Ảnh hưởng của công tác khai đào đến hành vi và khả năng chịu tải của cọc
Gang Zheng, Si Yuan Peng, Charles W.W.Ng và Yu Diao
Tóm tắt: Các thí nghiệm chất tải cọc thường được tiến hành trên mặt đất trước khi khai đào
hố móng. Ảnh hưởng của hiện tượng giảm ứng suất do khai đào đến độ cứng và khả năng
chịu tải của cọc thường không được để ý. Bài báo này trình bày kết quả một số thí nghiệm mô
hình ly tâm trong cát khô có và không có mô phỏng ảnh hưởng của công tác khai đào để tìm
hiểu hành vi của cọc. Một số t hí nghiệm chất tải trong quá trình quay ly tâm lên 10 cọc đơn có
gắn thiết bị quan trắc được tiến hành cả trên mặt đất lẫn ở độ sâu hố móng sau khi khai đào để
nghiên cứu ảnh hưởng của giao diện cọc đơn -đất đến hành vi của cọc. Kết quả thí nghiệm cho
thấy khả năng chịu tải của loại cọc ma sát thấp (cọc có giao diện không giãn nở) sau khi khai
đào bị giảm khoảng 16 -20% đối với các tiêu chuẩn phá hủy khác nhau, được quy cho sự suy
giảm sức kháng bên của cọc, tỷ lệ thuận với mức giảm ứng suất do khai đào. Góc ma sát được
huy động tại trạng thái tới hạn không đổi đối với cọc trong cả hai trường hợp giảm và không
giảm ứng suất. Ngược lại, đối với loại cọc ma sát cao (cọc có giao diện giãn nở), khả năng
chịu tải của cọc khi ứng suất suy giảm lại tăng lên khoản g 22-44%, được quy cho sự tăng sức
kháng bên của cọc do giao diện cọc -đất tăng lên khi ứng suất giảm do khai đào. Cơ chế quyết
định sức kháng của cọc ma sát cao khác với cọc ma sát thấp.
Một số thuật ngữ chuyên dùng trong bài:






In-flight load test: Thí nghiệm chất tải trong điều kiện quay ly tâm;
Stress relief: Giảm tải, giảm ứng suất;
Pile-soil interface: Giao diện cọc-đất;
Centrifuge modelling: Mô hình ly tâm;
Shaft resistance: sức kháng thành cọc, sức kháng bên;

Giới thiệu

Các thí nghiệm chất tải cọc thường được tiến hành trên mặt đất trước khi khai đào hố móng.
Để dự báo hành vi của cọc trong điều kiện giảm ứng suất, trong các thí nghiệm chất tải cọc
người ta thường sử dụng một ống bao tới độ sâu khai đào để triệt tiêu sức kháng bên (thí dụ
xem Troughton and Platis 1989). Trong thí nghiệm chất tải cọc truyền thống này, ảnh hưởng
của sự suy giảm ứng suất do khai đào đến hành vi của cọc không thể nhận biết được. Hơn
nữa, do cọc được đóng vào nền đất trước khi diễn ra khai đào nên d ịch chuyển hướng lên của
đất do khai đào có thể gây ra trạng thái căng dãn trong thành cọc. Vì thế việc dự báo hành vi
thực của cọc bên dưới hố móng trong các thí nghiệm chất tải truyền thống vẫn đang là một
thách thức cho các nhà địa kỹ thuật.
Leung et al. (2000) và Ong et al. (2006) đã tiến hành một số thí nghiệm mô hình ly tâm để tìm
hiểu ảnh hưởng của dịch chuyển của đất đến phản ứng theo chiều ngang của cọc do khai đào
hố móng ở cạnh đó. Họ đo moment uốn và mức độ biến dạng ngang của cọc dưới tác độ ng
của chuyển dịch theo chiều ngang của đất. Trong một số dự án, các nhà nghiên cứu đã bày tỏ
mối quan ngại của họ về ảnh hưởng của sự suy giảm ứng suất theo chiều thẳng đứng đến hành
vi của cọc bên dưới hố khai đào (thí dụ như Wright and Doe 1989). Trough ton and Platis
(1989) đã thông báo rằng sức kháng mũi cọc bị giảm khoảng 20% khi ứng suất hữu hiệu theo
chiều thẳng đứng giảm tương đương khoảng 50%. Lee et al. (2001) đã tiến hành một số mô
phỏng bằng phương pháp phần tử hữu hạn để nghiên cứu lực dãn phát sinh trong cọc trong
quá trình khai đào và đề xuất một tỷ lệ gia cường cốt thép khoảng 1 -2%. Tuy nhiên vẫn còn
1


rất ít nghiên cứu so sánh độ cứng và khả năng chịu tải của cọc trong điều kiện có và không có
ảnh hưởng của sự suy giảm ứng suất do khai đào. Đó chính là lý do thúc đẩy các nghiên cứu
được trình bày trong bài báo này.
Đặc điểm của giao diện đất - cọc rất quan trọng đối với hành vi của cọc. Các nghiên cứu trong
phòng thí nghiệm (thí dụ như của Kishida and Uesugi 1987) cho thấy có hai kiểu phá hủy ở
giao diện hạt - môi trường liên tục: (i) các hạt đất trượt dọc theo bề mặt của môi trường liên
tục nếu giao diện “nhẵn”; và (ii) tạo nên một đới phá hủy theo kiểu cắt trong vật liệu dạng hạt
nếu giao diện “nhám”. Kishida and Uesugi (1987) đề xuất một độ nhám chuẩn hóa (Rn) bằng

tỷ số giữa độ nhám tuyệt đối và độ hạt trung bình của đất (D50). Fioravante (2002) đã chỉ ra
rằng nếu Rn < 0.02 thì phá hủy của giao diện đất - kết cấu sẽ theo kiểu các hạt đất trượt dọc
theo giao diện và không xảy ra thay đổi thể tích đất; còn nếu Rn > 0.1 thì phá hủy sẽ xảy ra
trong khối đất và thể tích đất sẽ thay đổi trong phạm vi đới trượt cắt. Trên cơ sở những công
trình này ảnh hưởng của các giao diện cọc đơn – đất đến hành vi của cọc sẽ được nghiên cứu.
Bài báo này trình bày và thảo luận về các thí nghiệm mô hình ly tâm trên 10 cọc đơn có gắn
thiết bị quan trắc trong cát Toyoura khô. Các thí nghiệm chất tải cọc được tiến hành trên cả
mặt đất trước khi khai đào lẫn ở độ sâu đáy móng sau khai đào. Mục đích nhằm tìm hiểu ảnh
hưởng của sự suy giảm ứng suất đến độ cứng, khả năng chịu tải của cọc cũng như sự phân bố
dọc trục của tải. Các cọc mô hình với hai loại giao diện khác nhau được sử dụng, được gọi là
“cọc ma sát thấp” và “cọc ma sát cao”. Độ nhám thực đo và được chuẩn hóa Rn c ủa loại cọc
ma sát thấp là 0.013 nên sức kháng bên có thể được coi như là sức kháng trượt tại giao diện
cọc – đất. Loại cọc ma sát thấp dự định sẽ mô phỏng vật liệu không dãn nở, thí dụ như đất sét
cố kết bình thường. Loại cọc ma sát cao dự định sẽ mô phỏn g vật liệu dãn nở, thí dụ như cát
chặt. Độ nhám thực đo Rn của loại cọc ma sát cao là 0.210, và sức kháng bên có lẽ liên quan
chặt chẽ với hành vi của đất xung quanh cọc.
Mô hình ly tâm
Thiết đặt chương trình thí nghiệm
Một loạt thí nghiệm mô hình ly tâm trên 10 cọc mô hình đã được tiến hành tại Phòng thí
nghiệm Ly tâm Địa kỹ thuật của Trường Đại học Khoa học và Công nghệ Hồng Kông (Ng et
al. 2001b, 2002). Tất cả các thí nghiệm đều được thực hiện với gia tốc 100g, sử dụng một
container mô hình với kích thư ớc trong là 1.25m x 0.93m x 0.85m (chiều dài x chiều rộng x
chiều cao).
Hình 1a thể hiện sơ đồ container mô hình LN, với L có nghĩa là “cọc giao diện ma sát thấp”
và N là “không mô phỏng ảnh hưởng của quá trình khai đào”. Thí nghiệm chất tải trên ba cọc
ma sát thấp được thực hiện trên mặt đất, giống như trong thí nghiệm chất tải truyền thống.
Các cọc được đặt ở các khoảng cách khác nhau tới một tường ngăn diaphragm hình tròn để
nghiên cứu ảnh hưởng của tường ngăn diaphragm đến hành vi của cọc. Một cọc được đặt ở
trung tâm, cách tường ngăn diaphragm 160mm, nó được gọi là cọc LNM: chữ cái thứ nhất có
nghĩa là: “giao diện ma sát thấp”; chữ cái thứ hai nghĩa là “không mô phỏng ảnh hưởng của

quá trình khai đào”; chữ cái thứ ba thể hiện vị trí của cọc (ở chính giữa hố khai đào). Một cọc
khác LNW có ý nghĩa tương tự, chỉ khác W nghĩa là vị trí của nó ở gần sát tường ngăn
diaphragm, cách khoảng 30mm, tức là khoảng 1,8 lần đường kính cọc D. Khoảng cách giữa
hai cọc là 130mm, tức là lớn hơn khoảng 8D. Cọc thứ ba LNF với F thể hiện vị trí cọc ở rất
xa, bên ngoài bức tường ngăn diaphragm hình trụ, để tham chiếu.

2


Mỗi một cọc mô hình có đường kính ngoài là 16mm và chiều dài 500mm. Một cái ống dài
200mm được dùng để loại bỏ sức kháng thành hố ở phần trên của mỗi cọc. Đó là một ống
nhôm với đường kính trong là 16,8mm và chiều dầy 1mm. Trong quá trình chuẩn bị đã chú ý
để không rơi các hạt cát vào trong ống, vì thế mà nó loại bỏ được sức kháng thành hố. Chiều
dài hiệu quả của cọc là 300mm.
Hình 1b thể hiện sơ đồ container LHE (dùng cả hai loại cọc ma sát thấp và ma sát cao và có
mô phỏng ảnh hưởng của quá trình khai đào). Một hố móng được mô phỏng ở gia tốc 100g
bằng cách tháo khô chất lỏng nặng là dung dịch chloride kẽm. Tỷ trọng của dung dịch đó là
1,53kg/m3, tức là bằng tỷ trọng mục tiêu của cát Toyoura trong thí nghiệm ly tâm. Độ sâu
khai đào là 200mm. Hai cọc LEM và HEW1 được định vị bên dưới hố móng và ở các khoảng
cách khác nhau tới tường ngăn diaphragm. Thí nghiệm chất tải cọc được tiến hành trên các
cọc này sau khi khai đào. Một cọc thứ ba HNF, nằm bên ngoài tường ngăn diaphragm để đối
sánh. Các cọc HEW1 và HNF có giao diện ma sát cao để nghiên cứu ảnh hưởng của giao diện
đến hành vi của cọc. Vị trí của ba cọc này tương tự như trong sơ đồ container LN.
Hình 1c thể hiện sơ đồ container HN (cọc ma sát cao và không mô phỏng ảnh hưởng của quá
trình khai đào), trong đó hành vi của cọc ma sát cao tiếp tục được nghiên cứu. Khoảng cách
tương đối giữa hai cọc HNM và HNW đến tường ngăn diaphragm cũng đúng như trong sơ đồ
LN.
Hình 1d thể hiện sơ đồ container HE (cọc ma sát cao và có mô phỏng ảnh hưởng của quá trình
khai đào). Hai cọc ma sát cao HEM và HEW2 được định vị bên dưới hố khai đào. Thí nghiệm
chất tải trên hai cọc này được tiến hành sau khi khai đào. Chương trình thí nghiệm được tóm

tắt ở Bảng 1.
Tính chất đất và công tác chuẩn bị mô hình
Cát Toyoura khô được sử dụng trong tất cả các thí nghiệm. Đó là một loại cát hạt mịn đồng
nhất với các hạt cát từ khá tròn đến khá sắc cạnh. Cỡ hạt trung bình D50 là 0,17mm, hệ số lỗ
rỗng cực đại là 0,977 và cực tiểu là 0,597, khối lượng riêng 2,65 và góc ma sát ở trạng thái tới
hạn ’cv là 31o (Ishihara 1993).
Phương thức lắng dưới tác động của dòng chảy được sử dụng để chuẩn bị tất cả các mô hình
ly tâm. Cát được đổ xuống từ một cái phễu nằm phía trên cách bề mặt cát khoảng 500mm.
Các thí nghiệm hiệu chỉnh cho thấy có thể chuẩn bị các mẫu khá đồng nhất bằng phương pháp
này. Sau khi cát đạt đến mức mũi cọc (250mm tính từ đáy, như thấy ở Hình 1), các cọc mô
hình được đặt vào và được tạm giữ ở vị trí thiết kế của chúng. Sau đó cát tiếp tục được lắng
đọng theo phương thức trên. Quy trình này cũng được áp dụng đối với tường ngăn diaphragm
mô hình.
Hình 2 cho thấy một thiết đặt mô hình điển hình (container HE). Một cái bao bằng cao su
đựng chất lỏng nặng được làm từ một tấm màng nhựa latex để mô phỏng khối đất bị giữ lại
bên trong mô hình tường ngăn diaphragm. Sau khi cát được đổ xuống và lắng đọng, tổng
lượng cát sử dụng và chiều cao của lớp cát trong mỗi container được đo, xác định thể tích cát
trong mỗi mô hình để tính ra tỷ trọng của cát. Tỷ trọng cát đo được trong tất cả các thí nghiệm
thay đổi trong khoảng 1,51 đến 1,53kg/m3, với sai số trong khoảng ±1,0%. Tỷ trọng tương
đối trung bình của cát trong mỗi container khoảng 65%.
Cọc mô hình và thiết đặt quan trắc
3


Mỗi cọc mô hình được làm từ ống nhôm với hệ số đàn hồi Young khoảng 70Gpa. Ống có
đường kính trong 4mm và đường kính ngoài 10mm. Các cảm biến bán dẫn được gắn lên ống
để đo tải trọng dọc trục tỳ lên thành cọc. Hình 1 cho thấy các cảm biến được gắn ở 8 mức,
mỗi mức cách nhau khoảng 40mm. Một bộ mạch cầu Wheatstone được thiết đặt cho mỗi mức
cảm biến để giảm thiểu ảnh hưởng của nhiệt độ. Sau khi gắn, các cảm biến được phủ ngoài
một lớp nhựa epoxy để bảo vệ. Hình 3a thể hiện một mô hình cọc giao diện ma sát thấp. Độ

dày của lớp nhựa epoxy khoảng 2,5mm. Sau đó một ống nhôm khác với được kính ngoài
16mm và chiều dày 0,5mm được cắt đôi và đặt ở bên ngoài lớp nhựa epoxy. Sự gắn kết chặt
giữa lớp nhựa epoxy và ống nhôm đạt được do độ dính cao của nhựa epoxy. Hình 3b cho
thấy các mô hình cọc ma sát cao. Giao diện được hình thành bằng cách dính các hạt cát
Toyoura lên cả thành lẫn mũi các cọc. Đường kính ngoài cuối cùng của mỗi cọc khoảng
16mm.
Độ nhám của các cọc ma sát thấp được đo bằng một thiết bị đo mặt cắt bề mặt (Alpha-Step
200). Kishida và Uesugi (1987) cho rằng độ nhám tuyệt đối (Rmax) có thể được tính bằng
khoảng cách cực đại từ đỉnh đến đáy của bề mặt trên một khoảng độ dài gần bằng khoảng
D50 của cát, tức là khoảng 0,17mm. Theo định nghĩa đó Rmax đo được đối với cọc ma sát
thấp vào khoảng 3µm. Độ nhám chuẩn hóa Rn (Kishida và Uesugi 1987) đối với cọc ma sát
thấp và ma sát cao tương ứng đạt khoảng 0,013 và 0,210.
Tường ngăn diaphragm hình trụ được làm từ thép với đường kính trong 320mm và chiều dày
4mm. Thí nghiệm chất tải lên mỗi cọc được tiến hành bằng một kích thủy lực, với thiết bị cảm
biến đo tải (loadcell) được lắp trên piston. Độ lún của cọc được đo bằng cảm biến vi sai tuyến
tính.
Quy trình thí nghiệm
Sau khi chuẩn bị mô hình và kiểm tra lần cuối, máy ly tâm được quay tới gia tốc 100g. Đối
với các thí nghiệm không mô phỏng tác động của quá trình khai đào trong các container LN
và HN, thí nghiệm chất tải trong khi quay ly tâm được tiến hành trước tiên trên cọc trung tâm.
Tải được chất từng đợt lên cọc ở gia tốc 100g bằng một kích thủy lực được gá cùng với hệ
thống kiểm soát tải trong khi quay. Mỗi đợt chất tải khoảng 100 N và 200 N (tương đương với
khoảng 1-2 triệu N trong thử tải nguyên mẫu) tương ứng cho các loại cọc ma sát thấp và ma
sát cao. Mỗi đợt chất tải được giữ nguyên cho tới khi cọc không lún nữa. Khi độ lún của cọc
lớn hơn 10%D, cọc được dỡ tải cũng từng đợt 200N vẫn đang trong quá trình quay cho tới khi
dỡ tải hoàn toàn. Sau khi hoàn thành thí nghiệm chất tải đầu tiên, máy quay ly tâm được tạm
dừng. Kích thủy lực và hệ thống kiểm soát được chuyển đến chiếc cọc thứ hai. Máy quay ly
tâm lại được khởi động để thực hiện thí nghiệm chất tải thứ hai trong khi quay ly tâm trên
chiếc cọc thứ hai. Các đợt chất tải đối với cả hai thí nghiệm chất tải cọc là như nhau.
Đối với các thí nghiệm có mô phỏng các giai đoạn khai đào (các containers LHE và HE), quá

trình khai đào trong khi quay được mô phỏng trước hết bằng cách thoát khô chất lỏng nặng ở
gia tốc100g. Sau đó thí nghiệm chất tải được thực hiện trên chiếc cọc trung tâm bằng các đợt
chất tải cũng ở gia tốc 100g. Phương thức và quy trình chất tải-dỡ tải đối với thí nghiệm thứ
nhất và thứ hai cũng tương tự như trong các thí nghiệm không mô phỏng quá trình khai đào.
Kết quả thí nghiệm đối với cọc ma sát thấp

4


Trong mỗi thí nghiệm, tải trọng tác động lên mỗi đầu cọc, độ lún của cọc, và sự phân bố của
tải trọng dọc trục ở mỗi giai đoạn chất tải đều được ghi nhận. Tất cả kết quả thí nghiệm dưới
đây đều được quy đổi sang quy mô nguyên mẫu nếu như không có giải thích khác đi.
Quan hệ tải trọng-độ lún của các cọc ma sát thấp
Hình 4 thể hiện quan hệ tải trọng-độ lún của 4 loại cọc ma sát thấp. Độ lún đo được ở mỗi cọc
được chuẩn hóa bằng đường kính cọc (D). Khi độ lún cọc nhỏ hơn 1,5%D, quan hệ tải trọngđộ lún quan sát được ở mỗi cọc có thể coi là tuyến tính. Góc dốc đo được trên 4 đường cong
(tức là độ cứng của cọc) tương ứng là 308, 389, 318 và 311 kN/mm đối với các cọc LNM,
LNW, NLF và LEM. Khi độ lún của cọc lớn hơn 1,5%D, các cọc bắt đầu thể hiện độ cứng
khác nhau. Trong số 3 cọc được chất tải trên mặt đất (LNM, LNW và LNF) cọc trung tâm
LNM có độ cứng thấp hơn đôi chút, trong khi đó hành vi của cọc gần tường LNW và ở xa
(cọc đối sánh) rất giống nhau. Nhìn chung khác biệt giữa 3 loại cọc là khá nhỏ. Điều này cho
thấy ảnh hưởng của tường ngăn diaphragm ở khoảng cách lớn hơn 1,8D là không lớn. Ngược
lại, đối với cọc bị giảm ứng suất (LEM) thể hiện sự suy giảm đáng kể độ cứng khi bị lún tới
1,5%D. Khi độ lún vượt quá 1,5%D, cọc LEM chịu tải kém hơn nhiều so với 3 loại cọc kia.
Rõ ràng là độ cứng của cọc LEM đa bị suy giảm khi độ lún lớn hơn 1,5%D.
Để so sánh khả năng chịu tải của cọc, tiêu chí phá hủy do Ng và nnk (2001a) đề xuất được áp
dụng. Đây là một phương pháp bán kinh nghiệm để luận giải tải trọng phá hủy hơi thiên về an
toàn. Đối với cọc đóng trong đất, tiêu chí phá hủy như sau:
∆ = 0,045 +

[1]


Trong đó M là chuyển dịch đầu cọc lớn nhất để xác định tải trọng tới hạn. P là tải trọng thí
nghiệm, L là chiều dài cọc, A là diện tích mặt cắt hố cọc và E là mô đun đàn hồi của thành hố
cọc.
Như có thể thấy ở Hình 4, khả năng chịu tải của hai loại cọc ở phần trung tâm của hố đào
LNM và LEM tương ứng là 14,7 và 11,6 MN. Khả năng chịu tải của cọc LEM chỉ bằng
khoảng 80% cọc LNM. Để so sánh, tiêu chí phá hủy dựa trên độ lún 10%D cũng được thể
hiện trên hình vẽ. Theo đó khả năng chịu tải của cọc LNM khoảng 20,6 MN, của cọc LEM
khoảng 17,4 MN, tức là khoảng 84% của cọc LNM. Rõ ràng là khả năng chịu tải của cọc ma
sát thấp bị suy giảm khi ứng suất giảm xuống.
Phản ứng của mỗi cọc trong quá trình dỡ tải cũng được thể hiện trên Hình 4. Độ cứng khi dỡ
tải của các cọc LNM, LNW và LNF là giống nhau. Độ cứng dỡ tải của cọc LEM khác biệt so
với các loại cọc khác khoảng 40%. Tương ứng với đó, độ lún tàn dư của cọc LEM cũng lớn
hơn. Điều này cho thấy rằng chảy dẻo ở mũi cọc LEM lớn hơn so với cả ba loại cọc kia. Dưới
tác động của một tải trọng tổng, mũi cọc LEM có thể chịu tải lớn hơn và điều này cần được
kiểm tra bằng cách đo phân bố tải trọng dọc trục ở mỗi cọc.
Phân bố tải trọng dọc trục ở cọc ma sát thấp
Hình 5a thể hiện phân bố tải trọng dọc trục trong mỗi cọc ma sát thấp khi gia tốc trọng trường
đạt 100g. Ma sát âm thành cọc quan sát thấy ở phần trên của mỗi cọc. Mặt phẳng trung hòa
(tương ứng với tải trọng dọc trục cực đại) nằm ở độ sâu 45m. Trên độ sâu đó, độ lún của đất
lớn hơn độ lún của cọc khi gia tốc trọng trường tăng dần từ 1g đến 100g. Tải trọng dọc trục
cực đại thay đổi trong khoảng 4,8 đến 5,9 MN, cho thấy các điều kiện thí nghiệm là khả lặp.
5


Hình 5b thể hiện sự phân bố tải trọng dọc trục cọc LNM ở các giai đoạn chất tải khác nhau.
Vì nghiên cứu này chú trọng vào diễn biến hành vi của cọc do các tác động khai đào và chất
tải nên số đo lực dọc trục thể hiện trên hình vẽ này được đưa trở lại về 0 tại gia tốc 100g. Nhìn
chung, khi tải trọng được chất từng đợt lên đầu cọc, sức kháng thành cọc dần dần được huy
động dọc theo toàn bộ chiều dài cọc. Sức kháng mũi cọc, tuy nhiên, lại chưa được huy động

khi tải trọng chất lên cọc còn nhỏ. Khi tải trọng tăng dần từ 0 đến 8,0 MN, chỉ có góc dốc của
mỗi đường cong là thay đổi, chứng tỏ rằng tải trọng chất lên được chịu hoàn toàn bởi sức
kháng thành cọc. Khi tải trọng được tăng từ 8,0 đến 11,1 MN, sức kháng mũi cọc bắt đầu chịu
một phần tải trọng. Khi tải trọng tăng từ 11,1 đến 14,3 MN, góc dốc của đường cong dọc theo
toàn bộ thành cọc gần như nhau, chứng tỏ rằng sức kháng thành cọc đã được huy động hoàn
toàn và sức kháng mũi cọc chịu toàn bộ phần tải trọng chất thêm.
Hình 5c cho thấy phân bố tải trọng dọc trục cọc LEM. Các số đo lực dọc trục cũng được đưa
về 0 tại gia tốc trọng trường 100g. Đến cuối quá trình khai đào, ma sát dương thành cọc đã
xuất hiện ở phần trên của thành cọc, như góc dốc đường cong phân bố tải trọng dọc trục đã
cho thấy. Điều đó là do đất bị bùng lên trong điều kiện giảm ứng suất. Sức căng cực đại đạt
được ở độ sâu 45m, tương ứng với 83% chiều dài thành cọc tính từ đầu cọc. Khi tải trọng tăng
dần từ 0 đến 5,0 MN, chỉ có sức kháng thành cọc dọc theo phần dưới cọc (sâu khoảng 4050m) là tiếp tục được huy động. Sức kháng thành cọc được huy động hoàn toàn dưới tải trọng
5,0 MN.
Cần đối sánh hai loại cọc dưới cùng một tải trọng: cọc LNM dưới tải trọng 11,1 MN và cọc
LEM dưới tải trọng 11,2 MN. Sức kháng thành cọc được huy động hoàn toàn trong cả hai
trường hợp. Cọc LNM có sức kháng thành cọc tới hạn lớn hơn nhiều so với cọc LEM, như
góc dốc của các đường cong cho thấy. Tương ứng, sức kháng mũi cọc LNM chỉ khoảng 0,3
MN, tức là 3% tổng tải trọng chất lên đầu cọc. Ngược lại, sức kháng mũi cọc LEM là 6,1 MN,
tức là 55% tổng tải trọng. Rõ ràng là hai loại cọc này có các tỷ phần sức kháng thành và mũi
cọc khác nhau dưới tác động của một tải trọng nhất định. Cọc LNM có hành vi của một cọc
nổi điển hình: sức kháng thành cọc được huy động ngay từ đầu khi tải trọng chất lên còn nhỏ,
còn sức kháng mũi cọc chỉ được huy động khi tải trọng lớn hơn. Sức kháng mũi cọc chịu tải
sau khi sức kháng thành cọc đã được huy động hoàn toàn. Cọc LEM, do ảnh hưởng của quá
trình khai đào, có hành vi giống như một cọc chịu tải ở mũi. Dưới cùng một tải trọng ở trạng
thái tới hạn, sức kháng mũi cọc LEM lớn hơn rất nhiều so với cọc LNM. Những kết quả này
phù hợp với các đường cong quan hệ tải trọng-độ lún được thể hiện ở Hình 4.
Phân tích ngược sức kháng thành cọc ma sát thấp
Để so sánh phân bố tải trọng dọc trục đo được với các tính toán lý thuyết đối với cọc ma sát
thấp, sức kháng thành cọc đơn vị tới hạn có thể ước tính bằng:
=


tan

=

tan

[2]

Trong đó K0 là hệ số áp lực đất theo chiều ngang, ’v là ứng suất hữu hiệu theo chiều thẳng
đứng,  là góc ma sát ở tại giao diện, và ’h0 là ứng suất hữu hiệu theo chiều ngang ban đầu ở
thành cọc (=K0’v).
Hệ số áp lực đất theo chiều ngang ở trạng thái nghỉ khi chưa bị khai đào (K0NC) có thể ước
tính bằng phương trình thực nghiệm do Jaky (1948) đề xuất:
= 1 − sin . Đối với các
thí nghiệm có mô phỏng ảnh hưởng của quá trình khai đào, hệ số áp lực đất theo chiều ngang
(K0OC) có thể liên hệ với hệ số quá cố kết (OCR) (Mayne and Kulhawy 1982):
=

6


. Hệ số quá cố kết được định nghĩa như là tỷ số giữa ứng suất hữu hiệu thẳng
đứng trước khi khai đào trên chính nó sau khi khai đào. Cần lưu ý rằng phương trình tính
K0OC khả dụng cho đến giới hạn
= (1 + sin )/(1 − sin ). Góc ma sát ở trạng thái tới
hạn
= 31 của cát Toyoura (Ishihara 1993) được sử dụng để tính cả hai hệ số K0NC và
K0OC. Đối với góc ma sát tại giao diện, giá trị = 18 được tính ngược từ các giá trị đo của
cọc LNM. Giá trị đó cũng được sử dụng để dự báo sức kháng thành cọc của cọc LEM. Sự

phân bố tải trọng dọc trục mỗi cọc được tính bằng cách tích phân sức kháng thành cọc đơn vị
trên chiều sâu cọc, sử dụng đúng tải trọng đã đo được trong các thí nghiệm ly tâm.
Phân bố tải trọng dọc trục tính toán cho cọc LNM và LEM được thể hiện tương ứng trên các
Hình 5b và 5c. Do sức kháng thành cọc được huy động một phần ở gần mũi cọc, việc tính
toán sức kháng thành cọc ở phần dưới mỗi mũi cọc là hơi thiên cao. Ngoài phần đó ra thì việc
tính toán khá phù hợp với tải trọng dọc trục thực đo. Có thể kết luận rằng sức kháng dọc trục
của cọc ma sát thấp tỷ lệ thuận với ứng suất pháp tác động lên thành cọc và cơ chế được thể
hiện qua phương trình [2]. Sự suy giảm sức kháng thành cọc do giảm ứng suất khiến cho khả
năng chịu tải của cọc chịu tác động của quá trình khai đào cũng giảm xuống. Như chờ đợi,
góc ma sát được huy động ở giao diện cọc-đất là như nhau trong cả hai trường hợp.
Sức kháng thành cọc đơn vị của cọc ma sát thấp
Sức kháng thành cọc tổng của mỗi cọc được tính toán bằng cách lấy tải trọng tác dụng lên đầu
cọc trừ đi sức kháng mũi cọc thực đo. Hình 6 thể hiện sự huy động của sức kháng thành cọc
đơn vị trung bình (sức kháng thành cọc tổng chia cho diện tích thành cọc) đối với mỗi cọc.
Khi độ lún nhỏ hơn 1,5%D, sức kháng thành cọc của tất cả các cọc tăng tỷ lệ thuận gần như
tuyến tính. Khi độ lún lớn hơn 1,5%D, ba chiếc cọc được chất tải trên mặt đất (LNM, LNW
và LNF) có sức khoáng thành cọc tương đương nhau và đều có hành vi “hóa cứng do biến
dạng” (strain-hardening). Mặt khác, cọc chịu tác động giảm ứng suất (LEM) thể hiện sức
kháng thành cọc cực đại tương ứng với độ lún khoảng 1,5%D, sau đó thể hiện hành vi “hóa
mềm do biến dạng” (strain-softening). Cần lưu ý rằng độ lún 1,5%D tương ứng với sự suy
giảm độ cứng của cọc LEM, như được thể hiện trên Hình 4. Sức kháng thành cọc thấp hơn ở
cọc LEM khiến độ cứng của cọc này cũng thấp hơn.
Ở trạng thái tới hạn, sức kháng thành cọc trung bình của các cọc LNM, LNW và LNF là 93
kPa. Sức kháng thành cọc của cọc LEM là 38 kPa, tức là chỉ bằng 40,8% giá trị trung bình
của ba cọc kia. Sự suy giảm sức kháng thành cọc đơn vị của cọc LEM có thể quy cho sự suy
giảm ứng suất hữu hiệu sau khi khai đào. Độ sâu ôm cọc hữu hiệu của các cọc LNM, LNW và
LNF là từ 20 đến 50m, và ứng suất hữu hiệu theo chiều thẳng đứng có thể được tính bằng
cách sử dụng giá trị độ sâu trung bình là 35m. Độ sâu ôm cọc hữu hiệu của cọc LEM sau khai
đào là 15m. Giả sử tỷ trọng đất là như nhau trong cả hai trường hợp, ứng suất do lớp phủ gây
nên trung bình đối với cọc LEM chỉ là 15/35 = 42,9% giá trị ứng suất ở các cọc LNM, LNW

và LNF. Giá trị này rất gần với tỷ số giữa sức kháng thành cọc của cọc LEM so với các cọc
kia, tức là 40,8%. Sức kháng thành cọc tới hạn của cọc ma sát thấp giảm tỷ lệ thuận với giá trị
ứng suất suy giảm do khai đào. Điều này phù hợp với sự phân bố tải trọng dọc trục ở mỗi cọc
như đã được chỉ ra ở Hình 5.
Vị trí tương đối của mỗi cọc so với tường ngăn diaphragm không có tác động đáng kể đối với
hành vi của cọc. Hình 6 cho thấy kết quả của cả ba cọc ma sát thấp được thử tải trên mặt đất
(LNM, LNW và LNF) đều tương tự nhau. Có thể có hai lý do: (i) Độ cứng của bức tường
ngăn hình trụ rất cao. Ước tính đơn giản cho thấy biến dạng hướng tâm của tường do khai đào
chỉ là khoảng 0,5 mm đối với quy mô nguyên mẫu. Do đó, biến đổi của ứng suất hữu hiệu của
7


đất theo chiều ngang ở phía khai đào có thể coi như là không đáng kể; (ii) Khi cọc được chất
tải, phá hủy trượt cắt chỉ xảy ra cục bộ ở giao diện cọc-đất. Sự có mặt của tường ngăn
diaphragm không góp phần đáng kể vào sức kháng thành cọc.
Cọc ma sát cao
Quan hệ tải trọng-độ lún của cọc ma sát cao
Hình 7 thể hiện quan hệ tải trọng-độ lún của các cọc ma sát cao. Khi chất tải từng đợt, mỗi
cọc có sự thay đổi độ cứng dần dần. Cả ba cọc khi chịu tác động của quá trình giảm ứng suất
(HEM, HEW1 và HEW2) đều có độ cứng hơi cao hon so với các cọc thí nghiệm trên mặt đất
(HNM, HNW và HNF). Điều này khác so với hành vi của các cọc ma sát thấp (Hình 4).
Để so sánh khả năng chịu tải tới hạn của cọc, tiêu chí phá hủy do Ng et al. (2001a) đề xuất lại
được áp dụng. Khả năng chịu tải của các cọc HNM, HNW và HNF tương ứng là 17,0, 15,1 và
19,6 MN, trung bình là 17,2 MN. Khả năng chịu tải của các cọc HEM, HEW1 và HEW2
tương ứng là 27,7, 20,1 và 26,4 MN, trung bình là 24,7 MN, tức là 44% cao hơn so với các
cọc HNM, HNW và HNF. Để so sánh, tiêu chí phá hủy dựa trên độ lún của cọc bằng 10%D
cũng được thể hiện trên Hình 7. Nếu sử dụng tiêu chí phá hủy này khả năng chịu tải trung
bình của các cọc HEM, HEW1 và HEW2 là khoảng 22% lớn hơn so với các cọc HNM, HNW
và HNF. Cơ chế của cọc ma sát cao chịu tác động giảm ứng suất khác biệt so với cọc ma sát
thấp. Nguyên nhân sẽ được chỉ ra dưới đây thông qua việc xem xét sức kháng tương ứng ở

thành và mũi cọc đối với từng cọc.
Giai đoạn dỡ tải đối với mỗi cọc cũng được thể hiện trên Hình 7. Góc dốc của tất cả các
đường cong dỡ tải thay đổi trong khoảng ±15%, chứng tỏ rằng độ cứng dỡ tải của tất cả các
cọc là khá gần nhau. Điều này có thể ngụ ý rằng quy mô chảy dẻo ở mũi mỗi cọc là như nhau.
Phân bố tải trọng dọc trục các cọc ma sát cao
Hình 8a thể hiện tải trọng dọc trục thực đo trên mỗi cọc ma sát cao ở gia tốc 100g. Ma sát âm
thành cọc được ghi nhận ở phần trên của mỗi thành cọc. Mặt phẳng trung hòa (tương ứng với
tải trọng dọc trục cực đại) ở mỗi cọc nằm ở độ sâu 41-45m. Hình 8b thể hiện phân bố tải trọng
dọc trục cọc HNM tại các giai đoạn chất tải khác nhau. Các số đo lực dọc trục được đưa trở về
0 tại gia tốc 100g, để nhấn mạnh phản ứng của cọc do tác động của các quá trình khai đào và
chất tải. Ở tải trọng 0 đến 3,0 MN, thành cọc chịu toàn bộ tải trọng chất lên cọc. Khi tải trọng
tăng lên từ 3,0 đến 42,1 MN, sức kháng thành cọc dần dần được huy động suốt dọc chiều dài
cọc, đồng thời sức kháng mũi cọc cũng tăng dần. Ở giai đoạn cuối cùng, khi tải trọng tăng từ
42,1 đến 51,7 MN, sức kháng thành cọc được huy động hoàn toàn và sức kháng mũi cọc chịu
hoàn toàn phần tải trọng tăng thêm.
Hình 8c thể hiện phân bố tải trọng dọc trục cọc HEM ở cuối công đoạn khai đào và các giai
đoạn chất tải tiếp theo. Lực căng phát triển dọc theo thành cọc sau khi khai đào do sự dịch
chuyển hướng lên của đất khi giảm ứng suất. Kết quả của tất cả ba cọc chịu tác động khai đào
(HEM, HEW1 và HEW2) cho thấy lực căng cực đại tồn tại ở độ sâu 41m, tương ứng với 70%
chiều dài thành cọc tính từ đầu cọc. Kết quả này khá gần gũi với kết quả mô hình hóa FEM do
Lee et al. (2001) thực hiện; những tác giả này cũng thông báo rằng lực căng cực đại nằm ở độ
sâu khoảng 70% chiều dài thành cọc tính từ đầu cọc. Trên mức này, sức kháng thành cọc
dương được huy động và cọc bị kéo lên trên bởi phần đất ở trên mức này. Đồng thời, lực đẩy
lên được trung hòa bởi sức kháng âm thành cọc của đất ở dưới mức này. Sau khai đào, khi tải
8


được chất từng đợt lên đầu cọc, sức kháng dương thành cọc dần dần được huy động suốt dọc
chiều dài cọc. Ở giai đoạn chất tải cuối cùng, khi tải trọng tăng từ 41,2 đến 51,6 MN, sức
kháng thành cọc cũng chịu một phần của các đợt chất tải.

Phân bốtải trọng dọc trục dọc theo tất cả các cọc ma sát thấp tiếp tục được nghiên cứu. Hình
9a thể hiện tải trọng dọc trục thực đo dọc theo ba cọc thí nghiệm trên mặt đất (HNM, HNW
và HNF). Kết quả khá phù hợp nhau. Rõ ràng là vị trí tương đối của mỗi cọc với tường ngăn
diaphragm không có ảnh hưởng đáng kể tới hành vi của chúng. Sức kháng mũi cọc trung bình
của ba cọc này là 17,0 MN, tức là 33% tổng tải. Tương ứng, sức kháng thành cọc chịu khoảng
67% tổng tải tại giai đoạn chất tải cuối cùng. Hình 9b thể hiện phân bố tải trọng dọc trục dọc
theo ba cọc chịu tác dụng giảm ứng suất (HEM, HEW1 và HEW2). Sức kháng mũi cọc trung
bình của ba cọc này là 10,8 MN, tức là khoảng 21% tổng tải trong khi sức kháng thành cọc
chịu khoảng 79%. Nói cách khác, các cọc chịu tác dụng giảm ứng suất có sức khoáng thành
cọc lớn hơn so với các cọc được thí nghiệm ở trên mặt đất.
Sức kháng thành cọc được huy động một phần được ghi nhận ở gần mỗi mũi cọc (sâu 4550m), được thể hiện trên cả hai hình 9a và 9b. Khu vực huy động một phần là từ mũi cọc cho
tới khoảng cách khoảng 3D trên đó. Điều này khá phù hợp với các cọc ma sát thấp (Hình 5).
Kết quả này cũng giống với kết quả mô hình hóa FEM do Loukidis và Salgado (2008) thông
báo rằng sức kháng thành cọc được huy động một phần ở khu vực khoảng 2D trên mũi cọc.
Vì thế các tính toán tổng sức kháng thành cọc sử dụng ứng suất bao quanh tăng dần tuyến tính
theo độ sâu và góc ma sát không đổi cho toàn bộ chiều dài cọc có thể cho kết quả thiên cao.
Luận giải về sức kháng thành cọc ma sát cao
Để tính sức kháng thành cọc tới hạn của loại cọc ma sát cao, trước hết hãy thử sử dụng
phương trình [2]. Đối với loại giao diện có độ nhám Rn > 0,1, do phá hủy xảy ra trong đất bao
quanh thành cọc (Fioravante 2002), coi sức bền kháng cắt của đất là sức kháng thành cọc tới
hạn có thể sẽ hợp lý. Vì thế, như là một ước tính gần đúng đầu tiên, góc ma sát ở trạng thái tới
hạn ’cv = 31o cho cát Toyoura (Ishihara 1993) được coi như là góc ma sát ở giao diện. Tuy
nhiên, như thấy trên Hình 9a, phân bố tải trọng dọc trục tính toán khá khác biệt so với thực
đo. Vì thế rõ ràng là phương trình [2] quá thiên thấp về sức kháng bên của cọc ma sát cao.
Nhiều nhà nghiên cứu đã chỉ ra rằng sự nở ra của dải bị phá hủy bao quanh thành cọc có tác
động rất đáng kể đối với sức kháng bên của cọc có độ nhám cao trong cát (thí dụ Boulon and
Foray 1986). Sức kháng bên tới hạn có thể ước tính như sau:
=(

+Δ


) tan

[3]

Trong đó h’ là biến thiên ứng suất hiệu pháp do biến thiên thể tích dải phá hủy khi cọc
được chất tải.
Phương trình [3] có thể cho một ước tính khả dĩ hơn về sức kháng bên của cọc ma sát cao,
nếu biến thiên ứng suất hiệu pháp (h’) được định lượng chính xác và nó có thể được ước
tính theo Boulon and Foray (1986) như:
Δ

=4

[4]

9


Trong đó G là mô đun cắt của khối cát cưỡng lại sự dãn nở và y là độ dãn nở hướng tâm do
dãn nở.
Lehane et al. (2005) đã đề xuất cách tính gần đúng độ dãn nở hướng tâm cực đại (ymax) của
cọc, dựa trên cơ sở mô hình hóa ly tâm và FEM đối với cọc trong cát chặt. Giá trị ymax của cát
Toyoura được đề nghị là giảm từ 0,22mm khi độ cứng lỗ rỗng của cát xung quanh giao diện
cọc-cát tăng lên. Tatsuoka et al. (1993) cũng đề xuất cách tính gần đúng đối với modun cắt ở
khoảng giá trị biến dạng rất nhỏ (G0) của cát Toyoura. Sự suy giảm của modun cắt khi biến
dạng tăng lên có thể xem xét trong một mối quan hệ hyperbol do Hardin and Drnevich (1972)
đề xuất.
Trên cơ sở những công trình này, sức kháng bên tới hạn có thể ước tính theo phương trình [3].
Như thấy trên Hình 9a phân bố tải trọng dọc trục tính toán được khá phù hợp với số liệu thực

đo trên cả ba trục được thí nghiệm trên mặt đất. Rõ ràng là biến thiên ứng suất hiệu pháp
(h’) cần được tính đếm đến. Có một số sai lệch được ghi nhận ở độ sâu 45-50m. Như đã
trao đổi ở trên, đó là do sức kháng bên được huy động một phần ở gần mũi cọc.
Đối với các cọc được thí nghiệm sau khai đào (cọc HEM, HEW1 và HEW2), phân bố tải
trọng dọc trục cũng được ước tính và kết quả được thể hiện trên Hình 9b. Như chờ đợi,
phương trình [2] không khả dụng. Các ước tính dựa trên phương trình [3] cũng khác biệt đáng
kể so với thực đo mặc dù đã sát hơn rất nhiều. Sức kháng bên của mỗi cọc dưới tác dụng giảm
ứng suất bị thiên thấp. Đó là do mức độ dãn nở của cát, mặc dù cùng tỷ trọng, trở nên rõ rệt
hơn khi ứng suất hữu hiệu giảm xuống (do khai đào). Mặc dù các giá trị của ymax (Lehane et
al. (2005) có thể phù hợp đối với các cọc thí nghiệm trên mặt đất, nhưng mức độ dãn nở giao
diện lại thiên thấp đối với các cọc thí nghiệm trong điều kiện giảm ứng suất. Hơn nữa, độ
cứng của đất có thể tăng do đảo chiều quỹ đạo ứng suất (dỡ tải do khai đào và tái chất tải khi
thí nghiệm chất tải cọc). Để giải đáp hai vấn đề này, ymax được tăng lên 30% để tính đến sự
gia tăng của hiệu ứng dãn nở do khai đào tới 20m sâu. Modun cắt (G) được tăng lên gấp ba, vì
rằng độ cứng của cát trên quỹ đạo dỡ tải-tái chất tải được cho rằng có thể tăng lên 2-4 lần so
với chất tải lần đầu (Byrne et al. 1987). Như Hình 9b cho thấy, việc dự báo được cải thiện do
xu hướng tổng thể đã khá gần với số liệu thực đo.
Phương trình [4] thể hiện sự phụ thuộc nghịch đảo của số gia ứng suất pháp (h’) vào đường
kính cọc (D). Với một mức dãn nở hướng tâm (y) nhất định, h’ của cọc nguyên mẫu ngoài
hiện trường nhỏ hơn nhiều so với chính nó của cọc mô hình trong thiết bị ly tâm (Fioravante
2002; Lehane et al. 2005). Đây chính là nguyên nhân cơ bản tại sao sức kháng bên được huy
động trên cọc mô hình lại có thể cao hơn so với cọc tương đương nguyên mẫu. Hiệu ứng tỷ lệ
này đối với sức kháng bên của cọc đã được nhiều nhà nghiên cứu đề cập (thí dụ Garnier and
Konig 1998). Mục tiêu của nghiên cứu này là tìm hiểu cơ chế cơ bản kiểm soát khả năng chịu
tải của cọc dưới tác dụng của giảm ứng suất do khai đào. Hai cơ chế khác biệt nhau (phương
trình [2] và [3] đã được minh họa và thảo luận với việc sử dụng các cọc ma sát thấp và ma sát
cao như là hai trường hợp tới hạn. Tuy nhiên, cần lưu ý rằng kết quả từ các cọc ma sát cao
không thể ngoại suy trực tiếp cho cọc nguyên mẫu với đường kính 1,6m.
Sức kháng bên đơn vị của cọc ma sát cao
Hình 10 thể hiện sự huy động của sức kháng bên trung bình của mỗi cọc ma sát cao. Các kết

quả khá phù hợp nhau đã được ghi nhận từ từng thí nghiệm chất tải. Với một độ lún nhất định,
các cọc chịu tác dụng của giảm ứng suất (HEM, HEW1 và HEW2) có sức kháng bên cao hơn
so với các cọc được chất tải trên mặt đất (HNM, HNW và HNF). Ở trạng thái giới hạn, sức
10


kháng bên trung bình của các cọc HEM, HEW1 và HEW2 đạt khoảng 281 kPa, tức là khoảng
20% cao hơn so với các cọc HNM, HNW và HNF (khoảng 235 kPa). Điều này phù hợp với
phổ độ cứng và khả năng chịu tải của cọc đã thể hiện ở Hình 7.
Kết luận
Dựa trên những nghiên cứu đã trình bày ở trên có thể rút ra một số kết luận sau:
1. Đối với cọc ma sát thấp (cọc với giao diện cọc-đất không dãn nở), độ cứng của cọc chịu
tác dụng giảm ứng suất bị suy giảm so với cọc được bọc ngoài và chất tải trên mặt đất.
Khả năng chịu tải của cọc chịu tác dụng giảm ứng suất cũng bị giảm xuống khoảng 1620% do khai đào, tùy theo các tiêu chí phá hủy áp dụng. Sự suy giảm khả năng chịu tải
của cọc là do sức kháng bên của cọc chịu tác dụng giảm ứng suất chỉ bằng khoảng 40% so
với cọc được thí nghiệm chất tải trên mặt đất. Sự suy giảm sức kháng bên tỷ lệ thuận với
mức độ giảm ứng suất do khai đào. Như chờ đợi, góc ma sát có thể huy động được ở giao
diện cọc ở trạng thái tới hạn không thay đổi trong cả hai trường hợp thí nghiệm chất tải.
2. Đối với cọc ma sát cao (cọc với giao diện cọc-đất có thể dãn nở), độ cứng của cọc chịu tác
dụng giảm ứng suất tăng cao hơn một chút so với các cọc được chất tải trên mặt đất. Khả
năng chịu tải của cọc khi chịu tác dụng khai đào cũng tăng khoảng 22-44% so với trường
hợp cọc chất tải trên mặt đất. Cơ chế kiểm soát sức kháng bên của cọc ma sát cao khác
biệt so với cọc ma sát thấp. Sự gia tăng của ứng suất pháp do dãn nở giao diện cọc góp
phần đáng kể vào sức kháng bên của cọc ma sát cao. Hơn nữa, do khả năng dãn nở cao
hơn khi ứng suất thấp hơn, sức kháng bên của cọc ma sát cao chịu giảm ứng suất cao hơn
so với các các cọc thí nghiệm trên mặt đất. Điều đó dẫn đến khả năng chịu tải của cọc cao
hơn dưới tác dụng của khai đào.
3. Đối với cả hai loại cọc ma sát thấp và ma sát cao, lực căng dãn phát triển dọc theo thành
cọc vào cuối giai đoạn khai đào. Lực căng dãn cực đại phát triển ở khoảng 70-83% chiều
dài cọc tính từ đầu cọc. Cần phải tính đếm đến lực căng này trong thiết kế. Sự phân bố tải

trọng dọc trục của cọc dưới móng như thế này không thể ghi nhận được bằng các thí
nghiệm chất tải thông thường trên mặt đất trước khi khai đào.
4. Đối với cả hai loại cọc ma sát thấp và ma sát cao, sức kháng bên huy động một phần được
ghi nhận ở phạm vi từ mũi cọc ngược lên đến khoảng 3 lần đường kính cọc.
5. Vị trí tương đối của mỗi cọc so với tường ngăn diaphragm tác động rất ít đến hành vi của
cọc. Độ biến dạng ngang của tường ngăn trong quá trình khai đào quá nhỏ đến mức có thể
có ảnh hưởng gì đáng kể đến ứng suất hữu hiệu theo chiều ngang tại khu vực khai đào.
Hơn nữa, khi sức kháng bên của cọc được huy động, phá hủy trượt cắt phát triển ở giao
diện cọc-đất. Sự có mặt của tường ngăn diaphragm đóng góp rất ít vào khả năng chịu tải
của mỗi cọc.
Lời cảm ơn
Nghiên cứu này được Chương trình Nghiên cứu Cơ bản Quốc gia Trung Quốc (Chương trình
973, tài trợ số 2010CB732106) và nhóm nghiên cứu sáng tạo của Quỹ Khoa học Tự nhiên
Quốc gia Trung Quốc (tài trợ số 51021004) hỗ trợ. Các tác giả cũng xin cảm ơn hỗ trợ tài
chính từ tài trợ số 618006 của Hội đồng Tài trợ Nghiên cứu Đặc khu hành chính Hồng Kông.
Tài liệu tham khảo

11