma sát giữa đất và cọc nhồi
1.1.2.1. Phương pháp α
Ma sát bên đơn vị cực hạn không thốt nước của cọc trong đất dính có dạng [3]:
f s = α .cu

(1.12)

Với: cu – sức chống cắt không thốt nước của đất.
Nếu cọc nhồi có đường kính d = 0,7 – 1,8 m; đất không quá yếu (cu ≥ 50 kPa)
thì Chen và Kulhawy của Cục quảng lý đường bộ Liên Bang Mỹ (FHWA 1999) cho
rằng:
•

1,5 (m) đoạn cọc đầu tiên:

α=0

•

1d (m) cọc cuối cùng:

α=0

•

Đoạn cọc ở giữa:

α = 0,55 nếu cu ≤ 150 kPa
α = 0,7 – 0,1.cu nếu 150 < cu ≤ 250 kPa

Chen và Kulhawy cho rằng: ở 1,5m cọc đầu tiên, đất và cọc thường khơng có sự
tiếp xúc tốt. Thậm chí, ở đoạn 1,5m này còn thấy một số khe nứt rõ rệt nếu vùng
này nằm trên mực nước ngầm, khi khô đất sét sẽ co lại. Trong trường hợp cọc chịu
tải trọng ngang, do chuyển vị ngang của cọc, đoạn cọc không tiếp xúc với đất có thể
lớn hơn 1,5m, khi đó hệ số α lấy bằng 0 cho đoạn cọc mà chuyển vị ngang lớn hơn

0,01d. Còn ở 1d cọc cuối cùng, Chen và Kulhaway cho rằng, khi tính sức kháng
mũi cực hạn đã bao gồm cả sức kháng của đoạn 1d này rồi. Ngồi ra, đoạn mũi cọc
thường khơng sạch bằng các đoạn trên, do có thể cịn sót lại đất bùn, bentonite.
Năm 2002, theo Coleman [16] thì hệ số α được đề nghị xác định như sau:
α = 56,192.cu−1.0162 (kPa )

(1.13)

Trong các trường hợp theo Coleman, α phải nằm trong khoảng 0,35 đến 2,5.
Năm 1992, Sladen [1] đề nghị cơng thức tính hệ số lực dính α cho đất cát mịn
bão hòa nước dưới dạng:
⎛σ′ ⎞
α = C1 ⎜ v ⎟
⎝ cu ⎠

Với: C1 = 0,4 - 0,5.

0,45

(1.14)


- 10 -

σ v′ - ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân đất nền

cu – sức chống cắt khơng thốt nước
1.1.2.2. Phương pháp β
Ma sát bên đơn vị cực hạn của đoạn cọc nhồi trong đất cát được tính như sau
[3]:

f s = β .σ v′

(1.15)

Với: σ v′ - ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân đất nền.
Theo cách tính của Cục quảng lý đường bộ Liên Bang Mỹ (FHWA) này thì β
được xác định theo công thức sau:
β = ⎡⎣1,5 − 0, 2445 z ⎤⎦

(1.16)

Trong đó: z- (m) độ sâu tại vị trí tính tốn và β phải nằm trong khoảng 0,25 đến
1,2.
Theo O’Neill thì cách tính này thường an tồn (tức là cho sức chịu tải thấp hơn
giá trị thực có). Chú ý rằng, theo phương trình (1.16) thì fs khơng phụ thuộc góc ma
sát trong ϕ. Thông số duy nhất cần biết để tính sức kháng bên là trọng lượng riêng
γ’ của các lớp đất. Giải thích về điều này, Reese và O’Neill cho rằng: “Do quá trình
khoan và giảm ứng suất, tại thành hố khoan, cát có biến dạng lớn. Do đó, dù ban
đầu ở trạng thái chặt hay rời, cát đều có góc ma sát trong tiến về cùng một giá trị là
ϕcv”. Tóm lại, hệ số β đối với cọc nhồi khơng phụ thuộc góc ma sát trong ban đầu ϕ.
Các thí nghiệm nén hiện trường đã kiểm chứng điều này.
Năm 2002, theo Coleman [16] thì hệ số β được tính như sau:
β = 10,716.z −1.2982

(1.17)

Trong đó: z - (m) độ sâu tại vị trí tính tốn và β phải nằm trong khoảng 0,20 đến
2,5.
Năm 2000, Zelada [16] đã đề nghị hệ số β được tính như sau:
β = 1, 2 − 0, 0195. z

(1.18)


- 11 -

Trong đó: z - (m) độ sâu tại vị trí tính tốn và β phải nằm trong khoảng 0,20 đến
0,96.
1.1.2.3. Phương pháp lý thuyết
Theo lý thuyết ma sát bên đơn vị trong đất cát có thể tính như sau [3]:
f s = K .σ v′ .tgϕa

(1.19)

Trong đó:
σ v′ - ứng suất có hiệu do trọng lượng bản thân đất nền

ϕa - góc ma sát giữa cọc và đất
K - hệ số nén ngang của đất lên cọc
• K = 0,83K0 nếu thi công khoan cọc nhồi sử dụng ống vách và khơng
dùng dung dịch bentonite.
• K = 0,67K0 nếu thi công khoan cọc nhồi sử dụng dung dịch bentonie.
• K0 – áp lực ngang tĩnh, thường được xác định thơng qua thí nghiệm hiện
trường trong giai đoạn khảo sát địa chất.
ϕa - góc ma sát ngồi giữa đất và cọc.

Tuy nhiên, theo cách này các giá trị K và ϕa đơi khi khơng chính xác vì ảnh
hưởng của quá trình khoan, ảnh hưởng của dung dịch khoan, ảnh hưởng của loại đất
và thành phần hạt rất phức tạp, không dễ dàng xác định bằng số được.
1.2. Thành phần chịu tải do ma sát bên giữa cọc và đất theo chỉ tiêu trạng thái

đất nền (phương pháp thống kê)
1.2.1. Thành phần ma sát giữa đất và cọc đóng
Theo phương pháp này thì thành phần ma sát bên của cọc đóng được tính theo
cơng thức sau [1]:
n

Qs = u ∑ m f . f si .li
i

Trong đó:
u - chu vi cọc.

(1.20)


- 12 -

li - chiều dày của lớp đất thứ i.
mf - hệ số làm việc của đất ở mặt bên của cọc tra theo bảng 1.7.
fsi – lực ma sát đơn vị giữa đất và mặt xung quanh cọc có được từ bảng 1.8.
Bảng 1.7. Hệ số mf
Phương pháp hạ cọc
1- Hạ cọc đặc và cọc rỗng có bịt đầu, bằng búa hơi búa
diesel
2- Hạ cọc bằng cách đóng vào lỗ khoan mồi với độ sâu
mũi cọc không nhỏ hơn 1m dưới đáy hố khoan, khi
đường kính lỗ khoan mồi:
a) Bằng cạnh cọc vuông
b) Nhỏ hơn cạnh cọc vuông 5cm
c) Nhỏ hơn cạnh cọc vng hoặc đường kính cọc

trịn 15cm
3- Hạ cọc có xói nước trong đất cát với điều kiện đóng
tiếp cọc ở mét cuối cùng khơng xói nước
4- Rung và ép cọc vào:
a) Đất cát chặt vừa:
- Hạt thô và hạt vừa
- Hạt mịn
- Hạt bụi
b) Đất sét có độ sệt lL = 0,5
- Á cát
- Á sét
- Sét
c) Đất sét có độ sệt lL < 0

Hệ số mf
1

0,5
0,6
1
0,9

1
1
1
0,9
0,9
0,9
1

Bảng 1.8. Lực ma sát bên của cọc fsi theo độ sâu trung bình lớp đất
Độ sâu
trung
bình
của
lớp đất
(m)

Ma sát bên của cọc fs (T/m2)
Cát chặt vừa
Thơ
và
vừa

Mịn

Bụi

1

0,2
3,5

0,3
2,3

0,4
1,5

Đất sét có độ sệt lL là

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

2

4,2

3,0

2,1

1,7

1,2

0,7

0,5

0,4

0,4

3

4,8

3,5

2,5

2,0

1,4

0,8

0,7

0,6

0,5

0,9
0,3

1
0,2


- 13 -

4

5,3

3,8

2,7

2,2

1,6

0,9

0,8

0,7

0,5

5

5,6

4,0

2,9

2,4

1,7

1,0

0,8

0,7

0,6

6

5,8

4,2

3,1

2,5

1,8

1,0

0,8

0,7

0,6

8

6,2

4,4

3,3

2,6

1,9

1,0

0,8

0,7

0,6

10

6,5

4,6

3,4

2,7

1,9

1,0

0,8

0,7

0,6

15

7,2

5,1

3,8

2,8

2,0

1,1

0,8

0,7

0,6

20

7,9

5,6

4,1

3,0

2,0

1,2

0,8

0,7

0,6

25

8,6

6,1

4,4

3,2

2,0

1,2

0,8

0,7

0,6

30

9,3

6,6

4,7

3,4

2,1

1,2

0,9

0,8

0,7

35

10

7,0

5,0

3,6

2,2

1,3

0,9

0,8

0,7

1.2.2. Thành phần ma sát giữa đất và cọc nhồi
Theo phương pháp này thì thành phần ma sát của cọc nhồi được tính theo cơng
thức sau [1]:
n

Qs = u ∑ m f . f si .li

(1.21)

i

Trong đó:

u - chu vi cọc.
fsi - lực ma sát đơn vị giữa đất và cọc tra theo bảng 1.8.
li - chiều dày của lớp đất thứ i.
mf - hệ số làm việc của đất ở mặt bên của cọc tra theo bảng 1.9
Bảng 1.9 Hệ số làm việc của đất ở mặt bên của cọc mf
Loại và phương pháp hạ cọc
1. Cọc chế tạo bằng phương pháp đóng
ống thép có bịt mũi rồi đổ bê tông đồng
thời rút ống thép
2. Cọc nhồi có tác động rung khi đổ bê
tơng
3. Cọc nhồi khi đổ bê tơng có:
a) có ống chống
b) dưới bùn bentonite
4. Cọc khoan phun với áp lực 2 – 4 atm

Cát
0,8

Hệ số mf
Á cát Á sét
0,8
0,8

Sét
0,7

0,9

0,9

0,9

0,9

0,7

0,7

0,7

0,6

0,9

0,8

0,8

0,8


- 14 -

1.3. Thành phần chịu tải do ma sát bên giữa cọc và đất theo kết quả thí
nghiệm hiện trường
Thành phần ma sát giữa đất và cọc có thể được xác định từ các kết quả thí
nghiệm hiện trường.
1.3.1. Thành phần ma sát giữa đất và cọc đóng
1.3.1.1. Tính tốn theo kết quả thí nghiệm xun tĩnh (CPT)

- Phương pháp Meyerhof
Công thức xác định thành phần chịu tải do ma sát bên của cọc có dạng:
n

Qs = ∑ u. f si1li

(1.22)

i =1

Trong đó:
u - chu vi cọc
li - chiều dài mỗi lớp đất
fsi1 - ma sát đơn vị giữa cọc và lớp đất thứ i được tính như sau:
f si1 = 2 f si hoặc f si1 =

qci
200

fsi - ma sát thành trung bình của lớp đất thứ i trong thí nghiệm CPT.
qci - sức kháng mũi đơn vị trong thí nghiệm CPT.
- TCXD 205:1998
Theo TCXD 205:1998 cơng thức xác định thành phần chịu tải do ma sát bên của
cọc như sau:
n

Qs = ∑ u. f si li
i =1

Trong đó:

u - chu vi cọc
li - chiều dài mỗi lớp đất
fsi - ma sát đơn vị giữa cọc và lớp đất thứ i được tính như sau:
f si =

qci

αi

qci - sức chống xuyên trong thí nghiệm xuyên tĩnh CPT.

(1.23)


- 15 -

αi - hệ số được tra theo bảng 1.10.
Bảng 1.10. Hệ số αi theo các loại đất khác nhau
SốTT

αi

Loại đất

1

Sét mềm và bùn

30

2

Sét cứng vừa

40

3

Sét cứng, rất cứng

60

4

Cát chảy, cát rời

80

5

Cát chặt vừa

100

6

Cát chặt

150

7

Đá phấn mềm

100

8

Đá phấn phong hóa

60

- Phương pháp Schmertmann
Trong đất rời, ma sát đơn vị fs là giá trị tối thiểu trong ba giá trị sau [3]:

⎛ l ⎞
f1 = K . f sc .min ⎜ 1,
⎟
⎝ 8B ⎠
f 2 = 0,12 MPa

(1.24)

f3 = c.qc
Trong đó:
fsc và qc - kết quả thí nghiệm CPT.
K - giá trị tra trong hình 1.2
c - giá trị tra trong bảng 1.11
l - độ sâu từ mặt đất đến điểm tính f1
B - đường kính cọc.

Bảng 1.11. Hệ số c cho sức kháng bên trong đất cát (Schmertmann)
Loại

Bê

Bê tông mở

Cọc

cọc

tơng

rộng mũi

rung

c

0,012

0,009

Gỗ

0,018

Thép

Thép

(ống mũi kín)

(H, hoặc ống mũi hở)

0,012

0,008


- 16 -

Cọc thép

Cọc bêtơng

Hình 1.2. Hệ số K tính toán ma sát bên của cọc trong đất cát (Schmertmann)
Trong đất dính, ma sát đơn vị fs là giá trị tối thiểu trong hai giá trị sau [3]:
⎛ l ⎞
f1 = α . f sc .min ⎜ 1,
⎟
⎝ 8B ⎠
f 2 = α .cu

(1.25)

Trong đó:
α - tra theo biểu đồ hình 1.3.
cu - sức chống cắt khơng thốt nước.

α

Hình 1.3. Quan hệ giữa hệ số α với ma sát bên của cọc trong đất dính
(Schmertmann)


- 17 -

- Phương pháp De Ruiter và Beringen
Trong đất rời, ma sát bên đơn vị fs là giá trị tối thiểu trong ba giá trị sau:
f1 = f sc của thí nghiệm CPT
f 2 = 0,12 MPa

(1.26)

f3 = c.qc

+ Để tính sức chịu tải nén: hệ số c = 1/300
+ Để tính sức chịu tải kéo: hệ số c = 1/400
Trong đất dính
f s = α .cu

(1.27)

+ Trong đất sét cố kết thường (NC): α = 1,0
+ Trong đất sét quá cố kết (OC): α = 0,5.
Với cu – sức chống cắt khơng thốt nước của đất.
- Phương pháp Bustamante và Gianeselli
Hai tác giả Bustamante và Gianeselli thuộc Phòng thí nghiệm trung tâm Cầu
Đường Pháp đưa ra vào năm 1982 tại hội nghị châu Âu về Thí nghiệm xuyên [3].

Sau đó cách tính này được hiệu chỉnh vài lần và được sử dụng khá phổ biến.
Phương pháp này được hai tác giả đề nghị dựa trên sự phân tích 197 thí nghiệm
nén tĩnh của rất nhiều loại cọc trong những điều kiện địa chất khác nhau.
Ma sát bên đơn vị được xác định theo các bước tính tốn như sau:
Bước 1: Dựa vào bảng tra (bảng 1.12) để xác định ký hiệu của nhóm cọc thiết
kế.
Bước 2: Tra bảng để tìm ký hiệu đường cong (bảng 1.13).
Bước 3: Ma sát bên đơn vị giữa đất và cọc được xác định theo các biểu đồ thiết
lập sẵn (hình 1.4, 1.5).


- 18 -

Bảng 1.12. Phân loại nhóm cọc của phương pháp Bustamante và Gianeselli theo
loại cọc
Nhóm
1.FS

Loại Cọc
Cọc khoan nhồi khơng sử dụng dung dịch khoan. Chỉ phù hợp với
nền sét trên mực nước ngầm.

2.FB

Cọc khoan nhồi có sử dụng dung dịch khoan

3.FT

Cọc khoan nhồi sử dụng casing (ống đỡ thành vách) suốt dọc cọc

(FTU)

khoan nhồi. Khi rút casing thì cũng đổ bê tơng xuống.
Cọc khoan nhồi đường kính nhỏ sử dụng khoan guồng xoắn (Cọc

4.FTC

khoan nhồi augercast). Vữa bê tông độ sụt lớn được phun qua lỗ
rỗng của cần guồng xoắn, đồng thời guồng xoắn vừa xoáy vừa rút
lên.

5.FPU

Cọc khoan nhồi vào lỗ đào thủ cơng

6.FIG-

Cọc khoan nhồi đường kính nhỏ (≤ 25 cm) có casing (micro pile

BIG
7.VMO
8.BE

loại I)
Cọc xoắn vào đất cát trên mực nước ngầm hoặc vào đất sét.
Cọc thép đóng có phủ bề mặt bằng vữa xi măng.

9.BBA

Cọc bêtơng (có thể ứng lực trước) đóng hoặc rung và đóng.

10.BM

Cọc thép đóng khơng phủ bề mặt bằng vữa xi măng.

11.BPR
12.BFR

Cọc rỗng, trịn bằng bêtơng. Các đoạn cọc thường dài từ 1,5÷3,0 m,
đường kính ngồi 70 ÷ 90cm, đường kính trong 40 ÷ 60cm.
Cọc rỗng: Khi rút casing thì đổ vữa bê tông độ sụt nhỏ vào và đầm
chặt lên đế bêtông ở đáy.

13.BMO

Cọc rỗng đổ vữa ximăng

14.VBA

Cọc ép bêtơng

15.VME

Cọc ép thép

16.FIP

Cọc khoan nhồi đường kính nhỏ (<25cm) (micro pile loại II)

17.BIP

Cọc phun dưới áp suất lớn, đường kính cọc >25cm.