Đánh giá ảnh hưởng của mực nước ngầm gia tăng đến hệ số tập trung ứng suất đầu cọc trong giải pháp xử lý nền bằng cọc bê tông cốt thép kết hợp với vải địa kỹ thuật

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015 59 
ĐÁNH GIÁ ẢNH HƯỞNG CỦA MỰC NƯỚC NGẦM GIA TĂNG 
ĐẾN HỆ SỐ TẬP TRUNG ỨNG SUẤT ĐẦU CỌC TRONG 
 GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG CỌC BÊ TÔNG CỐT THÉP 
KẾT HỢP VỚI VẢI ĐỊA KỸ THUẬT 
NGUYỄN TUẤN PHƢƠNG *, 
CHÂU NGỌC ẨN **, VÕ PHÁN *** 
Rating affection’ of the groundwater increase to the stress concentration 
ratio on the top piles in the soft ground treatment solution by concrete 
pile systems combine geotextle. 
Abstract: Soft soil improvement by geosynthetic and concrete pile systems 
is an interesting and more popular technique on condition that this 
solution is practical. However, today some works are constructed and used 
to appearing some problems such as subsidence displacement or cracked 
structure surface caused by the groundwater increase combine with heavy 
rains caused local flooding. The content of paper concentrates on rating 
affection’s the groundwater increase caused by the groundwater increase 
combine with heavy rains caused local flooding to the stress concentration 
ratio on the top piles in the soft ground treatment solution by concrete pile 
systems combine geotextile. 
1. GIỚI THIỆU 
Trong những năm gần đây một công nghệ nền 
móng mới hình thành có tên “ Vải địa kỹ thuật kết 
hợp phần tử cọc đỡ công trình đất đắp trên nền đất 
yếu”. Những “phần tử cọc” (cọc bê tông cốt thép, 
cột đá, cọc gỗ, cột cát có bao, cột đất trộn xi 
măng, tƣờng trong đất) đƣợc phân bố đều trong 
nền đất yếu đến tận lớp chịu lực bên dƣới, “phần 
tử cọc” đƣợc sắp xếp theo lƣới tam giác hoặc ô 
vuông là một giải pháp hy vọng giải quyết đƣợc 
vấn đề vừa nêu. Trọng lƣợng của khối đất đắp có 
thể truyền trực tiếp lên đầu cọc bởi hiệu ứng vòm 
hoặc gián tiếp qua các hiệu ứng màng của lớp vải 
địa kỹ thuật. Tải mà “phần tử cọc” gánh đỡ truyền 
vào lớp nền cứng dƣới mũi cọc và ma sát cọc với 
đất yếu xung quanh. 
Terzaghi (1943) đã đƣa ra kết quả nghiên cứu 
ảnh hƣởng của hiệu ứng vòm thông qua giải 
phƣơng trình cân bằng ứng suất dựa trên mô 
hình cửa sập, đồng thời đã vẽ đƣờng ứng suất 
đứng trong cát đắp trong trƣờng hợp có hiệu 
ứng vòm và không có hiệu ứng vòm dựa trên 
quan hệ giữa hệ số tải trọng (P/γH) và tỷ số hình 
dạng (H/B đƣợc thể hiện trong hình 1. 
Hình 1. Ảnh hưởng của hiệu ứng cung vòm 
đến đường ứng suất tĩnh 
*, **, ***
 Trường Đại học Bách Khoa Tp. HCM 
 số 268 Lý Thường Kiệt, quận 10, TP. Hồ Chí Minh, 
 ĐT: 083 8636822 
* ĐT: 0919 070096, 
 Email: tuanphuongvk@gmail.com 
** ĐT: 0908 299105, Email:cnan@yahoo.com 
*** 
 ĐT: 0913 867008, Email: vphan54@yahoo.com 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015 60 
Hình 2: Ảnh hưởng của hiệu ứng cung vòm 
 đến đường ứng suất theo phương pháp 
Terzaghi và đường ứng suất tĩnh 
Dựa trên lý thuyết cung vòm của Hewlett và 
Randolph (1988) Tiêu chuẩn Đức đã xây dựng 
kết quả trên giả thuyết cung vòm trong đất có 
dạng hình vòm. Chiều dày của cung vòm là 
2
b
(với b: cạnh của cọc). 
Hình 3: Phân tích lực tác dụng trên phần tử 
cung vòm theo Tiêu chuẩn Đức 
Tiêu chuẩn Anh BS 8006 (1995) Anh đã 
hoàn chỉnh phƣơng pháp tính của Jones (1990) 
dựa nghiên cứu của Marston và Anderson 
(1913) về cung vòm trong đỉnh của nhóm cọc. 
Phƣơng pháp tính trong Tiêu chuẩn này đƣợc 
giả thuyết cung vòm nhƣ một bán cầu vòm phụ 
thuộc vào lực kéo căng bề mặt của khối cát đắp. 
Hình 4: Bán cầu theo Tiêu chuẩn Anh BS 8006 
2. THÍ NGHIỆM MÔ HÌNH TỶ LỆ 
THỰC 1:1 
Xây dựng mô hình thí nghiệm thực tế với 16 
cọc bê tông cốt thép có B.20 (M.250), chiều dài 
cọc L = 14m gồm 02 mô đun mỗi mô đun 
7m.Vải địa kỹ thuật loại dệt cƣờng độ cao khả 
năng chịu kéo đạt 100 kN/m, độ giãn dài tối đa 
đạt 10%. Cát đắp trên đầu cọc là cát hạt to có γtn 
= 19 kN/m
3. Cát đắp gia tải là cát mịn γtn = 16 
kN/m
3
 với chiều cao đắp hđ = 4m trên tắm bê 
tông cốt thép B.20 dày 200mm có tác dụng phân 
bố đều tải trọng. 
Hình 5: Mặt bằng mô hình thí nghiệm 
 thực tỷ lệ 1:1 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015 61 
Hình 6: Mặt cắt mô hình thí nghiệm thực tỷ lệ 1:1 
3. NGUYÊN LÝ LÀM VIỆC CỦA THIẾT 
BỊ ĐO ỨNG SUẤT 
Cảm biến là thiết bị đo biến dạng (ε) dƣới 
tác dụng của ngoại lực tác dụng. Biến dạng (ε) 
là sự thay đổi về kích thƣớc hình học của vật 
liệu nhƣ hình 7 
ε = ΔL/L 
Hình 7. Biến dạng kích thước của vật liệu 
Hình 8. Hình dạng cảm biến 
Ứng dụng lý thuyết biến dạng tấm mỏng chịu 
áp lực phân bố nhƣ hình 9. 
Hình 9: Lực phân bố lên tấm mỏng 
Dƣới tác dụng của áp lực, tấm kim loại mỏng 
biến dạng đàn hồi, làm thay đổi điện trở của 
cảm biến dán dính trên tấm kim loại. Từ sự biến 
đổi điện trở của cảm biến, cƣờng độ dòng điện 
qua cảm biến cũng thay đổi. Bằng thiết bị đo, có 
thể ghi nhận sự biến đổi của dòng điện theo 
từng áp lực tác dụng lên tấm mỏng. 
Vật liệu dùng chế tạo cảm biến là vật liệu dẫn 
điện, có quan hệ giữa biến dạng và điện trở biểu 
hiện qua tỷ số giữa biến thiên tƣơng đối của 
điện trở với biến thiên tƣơng đối của chiều dài 
cảm biến gọi là hệ số cảm biến (Gauge factor). 
l
R
A
r
= 
Với R: Điện trở ( ) 
ρ: Điện trở suất ( mm) 
l: Chiều dài vật dẫn điện (mm) 
A: Diện tích tiết diện dẫn điện (mm2) 
/
/
R R
GF
L L
d
d
= 
Với GF: Hệ số cảm biến 
Rd : Độ biến thiên cảm biến 
R: Điện trở ( ) 
Ld : Độ biến thiên chiều dài 
L: Chiều dài (mm) 
Nguyên lý của hệ thống đo: Ứng dụng mạch 
cầu Wheatstone. 
Hệ thống sẽ đƣợc cấp nguồn điện không đổi 
VS. Khi cảm biến không bị biến dạng (ΔR=0 và 
Rx= R1 = R2 = R3 =R0) thì VG=0. Khi cảm biến 
bị biến dạng làm thay đổi giá trị RX và giá trị VG 
theo công thức bên dƣới. Đo giá trị điện áp VG 
ta sẽ suy ra đƣợc giá trị biến dạng. 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015 62 
2
3 1 2
( )xG s
x
R R
V V
R R R R
 (1) 
1
4
1
2
G
S
V GF
V
GF


 (2) 
4
(2 )
G
G S
V
GF V V

 (3) 
Hình 10. Sơ đồ mắc nối tiếp Strain gauge 
và các điện trở. 
Các đầu đo ứng suất trong mô hình thí 
nghiệm đƣợc đặt tại các vị trí nhằm thu thập các 
giá trị ứng suất tại các điểm để phân tích ảnh 
hƣởng của hiệu ứng vòm trong giải pháp thiết 
kế xử lý nền bằng cọc bê tông cốt thép kết hợp 
với vải địa kỹ thuật. Các thiết bị đƣợc đặt trên 
tắm đệm phẳng nhằm tránh lệch thiết bị trong 
quá trình thí nghiệm. 
Ps7 là đầu đo áp lực nƣớc lỗ rỗng đặt tại giữa 
khoảng cách 02 cọc. 
Ps3 là đầu đo áp lực nƣớc lỗ rỗng đặt tại giữa 
tâm 04 cọc. 
Ps9 là đầu đo ứng suất đặt trên đầu cọc 
nhƣng dƣới lớp vải địa kỹ thuật. 
Ps1 là đầu đo ứng suất đặt giữa 02 cọc nhƣng 
trên lớp vải địa kỹ thuật. 
Ps4 là đầu đo ứng suất đặt trên đầu cọc đo 
ứng suất đứng theo phƣơng ngang. 
Ps8 là đầu đo ứng suất đặt cách cọc ¼ khoảng cách 
cọc nhƣng trên lớp vải địa kỹ thuật. 
Ps10 là đầu đo ứng suất đặt trên đầu cọc 
nhƣng trên lớp vải địa kỹ thuật. 
Ps14 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát đắp 
cách đầu cọc 0.4m theo phƣơng đứng. 
Ps11 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát đắp 
cách đầu cọc 0.8m theo phƣơng đứng. 
Ps6 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát đắp 
cách đầu cọc 1.2m theo phƣơng đứng. 
 Ps2 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát 
đắp cách đầu cọc 1.6m theo phƣơng đứng. 
4. Kết quả thí nghiệm mô hình tỷ lệ thực 1:1 
Kết quả thu đƣợc từ các thiết bị đo đƣợc 
thông qua biểu đồ sau. 
Ứng suất tại đầu cọc có giá trị lớn hơn nhiều lần 
so với ứng suất tại vị trí đất nền xung quanh cọc. 
Biểu đồ 1: Ứng suất tại các thiết bị đo khi mực 
nước ngầm ở trạng thái tự nhiên 
Độ dốc của đƣờng ứng suất tại đầu cọc lớn 
hơn nhiều so với độ dốc đƣờng ứng suất tại vị 
trí đất nền giữa khoảng cách 02 cọc. 
Biểu đồ 2: Ứng suất thiết bị đo Ps9 và Ps1 khi 
mực nước ngầm ở trạng thái tự nhiên 
RX= R0 + 
ΔR 
VS 
V
G 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015 63 
Ứng suất tính theo phƣơng pháp giải tích là 
đƣờng tuyến tính phát triển theo chiều sâu. Ứng 
suất theo mô hình thí nghiệm là đƣờng phi tuyến 
không phát triển theo chiều sâu, cho thấy khi 
xuất hiện hiện tƣợng tập trung ứng suất một 
phần ứng suất đã chuyển tập trung lên đầu cọc 
nên không còn tuyến tính. 
Biểu đồ 3: Ứng suất theo phương pháp giải tích 
và đo từ mô hình thí nghiệm khi mực nước 
ngầm ở trạng thái tự nhiên. 
Ứng suất tại đầu cọc có giá trị lớn hơn so với 
ứng suất tại vị trí đất nền xung quanh cọc khi 
mực nƣớc ngầm tăng thêm 50cm. 
Biểu đồ 4: Ứng suất tại các thiết bị đo khi mực 
nước ngầm tăng thêm 50cm 
Độ dốc của đƣờng ứng suất tại đầu cọc lớn 
hơn nhiều so với độ dốc đƣờng ứng suất tại vị 
trí đất nền giữa khoảng cách 02 cọc khi mực 
nƣớc ngầm tăng thêm 50cm. 
Biểu đồ 5: Ứng suất thiết bị đo Ps9 và Ps1 khi 
mực nước ngầm tăng thêm 50cm 
Ứng suất tính theo phƣơng pháp giải tích là 
đƣờng tuyến tính phát triển theo chiều sâu. Ứng 
suất theo mô hình thí nghiệm là đƣờng phi tuyến 
không phát triển theo chiều sâu, cho thấy khi 
xuất hiện hiện tƣợng tập trung ứng suất một 
phần ứng suất đã chuyển tập trung lên đầu cọc 
nên không còn tuyến tính khi mực nƣớc ngầm 
tăng thêm 50cm. 
Biểu đồ 6 ứng suất theo phƣơng pháp giải 
tích và đo từ mô hình thí nghiệm khi khi mực 
nƣớc ngầm tăng thêm 50cm. 
Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc n = 
s
c

 
Với бc : ứng suất tập trung đầu cọc; 
бs : ứng suất phân bố trên nền đất yếu gữa 
các cọc. 
Khoảng cách bố trí cọc S=1,0m, chiều cao 
cát đắp H = 1,6m. 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015 64 
Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc từ mô hình 
thí nghiệm hiện trƣờng trong trƣờng hợp mực 
nƣớc ngầm ở trạng thái tự nhiên n = 10,84 (ứng 
suất phân bố trên nền đất yếu đạt ζs = 5,95 
kN/m
2
 trong khi ứng suất tập trung đầu cọc ζc = 
64,49 kN/m
2
). 
Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc trong 
trƣờng hợp khi mực nƣớc ngầm tăng thêm 
50cm, n = 7,119 (ứng suất phân bố trên nền đất 
yếu đạt ζs = 8,609 kN/m2 trong khi ứng suất tập 
trung đầu cọc ζc = 61,293 kN/m2). 
5. KẾT LUẬN 
Qua nội dung nghiên cứu hệ số tập trung ứng 
suất đầu cọc trong giải pháp xử lý nền bằng cọc 
bê tông cốt thép kết hợp với vải địa kỹ thuật 
thông qua mô hình thí nghiệm có xét đến ảnh 
hƣởng của mực nƣớc ngầm tăng thêm 50cm có 
thể đƣợc rút ra đƣợc kết luận nhƣ sau: 
1. Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc giảm 
30% trong trƣờng hợp mực nƣớc ngầm tăng 
thêm 50cm. 
2. Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc giảm ảnh 
hƣởng đến biến dạng của nền đất xung quanh 
cọc, làm gia tăng biến dạng lệch của khối đất 
trên đầu cọc và khối đất giữa 04 cọc, gây ra 
những vết nứt trên bề mặt nền công trình. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
[1]. Aubeny, C.P./Li, Y./ Briaud, J.L. (2002): 
Geosynthetics reinforced pile supported 
embankments: numerical simulation and design 
needs; Geosynthetics- 7th ICG- Delmas, 
Gourc& Girard (eds), pp. 365-368. 
[2]. B. Le Hello, B. Chevalier, G. Combe, P. 
Villard, Coupling finite elements and discrete 
elements methods, application to reinforced 
embankment by piles and geosynthetics. 
[3]. BS 8006 (1995): British Standard, code 
of practice of strengthened/ reinforced soils and 
other fills, chapter 9. 
[4]. Bergado, D. T., Anderson, L. R, Miura, 
N. and Balasubramaniam, A. S. (1996). Soft 
Ground Improvement in Lowland and Other 
Environments, ASCE. 
[5]. Châu Ngọc Ẩn (2012): Nền Móng Nhà 
xuất bản Đại học Quốc gia Tp.HCM, pp 
453÷446. 
[6]. Collin, J.G. / Watson, C.H. / Han, G. 
(2005): Column-Supported Embankments 
solves time constraint for new road 
construction; Proceedings of the Geo-Frontiers 
Congress, Austin, Texas, pp. 1-9. 
[7]. D.T. Bergado, J.C. Chai, Những biện 
pháp kỹ thuật mới cải tạo đất yếu trong xây 
dựng, Nhà xuất bản giáo dục 1994, pp 58÷60. 
[8]. EBGEO (2007): Empfehlung for den 
Enwurf und die Berechnung von Erdkurpern mit 
Bewehrung aus Geokunststoffen; 2007. [9]. 
Goh, A.T.C. / The, C.I. / Wong, K.S. (1997): 
Analysis of piles subjected to embankment 
induced lateral soil movements; Journal of 
Geotechnical and Geoenviromental 
Engineering, Vol. 123, No. 9, pp. 792-801 
[10]. Gourge Samir Fahmi Farag, Leateral 
Spreading in basal reinforced embankments 
supported by pile – like element, University 
Kassel, Germany 2008, pp 125 
[11]. Hans-Georg Kempfert Berhane 
Gebreselassie, Excavations and Foundations in 
Soft Soils , University Kassel, Germany. 
Người phản biện: GS.TS. VƢƠNG VĂN THÀNH