ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP. HỒ CHÍ MINH
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

------------------

HÀ NHỰT TÂN

NGHIÊN CỨU CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH LÚN CHO
MÓNG CỌC ĐÀI BÈ

Chuyên ngành : ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG
Mã số ngành

: 60 58 60

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Tp. Hồ Chí Minh, tháng 06/2013


CƠNG TRÌNH ĐƯỢC HỒN THÀNH TẠI
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA – ĐHQG – HCM
Cán bộ hướng dẫn khoa học :

PGS.TS. VÕ PHÁN

Cán bộ chấm nhận xét 1

: …………………………………………

Cán bộ chấm nhận xét 2

: …………………………………………

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp.HCM
ngày …… tháng …… năm 2013.
Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV và Trưởng Khoa quản lý chuyên
ngành sau khi luận văn đã được Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ
gồm:
1. ....................................................................
2. ...................................................................
3. ...................................................................
4. ...................................................................
5. ...................................................................
CHỦ TỊCH HỘI ĐỒNG

TRƯỞNG KHOA


ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM
TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM
Độc lập - Tự do - Hạnh phúc

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ
Họ tên học viên: HÀ NHỰT TÂN ........................................... MSHV: 11090326
Ngày, tháng, năm sinh: 09/08/1986 ......................................... Nơi sinh: An Giang
Chuyên ngành: Địa Kỹ Thuật Xây Dựng ................................. Mã số : 60 58 60
I. TÊN ĐỀ TÀI:
NGHIÊN CỨU CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH LÚN CHO MĨNG CỌC ĐÀI BÈ

II. NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG:
Nhiệm vụ
Nghiên cứu các phương pháp tính lún cho móng cọc đài bè, so sánh kết quả tính
tốn thu được với kết quả quan trắc thực tế, từ đó rút ra phương pháp tính tốn phù hợp
với thực tế.
Nội dung
Mở đầu
Chương 1 Tổng quan về móng cọc đài bè
Chương 2 Cơ sở lý thuyết về các phương pháp tính lún cho móng cọc đài bè
Chương 3 Tính tốn cho cơng trình thực tế bằng phương pháp giải tích
Chương 4 Tính tốn cho cơng trình thực tế bằng phương pháp Plaxis 3D Foundation
Kết luận – Kiến nghị
III. NGÀY GIAO NHIỆM VỤ : 02/07/2012
IV. NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 21/06/2013
V. CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS.TS VÕ PHÁN
Tp. HCM, ngày 21 tháng 06 năm 2013.
CÁN BỘ HƯỚNG DẪN

CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ĐÀO TẠO

PGS.TS VÕ PHÁN

PGS.TS VÕ PHÁN
TRƯỞNG KHOA


LỜI CẢM ƠN
Để hồn thành chương trình cao học và thực hiện luận văn này, ngoài sự cố gắng và
nỗ lực của bản thân, cịn có sự hướng dẫn và giúp đỡ tận tình của q thầy cơ trường Đại
học Bách Khoa Thành Phố Hồ Chí Minh.

Xin chân thành gửi lời cảm ơn đến quý thầy cô Bộ môn Địa cơ nền móng, và các
thầy cơ đã trực tiếp giảng dạy tơi trong suốt khố học.
Xin bày tỏ lịng biết ơn sâu sắc đến PGS.TS Võ Phán đã dành rất nhiều thời gian và
tận tình hướng dẫn giúp tơi hồn thành luận văn tốt nghiệp.
Nhân đây, tôi xin chân thành cảm ơn Ban Giám hiệu trường Đại học Bách khoa Đại
học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh đã tạo rất nhiều điều kiện để tơi học tập và hồn
thành tốt khóa học.
Đồng thời, tơi cũng xin chân thành cảm ơn sự quan tâm động viên và giúp đỡ của
bạn bè, đồng nghiệp và gia đình đã tạo điều kiện tốt để tơi hồn thành khố học.
Mặc dù đã cố gắng hoàn thiện luận văn bằng tất cả sự nhiệt tình và năng lực của
mình, tuy nhiên khơng tránh khỏi những thiếu sót, rất mong được sự đóng góp quý báu của
quý thầy cô và các bạn.
Xin chân thành cảm ơn!
TP. Hồ Chí Minh, tháng 06 năm 2013
Học viên
Hà Nhựt Tân


TĨM TẮT LUẬN VĂN
Hiện nay, móng cọc đài bè được sử dụng khá phổ biến trong kết cấu nhà cao tầng vì
khả năng chịu lực, độ lún của bè và cọc được cải thiện đáng kể so với các loại móng thơng
thường. Các phương pháp tính tốn móng cọc đài bè ớ nước ta còn khá đơn giản, một mặt
xem như cọc chịu hồn tồn tải trọng cơng trình hoặc hệ bè chịu hồn tồn tải của cơng
trình, kết quả là sử dụng vật liệu nhiều hơn so với các phương án móng khác.
Trong bài luận văn này, ta nghiên cứu các phương pháp tính tốn độ lún cho các
cơng trình sử dụng phương án móng cọc đài bè như: phương pháp tính lún trên nền đàn
hồi, phương pháp PDR (Poulos – Randolph – Davis), phương pháp Plaxis 3D Foundation
… Từ kết quả thu được của các phương pháp tính, so sánh với kết quả quan trắc lún của
cơng trình thực tế, rút ra được nhận xét của từng phương pháp tính, từ đó đề xuất phương
pháp tính phù hợp với thực tế.

ABSTRACT
Piled raft foundations have been used widely for structures of high-rise buildings
because its bearing capacity and settlements are significantly improved, compared to
conventional piled foundation. Generally, traditional design methods using by our
engineers are so simple. They assumed that the raft itself supports the loads of the upper
structures and the piles are added to limit the total and differential settlements of the
foundation, or oppositely, piles supports all the loads of the upper structures, and the role
of raft is a cap connecting piles together. This induces a wasting of materials.
This thesis presents a study of many difference design methods for pile raft
foundations: PDR method (Polous – Randolph – David method), FEM using Plaxis 3D
Foundation (Finite Element Method)… These analysis results are compared to evaluate the
effect of difference methods on the prediction of the settlement of the pile raft foundation,
and develop a suitable method for our country’s geological condition.


-1-

MỤC LỤC
MỞ ĐẦU .......................................................................................................................... 3
1.

TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI ........................................................................... 3

2.

MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU.................................................................................... 3

3.

PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU ........................................................................... 3


4.

TÍNH KHOA HỌC VÀ THỰC TIỄN ..................................................................... 4

5.

GIỚI HẠN CỦA ĐỀ TÀI ....................................................................................... 5

CHƯƠNG 1 ...................................................................................................................... 6
TỔNG QUAN VỀ MÓNG CỌC ĐÀI BÈ.......................................................................... 6
1.1.

GIỚI THIỆU CHUNG VỀ MÓNG CỌC ĐÀI BÈ ............................................... 6

1.2.

MỘT SỐ VẤN ĐỀ KHI THIẾT KẾ MÓNG CỌC ĐÀI BÈ................................. 7

1.3.

MỘT SỐ CƠNG TRÌNH SỬ DỤNG MĨNG CỌC ĐÀI BÈ ............................... 8

CHƯƠNG 2 .................................................................................................................... 14
CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH LÚN CHO MĨNG CỌC ĐÀI BÈ
........................................................................................................................................ 14
2.1.

QUAN ĐIỂM THIẾT KẾ.................................................................................. 14


2.2.

CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH LÚN CHO MÓNG CỌC ĐÀI BÈ ...................... 15

2.2.1. Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền [6] ................................... 15
2.2.2. Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền ........................................ 17
2.2.3. Tính lún theo phương pháp lớp đàn hồi .............................................................. 18
2.2.4. Tính lún cho móng cọc đài bè theo phương pháp PDR (Poulos – Davis
Randolph). ............................................................................................................... 22
2.2.5. Tính lún cho móng cọc đài bè theo phương pháp Burland .............................. 26
2.2.6. Phương pháp tính gần đúng dựa trên máy tính ................................................ 28
2.2.7. Phương pháp phân tích chính xác dựa trên máy tính ....................................... 30
CHƯƠNG 3 .................................................................................................................... 34
TÍNH TỐN CHO CƠNG TRÌNH THỰC TẾ BẰNG PHƯƠNG PHÁP GIẢI TÍCH ..... 34
3.1. GIỚI THIỆU CƠNG TRÌNH ................................................................................ 34
3.2. TÍNH TỐN NỘI LỰC........................................................................................ 38
3.3. TÍNH SỨC CHỊU TẢI CHO PHÉP CỦA CỌC .................................................... 40
3.3.1. Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền: ....................................... 40


-2-

3.3.2. Tính sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền ................................ 42
3.4. TÍNH TỐN ĐỘ LÚN BẰNG PHƯƠNG PHÁP LỚP ĐÀN HỒI ........................ 44
3.5. PHƯƠNG PHÁP PDR (POULOS – DAVIS – RANDOLPH) ............................... 47
CHƯƠNG 4 .................................................................................................................... 58
TÍNH TỐN CƠNG TRÌNH THỰC TẾ BẰNG PHƯƠNG PHÁP PLAXIS 3D
FOUNDATION .............................................................................................................. 58
4.1.


GIỚI THIỆU [12].............................................................................................. 58

4.1.1.

Mơ hình ..................................................................................................... 58

4.1.2.

Tính tốn.................................................................................................... 58

4.1.3.

Xuất kết quả ............................................................................................... 59

4.2.

TẠO MƠ HÌNH [12]......................................................................................... 59

4.3.

CHIA LƯỚI PHẦN TỬ [12] ............................................................................. 60

4.4.

MƠ HÌNH ỨNG XỬ CỦA ĐẤT [12] ............................................................... 61

4.4.1.

Mơ hình Mohr – Culomb (MC) .................................................................. 61


4.4.2.

Mơ hình Harderning soil (HS) .................................................................... 62

4.5.

ĐẶC TRƯNG VẬT LIỆU [12] ......................................................................... 64

4.5.1.

Đặc trưng vật liệu của phần tử dầm ............................................................ 64

4.5.2.

Đặc trưng vật liệu của phần tử cọc (Pile) .................................................... 64

4.5.3.

Đặc trưng vật liệu của phần tử lò xo (Spring) ............................................. 65

4.6.

MƠ HÌNH PLAXIS 3D FOUNDATION........................................................... 65

4.7.

KẾT QUẢ TÍNH TỐN CHO CƠNG TRÌNH CAO ỐC XANH ...................... 67

KẾT LUẬN – KIẾN NGHỊ ............................................................................................. 71
TÀI LIỆU THAM KHẢO ............................................................................................... 72



-3-

MỞ ĐẦU
1. TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI
Trong những năm gần đây, cùng với xu thế phát triển nói chung của đất
nước, ngành xây dựng nói riêng ở nước ta cũng có nhiều bước tiến đáng kể. Các cao
ốc văn phòng, chung cư cao tầng … được xây dựng ngày càng nhiều, đặc biệt là ở
các thành phố lớn, một mặt giải quyết nhu cầu nhà ở cho người dân, mặt khác tạo
được điểm nhấn cho các khu trung tâm. Thơng thường, ngồi việc đảm bảo vẻ mỹ
quan về mặt kiến trúc, các cơng trình này cịn có một diện tích phần ngầm khá lớn
nhằm giải quyết các vấn đề như: hệ thống điện, nước, bãi giữ xe, hệ thống giao
thơng ngầm… khi đó, móng bè là một trong những phương án tốt nhất được nghĩ
đến khi thiết kế tầng hầm, đặc biệt là móng cọc đài bè.
Đối với móng cọc đài bè, khả năng chịu lực và độ lún được cải thiện đáng kể
so với móng cọc hay móng bè thơng thường. Theo Katzenbach (2000) cho rằng
móng cọc đài bè thích hợp cho đất sét cứng. Bên cạnh đó, Hemsley (2000) lại cho
rằng móng cọc đài bè có thể sử dụng cho các cấu trúc đất khác nhau. Theo
Randolph (1994), móng cọc đài bè có khả năng tự chịu được tải trọng của kết cấu
bên trên, đồng thời các cọc được thêm vào nhằm làm tăng tổng sức chịu tải và làm
cho sự lún lệch giữa bè và cọc vẫn nằm trong phạm vi cho phép. Nói một cách rõ
ràng là các cọc phải được thiết kế làm sao huy động gần hết khả năng làm việc của
cọc khi chịu tải.
2. MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU
Mục tiêu chính của đề tài nghiên cứu này là xác định độ lún của móng cọc
đài bè dưới tác động của tải trọng bằng phương pháp giải tích và mơ phỏng bằng
plaxis 3d foundation. Từ đó so sánh kết quả với quan trắc thực tế và tìm ra phương
pháp tính thích hợp cho móng cọc đài bè ở nước ta.
3. PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

Đã có nhiều phương pháp được đề xuất để phân tích móng cọc đài bè.
Burland (1995) đã đề nghị một cách đơn giản hóa trong việc thiết kế móng cọc đài
bè, trong đó cọc được thiết kế nhằm làm giảm độ lún của móng (chỉ sử dụng cho
cọc ma sát trong đất sét), Horikoshi (1999) đã đưa ra phương pháp ước lượng độ lún


-4-

tổng thể của móng cọc đài bè, Poulos (2000) cũng đã tổng kết rất nhiều phương
pháp đơn giản và phương pháp số trong việc thiết kế móng cọc đài bè. Phương pháp
giải bài toán 3 chiều bằng phần tử hửu hạn (3D-FEM) được áp dụng để dự đoán ứng
xử của móng cọc đài bè đã được Reul (2003, 2004), Reul (2004), Katzenbach
(2005), Lisa J. Novak (2005), Sanctis (2006) Ningombam Thoiba Singh (2008),
Phongpat Kitpayuck (2009) và JinHyung Lee (2010) phân tích. Ngồi ra việc áp
dụng các máy ly tâm trong thí nghiệm để dự đốn các ứng xử của móng cọc đài bè
cũng được Horikoshi (1996, 1998), Conte (2003) và Vincenzo Fioravante (2008)
phân tích.
Phương pháp nghiên cứu chính của đề tài này là:
 Dùng các phương pháp giải tích để tính tốn độ lún S1.
 Dùng phương pháp mơ phỏng tính độ lún S2.
 Từ quan trắc thực tế, ta có được độ lún S3.
Từ 3 độ lún vừa tính được, so sánh theo từng cặp S1 - S2; S2 - S3; S1 - S3 để
tìm ra cách tính tốn lún gần với thực tế nhất.
4. TÍNH KHOA HỌC VÀ THỰC TIỄN
Hiện nay, các phương pháp tính tốn móng cọc đài bè ớ nước ta còn đơn
giản, một mặt xem như cọc chịu hồn tồn tải trọng cơng trình hoặc hệ bè chịu hồn
tồn tải của cơng trình. Tuy nhiên phương pháp này lại mô phỏng không đúng điều
kiện làm việc thực tế của cơng trình, khơng tận dụng hết khả năng chịu lực của kết
cấu cũng như đất nền. Kết quả là sử dụng vật liệu nhiều hơn so với các phương án
móng khác nên gây nhiều lãng phí.

Vì vậy, việc tham khảo từ các nguồn tài liệu ở nước ngồi và tìm ra lý thuyết
tính tốn cho móng cọc đài bè đã được nghĩ đến. Trong đó có Poulos & Davis
(1980), Fleming (1992), Randolph (1994), Burland (1995), Katzenbach (1998) và
những nghiên cứu gần đây của Poulos (1994, 2001a, 2001b). Áp dụng phương trình
Mindlin của bán khơng gian đàn hồi vào trong bài toán bè - cọc và những thử
nghiệm thực tế để phân tích ngược, Poulos (1994) đã đưa ra một mơ hình gần với
thực tế. Mơ hình này được chấp nhận rộng rãi, được áp dụng để xây dựng nhiều
cơng trình và tiếp tục được phát triển.


-5-

5. GIỚI HẠN CỦA ĐỀ TÀI
Do điều kiện hạn chế nên tác giả chỉ nghiên cứu cho địa chất ở một số vùng
trong thành phố Hồ Chí Minh.


-6-

CHƯƠNG 1
TỔNG QUAN VỀ MÓNG CỌC ĐÀI BÈ
1.1. GIỚI THIỆU CHUNG VỀ MĨNG CỌC ĐÀI BÈ
Móng cọc đài bè được sử dụng rộng rãi trong kết cấu nhà cao tầng vì khả
năng chịu lực, độ lún của bè và cọc được cải thiện đáng kể so với các loại móng
thơng thường. Khái niệm móng cọc đài bè khơng thật sự mới mẻ và đã được trình
bày bởi nhiều tác giả như: Zeevaert, Davis và Pouslos, Hooper, Burland, Price và
Wardle, Franke. ….

Hình 1.1 Sự tương tác giữa móng cọc đài bè và đất nền (theo Katzenbach)[1]



-7-

Trong đó:
qt = ứng suất tác dụng
Qp = tải truyền đến cọc
qr = áp lực truyền lên đất
(S-P) Tương tác giữa đất và cọc
(S-R) Tương tác giữa đất và bè
(P-R) Tương tác giữa cọc và bè
(P-P) Tương tác giữa cọc và cọc
Móng cọc đài bè là một hệ thống móng kết hợp bao gồm ba phần tử chịu lực
là: cọc, bè và đất nền bên dưới (hình 1.1). Theo Randolph, phần móng bè có khả
năng chịu được tải trọng của kết cấu bên trên, các cọc được thêm vào với mục đích
làm tăng khả năng chịu tải của hệ thống bè – cọc và làm giảm sự lún lệch giữa bè –
cọc, đồng thời vẫn đảm bảo độ lún nằm trong phạm vi cho phép, tức là các cọc phải
được thiết kế sao cho huy động hết khả năng làm việc của cọc khi chịu tải.
Viggiani (2001), De Sanctis và cộng sự (2001) [2] chia ra 2 loại móng cọc
đài bè:
- Móng cọc đài bè “nhỏ”, có chiều rộng bè từ 5m đến 15m, khi đó các
cọc được thêm vào có tác dụng chính là nhằm làm tăng hệ số an tồn.
- Móng cọc đài bè “lớn”, khi phần móng bè đủ khả năng chịu được tải
trọng của kết cấu bên trên, còn cọc được thêm vào để giảm độ lún và độ lún lệch.
Trong trường hợp này bề rộng của bè thường lớn hơn chiều dài của cọc (thông
thường chiều rộng bố trí cọc vượt quá chiều dài của cọc).
1.2. MỘT SỐ VẤN ĐỀ KHI THIẾT KẾ MÓNG CỌC ĐÀI BÈ
Như bất kì hệ thống móng nào, khi thiết kế móng cọc đài bè cần chú ý đến
một số vấn đề sau:
- Khả năng chịu tải cuối cùng theo phương đứng, phương ngang và
môment tác dụng.

- Độ lún lớn nhất.
- Độ lún lệch.
- Môment và lực cắt của bè.


-8-

- Sức chịu tải và môment của cọc.
Trong nhiều tài liệu nghiên cứu có sẵn chỉ ra rằng khả năng chịu tải và độ lún
dưới tác dụng của tải trọng thẳng đứng là rất quan trọng nhưng những vấn đề khác
cũng cần được quan tâm. Trong một số trường hợp, các cọc có thể bị chi phối bởi
mơment lật do tải trọng gió hơn là tải thẳng đứng gồm tĩnh tải và hoạt tải.
Bên cạnh đó, Poulos (2000) [3] đã đưa ra các điều kiện thuận lợi và bất lợi
của lớp đất nền bên dưới khi thiết kế móng cọc đài bè như sau:
a) Thuận lợi:
- Lớp đất bên dưới là lớp sét tương đối cứng;
- Lớp đất bên dưới là lớp cát tương đối chặt.
b) Bất lợi:
- Lớp sét mềm gần bề mặt;
- Lớp cát mềm gần bề mặt;
- Lớp đất có tính chịu nén yếu ở độ sâu tương đối nơng;
- Lớp đất có thể đã bị lún cố kết do các nguyên nhân bên ngoài;
- Lớp đất đã bị trương nở do các nguyên nhân bên ngoài.
1.3. MỘT SỐ CƠNG TRÌNH SỬ DỤNG MĨNG CỌC ĐÀI BÈ
1.3.1. Toà tháp Westend, Frankfrut, Đức
Toà tháp Westend ở Frankfrut là tồ nhà 51 tầng, cao 208m, đã được mơ tả
bởi Franke và các đồng nghiệp [3]. Mặt cắt ngang toà nhà được thể hiện trên hình
1.2.
Phương án móng được sử dụng là móng cọc đài bè, số lượng cọc là 40 cọc,
mỗi cọc dài 30m, đường kính 1.3m; phần tâm móng bè dày 4.5m, giảm dần cịn 3m

ở biên móng. Cơng trình nằm trên một lớp đất sét cứng Frankurt. Theo kết quả thí
nghiệm của Franke và các đồng nghiệp, module đàn hồi trung bình của đất là
62.4Mpa.
Polous và các đồng nghiệp đã sử dụng một số phương pháp phân tích khác
nhau để tính tốn và dự đốn ứng xử của cơng trình:
- Phương pháp phần tữ hữu hạn (Ta và Small).
- Phương pháp GARP.


-9-

- Phương pháp dãy cọc (Polous).
- Phương pháp tính tay đơn giản, được mô tả bởi Polous and David.
- Phương pháp xấp xỉ tuyến tính được phát triển bởi Randoph.
- Phương pháp tính kết hợp giữa phương pháp PTHH và phương pháp
phần tử biên, được phát triển bởi Sinha.
- Phương pháp tính kết hợp giữa phương pháp PTHH và phương pháp
phần tử biên, được mô tả bởi Franke và các đồng nghiệp.

Hình 1.2 Tồ tháp Westend, Frankfrut, Đức

Hình 1.3 So sánh kết quả về độ lún của từng phương pháp với thực tế


-10-

Hình 1.3 so sánh kết quả dự đốn ứng xử của cơng trình bằng những phương
pháp kể trên với kết quả quan trắc thực tế. Các phép tính được thực hiện với một tải
trọng thẳng đứng 968MN, tương đương với áp lực tác dụng trung bình 323 KPa.
Kết quả tính toán tập trung vào những điểm sau:

- Độ lún lớn nhất đo được khoảng 105mm, và hầu hết các phương pháp
đều đưa ra kết quả dự đoán lớn hơn độ lún thực tế. Tuy nhiên, các kết quả này đều
có thể chấp nhận được.
- Hệ cọc gánh đỡ khoảng 50% tổng tải trọng. Hầu hết các phương pháp
đều cho kết quả dự đốn lớn hơn thực tế. Tuy nhiên, nhìn từ quan điểm thiết kế, các
kết quả dự đoán đều có thể chấp nhận được.
- Tất cả các phương pháp khi tính tốn tải trọng tác dụng lên từng cọc
riêng lẻ đều kết luận rằng hầu hết các cọc gánh chịu phần lớn tải trọng, khả năng
chịu tải của cọc đều được tận dụng đầy đủ. Điều này cũng phù hợp với kết quả đo
đạc thực tế.
- Các kết quả dự đốn có sự khác biệt khi tính tốn tải trọng nhỏ nhất tác
dụng lên cọc. Một vài phương pháp cho kết quả dự đoán lớn hơn kết quả đo đạc
thực tế.
Các kết quả từ việc nghiên cứu trên đã hoàn toàn chứng minh quan điểm
thiết kế ban đầu là toàn bộ khả năng chịu tải của cọc đều được huy động tối đa, và
sẽ cho kết quả tính tốn có lợi về mặt kinh tế mà vẫn đáp ứng các điều kiện ổn định.
Các phương pháp được sử dụng để tính tốn, dự đốn ứng xử của cơng trình dường
như đã cung cấp một nền tảng đáng tin cậy cho cơng tác thiết kế.
1.3.2. Tồ tháp Messe Turm, Frankfurt, Đức.
Đây là một trong những cơng trình tiên phong trong việc thiết kế sử dụng
móng cọc đài bè. Cơng trình này đã được mô tả rất nhiều qua các nghiên cứu như
Sommer và cộng sự, Sommer, El-Mossallamy và Franke, Tamaro [3]. Toà nhà
Messs Turm cao 256m, và tại thời điểm xây dựng, đó là cơng trình cao nhất Châu
Âu. Cơng trình nằm trên một móng bè có chiều dày 6m ở tâm móng, và giảm dần
đến 3m ở mép móng. Bên dưới móng là 64 cọc được sắp xếp thành 3 vịng trịn
đồng tâm. Các cọc có đường kính 1.3m, chiều dài thay đổi 26.9 – 34.9m. Khoảng


-11-


cách giữa các cọc thay đổi trong khoảng 3.5 – 6 lần đường kính cọc (hình 1.4). Các
cọc được thiết kế để phát huy toàn bộ sức chịu tải của chúng và gánh đỡ khoảng
50% tải trọng thiết kế.

Hình 1.4 Móng cọc đài bè của cơng trình Messe Turm, Frankfurt, Đức
Các thiết bị đo đạc được lắp dựng để khảo sát sự làm việc của móng, bằng
cách đo độ lún và góc xoay của móng, độ lún bên dưới bề mặt móng, tải trọng tác
dụng lên đầu cọc, và sự phân bố tải trọng dọc theo thân cọc.
Ứng xử của móng trở nên phức tạp hơn do việc hạ mực nước ngầm của cơng
trình thi cơng đào đường hầm Metro gần đó. Hình 1.5 cho thấy kết quả đo độ lún
theo thời gian của cơng trình, và chỉ ra rằng vào cuối năm 1995, khoảng 7 năm sau
khi hoàn thành cơng trình, tổng độ lún của cơng trình vào khoảng 115 mm. Cũng từ
hình 1.5, có thể thấy kết quả tính tốn dự đốn độ lún của cơng trình theo thời gian
tương đối phù hợp với kết quả đo đạc thực tế.
Cơng trình này một lần nữa chứng minh tính khả thi của việc thiết kế móng
cọc đài bè, với các cọc phát huy toàn bộ khả năng chịu lực. Tamaro đã đưa ra một
sự so sánh thú vị giữa cơng trình Tháp Messe Turm và Tồ nhà Commerz Bank, lúc
bấy giờ là toà nhà cao nhất Châu Âu (cao 300m). Phần móng của Tồ nhà Commerz
Bank được thiết kế là móng cọc đài bè theo kiểu truyền thống, với các phép tính có
xét đến sự làm việc đồng thời của móng bè dày 2.5m


-12-

Hình 1.5 Độ lún tính tốn và thực tế của cơng trình Messe Turm.
1.3.3. Móng cọc đài bè trong đất mềm
Tan và cộng sự (2006) [4] đã trình bày việc sử dụng móng cọc đài bè cho đất
sét mềm ở cơng trình như hình 1.6 và 1.7. Tải lớn nhất tác dụng ở chân cột là 750
KN, tải tường tác dụng là 9 KN/m và hoạt tải là 2.7 KN/m2. Diện tích của cơng trình
là 25x70 m với bề dày của bè là 300 mm và sử dụng các dãy băng gia cường diện

tích 350x700 mm.

Hình 1.6 Mặt bằng bố trí cọc


-13-

Cọc sử dụng có diện tích là 200x200 mm chiều dài cọc dao động từ 18 đến
24 m, tổng cộng có 504 cọc. Kết quả quan trắc từ khi xây dựng đến khi kết thúc
cơng trình ta đo được độ lún trung bình là 87 mm và độ lún lệch là 27 mm, góc biến
dạng là 1/685.

Hình 1.7 Chi tiết cọc có chiều dài thay đổi của cơng trình

Hình 1.8 Kết quả quan trắc lún
Các nhận xét thu nhận được đối với cơng trình này:
- Tải trọng tác dụng lên bè là nhỏ.
- Độ lún trung bình và độ lún lệch tương đối lớn.


-14-

CHƯƠNG 2
CƠ SỞ LÝ THUYẾT VỀ CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH LÚN
CHO MÓNG CỌC ĐÀI BÈ
2.1. QUAN ĐIỂM THIẾT KẾ
Theo quan điểm thiết kế trước đây thì tải trọng của cơng trình phải truyền
qua móng bè hoặc truyền qua cọc. Cịn trên quan điểm của móng cọc đài bè thì tải
trọng của cơng trình phải vừa phân phối lên đất xung quanh bè vừa phân phối lên
cọc.

Móng cọc đài bè chỉ ra một sự hiểu biết mới về sự tương tác giữa đất và kết
cấu móng bởi vì sự đóng góp của bè cũng như cọc đã được xem xét nhằm đáp ứng
khả năng chịu tải giới hạn. Bên cạnh đó sự tương tác giữa bè và cọc có thể sử dụng
các cọc để tăng sức chịu tải và sức chịu tải này lớn hơn nhiều so với giá trị sức chịu
tải của móng cọc. Điều này dẫn đến các quan điểm thiết kế khác nhau đối với móng
cọc đài bè.
Bên cạnh đó, Poulos (2001) [5] đưa ra ba quan điểm thiết kế sau:
- Quan điểm thiết kế thứ nhất: trong quá trình làm việc, khả năng chịu tải
của cọc đạt từ 35 đến 50% sức chịu tải cực hạn (hệ số an toàn sức chịu tải bằng 2
đến 3), quan hệ tải trọng – độ lún của cọc vẫn là tuyến tính. Gần như tồn bộ tải
trọng tác dụng lên móng do cọc tiếp nhận. Bè chỉ tiếp nhận phần tải trọng rất nhỏ,
phân phối lên nền đất ở đáy bè.
- Quan điểm thiết kế thứ hai: Trong quan điểm thiết kế này, bè được thiết
kế tiếp nhận một phần đáng kể tải trọng lên móng, phần cịn lại do các cọc chịu.
Khả năng chịu tải của cọc được huy động từ 70 đến 100% (hệ số an toàn sức chịu
tải bằng 1 đến 1.5), quan hệ tải trọng – độ lún là quan hệ phi tuyến do cọc có
chuyển dịch tương đối so với đất nền. Số lượng cọc được bố trí đủ nhằm giảm áp
lực tiếp xúc thực giữa bè và đất nền xuống nhỏ hơn áp lực tiền cố kết của đất. Cọc
được sử dụng với mục đích làm giảm độ lún trung bình của bè.


-15-

- Quan điểm thiết kế thứ ba: Bè được thiết kế để chịu phần lớn tải trọng
lên móng. Các cọc chỉ tiếp nhận một phần nhỏ của tổng tải trọng, được bố trí hợp lý
với mục đích chính là giảm độ lún lệch.
2.2. CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH LÚN CHO MĨNG CỌC ĐÀI BÈ
Có rất nhiều phương pháp được sử dụng để phân tích móng cọc đài bè, trong
đó bao gồm:
- Phương pháp tính lún trên nền đàn hồi.

- Phương pháp tính đơn giản (Poulos-Davis-Randolph (PDR).
- Phương pháp Burland.
- Phương pháp tính gần đúng dựa trên máy tính:
+ Phương pháp dãy trên nền lò xo (Poulos (1991)).
+ Phương pháp tấm trên nền lị xo (Russo (1998)).
- Phương pháp tính chính xác dựa trên máy tính:
+ Phương pháp phần tử biên (BEM) (Butterfield và cộng sự (1971),
Brown và Wiesner (1975), Sinha (1997)).
+ Phương pháp kết hợp phần tử biên cho các cọc và phân tích PTHH
cho bè (Hain và Lee (1978), Ta và Small (1996), Small và Zhang (2002) và
Mendonca và cộng sự (2003).
- Phương pháp PTHH (FEM) (Katzenbach và cộng sự (2005), Sanctis và
cộng sự (2006), Ningombam Thoiba Singh và cộng sự (2008), JinHyung Lee và
cộng sự (2010)).
2.2.1. Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cơ lý của đất nền [6]
Qa 

Qtc
ktc

(2.1)

Trong đó:
Qa: Sức chịu tải cho phép của cọc (KN).
Qtc: Sức chịu tải tiêu chuẩn tính theo đất nền(KN).
ktc: hệ số an toàn, được xác định theo bảng 2.1
Sức chịu tải tiêu chuẩn theo chỉ tiêu cơ lý đất nền:
Qtc  m(mR q p Ap  u  m f f sili )

(2.2)



-16-

Bảng 2.1 – Bảng xác định hệ số ktc
Số cọc trong móng

ktc

>21 cọc

1.4

Từ 11 đến 20 cọc

1.55

Từ 6 đến 10 cọc

1.65

Từ 1 đến 5 cọc

1.75

Trong đó:
mR: Hệ số điều kiện làm việc của đất dưới mũi cọc (mR = 1)
Ap: tiết diện mặt cắt ngang cọc (m2)
qp: cường độ đất nền dưới mũi cọc (KN/m2), được xác định như sau:
q p  0.75 ( I d p Ak0   I LBk0 )


(2.3)

I: trị tính tốn trung bình (theo các lớp) của trọng lượng thể tích đất nằm
phía trên mũi cọc (KN/m3).
dp: đường kính cọc (m)
, Ak0, , Bk0: hệ số không tứ nguyên, xác định theo bảng 2.2.
fsi: ma sát bên của lớp đất thứ i ở mặt bên thân cọc, lấy theo bảng 2.3.
mf: hệ số điều kiện làm việc của đất ở mặt bên của cọc, tra bảng. [6]
Bảng 2.2 – Hệ số Ak0, Bk0, , 
Kí hiệu các hệ số
0

Ak
Bk0

 khi L/dp

 khi dp

4
5
7.5
10
12.5
15
17.5
20
22.5
> 25

≤ 0.8
<4

23
9.5
18.6
0.78
0.75
0.68
0.62
0.58
0.55
0.51
0.49
0.46
0.44
0.31
0.25

Các hệ số Ak0, Bk0,  và  khi góc ma sát trong 0
25
27
29
31
33
35
37
12.8 17.3 24.4 34.6 48.6 71.3
108
24.8 32.8 45.5

64
87.6
127
185
0.79 0.80 0.82 0.84 0.85 0.85 0.86
0.76 0.77 0.79 0.81 0.82 0.83 0.84
0.70 0.70 0.74 0.76 0.78 0.80 0.82
0.67 0.67 0.70 0.73 0.75 0.77 0.79
0.63 0.63 0.67 0.70 0.73 0.75 0.77
0.61 0.61 0.65 0.68 0.71 0.73 0.76
0.58 0.58 0.62 0.66 0.69 0.72 0.75
0.57 0.57 0.61 0.65 0.68 0.72 0.75
0.55 0.55 0.60 0.64 0.67 0.71 0.74
0.54 0.54 0.59 0.63 0.67 0.70 0.74
0.31 0.29 0.27 0.26 0.25 0.24 0.28
0.21 0.23 0.22 0.21 0.20 0.19 0.18

39
163
260
0.87
0.85
0.84
0.81
0.80
0.79
0.78
0.78
0.77
0.77

0.28
0.17


-17-

Bảng 2.3 – Sức kháng hông đơn vị

Độ sâu

Thô và thô vừa

mịn

1
2
3
4
5
6
8
10
15
20
25
30
35

0.2
3.5

4.2
4.8
5.3
5.6
5.8
6.2
6.5
7.2
7.9
8.6
9.3
10.0

0.3
2.3
3.0
3.5
3.8
4.0
4.2
4.4
4.6
5.1
5.6
6.1
6.6
7.0

Lực ma sát đơn vị fsi (T/m2 )
Đất cát. chặt vừa

bụi
Đất sét khi độ sệt IL
0.4
0.5
0.6
0.7
1.5
1.2
0.5
0.4
2.1
1.7
1.2
0.7
2.5
2.0
1.4
0.8
2.7
2.2
1.6
0.9
2.9
2.4
1.7
1.0
3.1
2.5
1.8
1.0

3.3
2.6
1.9
1.0
3.4
2.7
1.9
1.0
3.8
2.8
2.0
1.1
4.1
3.0
2.0
1.2
4.4
3.2
2.0
1.2
4.7
3.4
2.1
1.2
5.0
3.6
2.2
1.3

-


-

-

0.8
0.4
0.5
0.7
0.8
0.8
0.8
0.8
0.8
0.8
0.8
0.8
0.9
0.9

0.9
0.3
0.4
0.6
0.7
0.7
0.7
0.7
0.7
0.7

0.7
0.7
0.8
0.8

1
0.2
0.4
0.5
0.5
0.6
0.6
0.6
0.6
0.6
0.6
0.6
0.7
0.7

2.2.2. Sức chịu tải của cọc theo chỉ tiêu cường độ đất nền
Sức chịu tải cực hạn của cọc:
Qu = Qs + Qp (KN)

(2.4)

Sức chịu tải cho phép của cọc tính theo cơng thức:
Qa 

Q

Qs
 p
FS s FS p

(2.5)

Trong đó:
Qs: Sức chịu tải cực hạn do ma sát (KN).
Qp: Sức chịu tải cực hạn do mũi cọc (KN).
FSs: Hệ số an toàn cho thành phần ma sát bên, (FSs = 1.5  2.0)
FSp: Hệ số an toàn cho sức chống dưới mũi cọc (FSp = 2.0  3.0)
Xác định sức chịu tải do ma sát Qs:
Qs  u  f si li

Trong đó:

(2.6)


-18-

u: chu vi cọc (m)
li: chiều dài của lớp đất thứ i mà cọc đi qua (m)
fsi: lực ma sát đơn vị giữa lớp đất thứ i tác dụng lên cọc (KN/m2), được
xác định như sau:
f si   vi' k si tan  ai'  0.7cai'

(2.7)

Với:

σ’i: ứng suất hữu hiệu giữa lớp đất thứ i theo phương thẳng đứng(KN/m2)
ksi: hệ số áp lực ngang của lớp đất thứ i.
k si  1  sin i'

(2.8)

Xác định sức chịu tải cực hạn do kháng mũi:
Qp = Apqp

(2.9)

Với qp tính theo công thức của Vesic:
q p  cN c  N q v   dN 

(2.10)

Nc, Nq, Nγ tra bảng. [7]
2.2.3. Tính lún theo phương pháp lớp đàn hồi
Góc ma sát trung bình:

tb  

i H i
H i

(2.11)

Chiều dài móng khối quy ước theo phương x:
Lqu  Lbè  2 Lc tan


tb
4

(2.12)

Chiều rộng móng khối quy ước theo phương y:
Bqu  Bbè  2 Lc tan

tb
4

(2.13)

Chiều cao móng khối quy ước:
Hqu = Lcọc + Df

(2.14)

Diện tích móng khối quy ước:
Aqu = LquBqu
Khối lượng đất trong móng khối quy ước:

(2.15)


-19-

Qd  Aqu  H i i

(2.16)


Khối lượng đất bị cọc và đài chiếm chỗ:
Qdc  nAp  H i i   Vbè

(2.17)

Khối lượng cọc và đài bê tông:
Qc  nAp  bt Lc  Vbè

(2.18)

Khối lượng tổng trên móng khối quy ước:
Qqu  Qd  Qc  Qdc

(2.19)

Áp lực trung bình tiêu chuẩn tại đáy móng khối quy ước:
tc
tb

p 

tc
Nqu

(2.20)

Aqu

Sức chịu tải của đất nền theo trạng thái giới hạn thứ II:

Rtc  m( ABqu '  B vp'  DcII

(2.21)

Với m =1: hệ số điều kiện làm việc
A, B, D: các hệ số tra bảng [8]
γ' , cII: dung trọng (KN/m3) và lực dính (KN/m2) của lớp đất tại vị trí mũi
cọc.
Áp lực gây lún:
ptbgl  ptbtc    i hi

(2.22)

Theo QP 45-78 và SNIP 15-74 [9], khi móng có bề rộng b ≥10m thì độ lún
của móng được tính bằng phương pháp lớp đàn hồi như sau:
n

S  pbM 
i 1

ki  ki 1
Ei

(2.23)

Theo SNIP 3.02.01-83, hệ số M được thay bằng các hệ số kc và km:
S

pbkc
km


n


i 1

ki  ki 1
Ei

Trong đó:
p: áp lực trung bình tại đáy móng.

(2.24)


-20-

b: bề rộng móng.
n: số lớp phân chia theo tính chịu nén trong phạm vi lớp đàn hồi.
ki. ki-1: hệ số hình dạng móng .[8]
M: hệ số điều chỉnh móng (tra bảng 2.4).
M phụ thuộc vào m - tỷ số chiều dày lớp đàn hồi H và nửa chiều rộng
móng hoặc bán kính móng. Khi b<10m. M phải nhân với 1.5.
kc: hệ số điều chỉnh do ảnh hưởng độ sâu (tra bảng 2.5).
km: hệ số do ảnh hưởng bề rộng móng và độ cứng đất nền (tra bảng 2.6).
Ei: module biến dạng.
Bảng 2.4 - Bảng tra hệ số M
Các giới hạn của tỷ số m=2H/b hoặc m =H/r

Hệ số M


0 < m ≤ 0.5

1.00

0.5 < m ≤ 1

0.95

1
0.90

2
0.80

3
0.75

Bảng 2.5 – Bảng tra giá trị kc
Tỷ số 2H/b hoặc H/r

kc

0 – 0.5

1.5

0.5 – 1

1.4

1–2

1.3

2–3

1.2

3–5

1.1

>5

1.0