So sánh đánh giá mô hình tính lún cho nhóm cọc có xét đến phân bố của ma sát dọc thân cọc (SDF) và kết quả thí nghiệm

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 22 SO SÁNH ĐÁNH GIÁ MƠ HÌNH TÍNH LƯN CHO NHĨM CỌC CĨ XÉT ĐẾN PHÂN BỐ CỦA MA SÁT DỌC THÂN CỌC (SDF) VÀ KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM DƢƠNG DIỆP TH Y, PH M QU NG HƢNG, LÊ THIẾT TRUNG* Compare a model for pile group settlement considering distribution of friction along pile (SDF) and full – scale pile groups test Abstract: There are many methods for pile foundation settlement prediction. The method for piles proup settlement prediction in consideration of lateral fricion distribution along pile length (SDF) is used a little in Vietnam. The paper presents SDF method and compares the settlement calculated from SDF and from full-scale pile group test for some pile foundation with different number of piles. Conclusion is that for the elastic zone the settlement value is almost the same and for the plastic zone - not the same. Keywords: Settlement, pile group, f-w, q-w, full-scale. 1. GIỚI THIỆU * Hiện nay, cĩ rất nhiều các mơ hình tính tốn dự báo độ lún của nhĩm cọc từ đơn giản đến phức tạp. Trong đĩ, phương pháp dự báo độ lún đang được sử dụng ở Việt Nam và trên thế giới cĩ thể kể đến như: 1) Phương pháp thực nghiệm, hoặc nửa thực nghiệm (Meyerhof, 1976; Vesic, 1977); 2) Phương pháp mĩng khối quy ước (SNiP 2.02.03-85 - tiêu chuẩn mĩng cọc của Nga; Terzaghi – Peck 1967; Poulos, 1993; Fellenius, 1991 và 2009); 3) Phương pháp sử dụng độ lún của cọc đơn kết hợp với hệ số tương tác giữa các cọc (Poulos & Davis, 1980; Zhang & Lee, 2010); 4) Phương pháp số (Chow, 1986) * Trường ĐH Xây dựng 55 Giải Phĩng, Hai Bà Trưng, Hà Nội DĐ: 0982139388 ; 0979048886 ; 0982251377 Email: thuyxd0582@gmail.com, phamquanghung@gmail.com lethiettrung@gmail.com Dương Diệp Thúy và cộng sự (2014) đề xuất phương pháp tính lún cĩ kể đến sự phân bố của ma sát dọc thân cọc (SDF). Phương pháp này đưa được thành phần ma sát bên và sức kháng mũi vào mơ hình tính dựa trên đường cong f-w và q-w thể hiện quan hệ giữa ma sát đơn vị huy động (f) và sức kháng mũi đơn vị huy động (q) với chuyển vị (w). Mơ hình tính là mơ hình 3 chiều dựa vào khoảng cách bố trí giữa các cọc theo phương x, y và chiều sâu chơn cọc để xem xét đầy đủ tương tác giữa các cọc. Trong phạm vi bài báo, dựa vào kết quả thí nghiệm thực của Koizumi (1967) và O’Neill (1982) cho một số đài cọc, các tác giả đã: 1) So sánh điều kiện thí nghiệm và các giả thiết của mơ hình; 2) So sánh, đánh giá kết quả tính tốn từ phương pháp SDF với kết quả thí nghiệm. 2. GIỚI THIỆU PHƢƠNG PHÁP SDF Dương Diệp Thúy và cộng sự (2014) đã đề xuất phương pháp tính lún cĩ xét đến sự phân bố của ma sát dọc thân cọc (SDF) như sau: 2.1. Các giả thiết và mơ tả phƣơng pháp tính ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 23 - Đài mĩng tuyệt đối cứng đảm bảo phân bố đều tải trọng lên các cọc. - Giả thiết cọc chịu tồn bộ tải trọng của cơng trình và đất dưới đài cọc khơng tham gia chịu lực. Như vậy, với P là lực tác dụng lên đài mĩng thì lực tác dụng lên các cọc trong đài P0 = P/m với m là số lượng cọc trong đài. P a) b) c) P0 = P/m Fi Pt Fi Fi Pt Pt bt gl Hình 1. Mơ hình tính lún cho nhĩm/bè cọc Các bước tính tốn như sau: 1) Xác định lực tác dụng lên các cọc là P0. 2) Chia cọc thành n đoạn cọc nhỏ cĩ chiều dài là dh (dh = L/n). 3) Phân phối lực dọc thân cọc bằng các lực Fi (tổng hợp lực ma sát trong một đoạn cọc) và lực kháng mũi Pt (hình 1b). Trong đĩ ti PFP 0 . 4) Từ các lực tập trung đã được phân phối trong cọc dựa vào khoảng cách bố trí các cọc để mơ hình lực tập trung đặt trong lịng đất (hình 1c). 5) Tính tốn ứng suất trong mặt phẳng vuơng gĩc với mặt phẳng mũi cọc tại trọng tâm đài với chiều sâu tính từ mũi cọc trở đi. 6) Sau khi cĩ biểu đồ phân bố ứng suất trong đất (dưới mũi cọc), tính lún theo phương pháp đang được sử dụng hiện nay. 2.2. Phân phối lực dọc thân cọc Phân phối lực P0 trong cọc thành các thành phần ma sát dọc thân cọc Fi và sức kháng mũi Pt tại mũi cọc (hình 1b) được dựa trên đường cong f-w và q-w thể hiện quan hệ giữa ma sát đơn vị huy động và sức kháng mũi đơn vị huy động với chuyển vị. Các bước để phân phối ma sát dọc thân cọc Fi và sức kháng mũi Pt tại mũi cọc như sau: 1. Xác định đường cong f-w và q-w cho các lớp đất (cĩ thể sử dụng các mơ hình lý thuyết hoặc thực nghiệm đã cĩ hoặc cĩ số liệu đo thực tế) – hình 2a. 2. Chia cọc thành n đoạn nhỏ đảm bảo một đoạn cọc vẫn nằm trong phạm vi một lớp đất (hình 2b). 3. Giả thiết chuyển vị nhỏ ở đầu cọc w1 dựa vào đường cong f-w xác định được sức kháng mũi Pn ứng với chuyển vị w1. P1,t = p1,t . At (1) Trong đĩ: pt = sức kháng mũi đơn vị huy động (lấy từ đường cong q-w) và At = diện tích mũi cọc. Chú ý: Chuyển vị nhỏ w1 ban đầu phụ thuộc vào kích thước cọc, lực tác dụng vào đầu cọc P0. Nếu giá trị P0 rất nhỏ thì giá trị w1 cĩ thể tiến tới 0 cĩ nghĩa đầu cọc khơng cĩ dịch chuyển hoặc khơng huy động sức kháng mũi của cọc. P0 1 2 f– z f – z 3 f– z 00 P1 P0 nn Pt Pn Đoạn mũi cọc 11 P2 P1 Mặt dưới đoạn cọc 1 Mặt trên đoạn cọc 1 .. P0 Fi Pt a) b) c) Hình 2. Phân phối lực dọc thân cọc ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 24 4. Giả thiết biến dạng trong đoạn cọc đang xét là khơng đổi. Từ chuyển vị w1 dựa vào đường cong f-w cho đoạn mũi cọc xác định được thành phần ma sát fn. Lực ma sát được xác định theo cơng thức: F1,n = fn.U.dh (2) Trong đĩ: U = chu vi cọc, dh = chiều dài của đoạn cọc đang xét và fn = ma sát đơn vị giữa cọc và đất tương ứng với chuyển vị tương đối giữa cọc và đất. P1,n = P1,t + F1,n (3) Trong đĩ: P1,t và P1,n là sức kháng mũi và lực ở mặt trên ở đọan cọc thứ n tương ứng với chuyển vị w1. 5. Chuyển vị của đoạn cọc bên trên (thứ n-1) sẽ bằng chuyển vị giả thiết cộng thêm biến dạng đàn hồi. Từ chuyển vị mới này dựa vào đường cong f-w để xác định thành phần ma sát và tính được lực P1,n-1. Lặp lại quá trình tính như vậy sẽ tính được lực tác dụng lên đầu cọc ứng với chuyển vị f1 là P1,0. 6. So sánh giá trị P1,0 với giá trị P0 ban đầu + Nếu P1,0 < P0 tăng chuyển vị giả thiết lên w2 và lặp lại từ bước 3 đến bước 5 cho đến khi tìm được giá trị Pi,0  P0 thì kết thúc vịng lặp. Lấy ra giá trị thành phần ma sát và kháng mũi ở bước thứ i và i-1. Nội suy để lấy ra được thành phần ma sát ứng với lực P0. + Nếu ngay từ chuyển vị w1 mà P1,0 > P0, giả thiết lại chuyển vị w1 hoặc nếu w1 đã quá nhỏ mà P1,0 vẫn lớn hơn P0, lúc này cĩ thể bỏ qua sức kháng mũi và tính với thành phần ma sát ở các đoạn cọc và lần lượt loại bỏ thành phần ma sát ở các đoạn cọc dưới cho tới khi tìm được vị trí mà P1,0  P0. Trường hợp này xảy ra khi lực tác dụng lên cọc là nhỏ, thành phần ma sát của lớp đất bên trên đã huy động đủ và phần ma sát và mũi bên dưới khơng làm việc. Kết quả ở bước này cho ta lực tập trung Fi đặt tại trọng tâm các đoạn cọc và sức kháng mũi Pt đặt ở mũi cọc (hình 2c). 2.3. Tính ứng suất gây lún do nhĩm cọc gây ra Sau khi xác định được thành phần ma sát Fi đặt tại trọng tâm các đoạn cọc đã chia và lực tập trung Pt tại mũi cọc (hình 1b) tiếp theo là tính ứng suất gây lún. Dựa vào tọa độ của m cọc trong mĩng để mơ hình trong khơng gian như hình 1c. Tính ứng suất tại mặt phẳng mũi cọc tới hết chiều sâu chịu nén của đất với các lực đặt trong nền đất theo Mindlin (1936) với giả thiết nền đất là bán khơng gian đàn hồi.       m i n j jijijijijiz FFFFF P 1 1 5,,4,,3,,2,,1,, )( )1(8   (4) Trong đĩ: Các giá trị Fi,j,1 đến Fi,j,5 được xác định theo Minlin (1936) tương ứng với cọc thứ i và đoạn cọc thứ j. 3. SO SÁNH VỚI KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM Các mơ hình được so sánh dưới đây đều được thí nghiệm với điều kiện: - Đài cọc đặt cách mặt đất một khoảng đủ để đảm bảo đất bên dưới khơng tiếp nhận tải trọng; - Đài cọc tuyệt đối cứng để đảm bảo tải trọng từ đài cọc truyền tồn bộ xuống cọc. Với điều kiện thí nghiệm đưa ra hồn tồn phù hợp với các giả thiết của phương pháp SDF. 3.1 Kết quả từ mơ hình thí nghiệm của Yasunori Koizumi Koizumi (1967) đã thí nghiệm phân tích sự ảnh hưởng của nền đất xung quanh khi hạ cọc và so sánh độ lún của cọc đơn và nhĩm cọc. Cọc đơn được thí nghiệm cách nhĩm cọc là 4,2m. Các cọc thí nghiệm là cọc thép cĩ đường kính là 300mm dày 1,6mm và chiều dài 5,5m. Khoảng cách các cọc được bố trí là 900mm từ tâm đến tâm (3D). Tải trọng trong nhĩm cọc được đặt trên đài được coi là tuyệt đối cứng. Đài cọc cách mặt đất là 1,3m để đảm bảo tải trọng truyền tồn bộ lên các cọc. Cọc đơn cĩ số hiệu là 1, các cọc cịn lại trong đài được đánh số từ 2 đến 10 như hình 3. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 25 3d 3d 4.2 m 3d 3d 24 kPa 20 kPa 24 kPa 40 kPa 30 kPa 25 kPa 1.3m 1.7m 3.8m Bùn sét Cát bụi max (kPa) 1234 567 8910 Hình 3: Mặt bằng bố trí cọc theo Koizumi (1967) Từ số liệu khảo sát của 3 hố khoan, địa tầng của khu vực thí nghiệm bao gồm các lớp đất: lớp đất cát bụi dày 1,7m, lớp sét bụi dày 13,5m và lớp cuội sỏi bên dưới. Các vị trí thí nghiệm cách nhau 1m theo chiều sâu tương ứng là ranh giới phân chia các lớp để tính tốn. Số liệu sức kháng cắt lớn nhất được lấy trong lớp là giá trị trung bình. Sức kháng mũi tại mũi cọc là 40 kPa. Hệ số Poisson sử dụng để tính tốn là 0,5. Lựa chọn mơ hình f-w và p-w Sử dụng mơ hình f-w của Vijayvergiya (1977), Heydinger & O’Neill (1986) và mơ hình sức kháng mũi theo Vijayvergiya (1977). Từ hình 4 đến hình 9 các đường cong được xác định trong phạm vi 1m và giá trị fu – ma sát bên đơn vị lớn nhất được lấy bằng giá trị trung bình trong phạm vi chiều dày lớp đất đang xét với chuyển vị lớn nhất zmax là 5mm. Sức kháng mũi từ kết quả thí nghiệm của Koizumi (1967) là 40 kPa. Đường cong p-w được mơ tả như hình 10 với chuyển vị lớn nhất là 3% đường kính cọc. 0 5 10 15 20 25 30 0 5 10 15 20 f ( kP a) Chuyển vị w (mm) f -w ở độ sâu 4,5m - 5,5m Hình 4: Mơ hình f-w ở độ sâu 4,5m đến 5,5m 0 5 10 15 20 25 30 35 40 0 5 10 15 20 f ( kP a) Chuyển vị w (mm) f -w ở độ sâu 3,5m - 4,5m Hình 5: Mơ hình f-w ở độ sâu 3,5m đến 4,5m 0 5 10 15 20 25 30 35 0 5 10 15 20 f ( kP a) Chuyển vị w (mm) f -w ở độ sâu 2,5m - 3,5m Hình 6: Mơ hình f-w ở độ sâu 2,5m đến 3,5m 0 5 10 15 20 25 30 0 5 10 15 20 f ( kP a) Chuyển vị w (mm) f -w ở độ sâu 1,5m - 2,5m Hình 7: Mơ hình f-w ở độ sâu 1,5m đến 2,5m ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 26 0 5 10 15 20 25 0 5 10 15 20 f ( kP a) Chuyển vị w (mm) f -w ở độ sâu 0,5m - 1,5m Hình 8: Mơ hình f-w ở độ sâu 0,5m đến 1,5m 0 5 10 15 20 25 0 5 10 15 20 f ( kP a) Chuyển vị w (mm) f -w ở độ sâu 0m - 0,5m Hình 9: Mơ hình f-w ở độ sâu 0m đến 0,5m 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 0 5 10 15 20 q (k P a) Chuyển vị w (mm) p-w tại độ sâu 5,5m Hình 10: Đường cong q-w Kết quả tính tốn Tính tốn với chuyển vị mũi giả thiết là 0,01mm, số lượng bước nhảy chuyển vị là 8000. Đoạn cọc được chia là 0,1m. Sử dụng Visual Basic Aplication (VBA) trong Excel viết chương trình tính nhỏ để tính tốn. Do tọa độ của cọc giữa trùng với trọng tâm đáy mĩng nên khi tính ứng suất chọn vị trí cách trọng tâm mĩng 10-4 mm. Sau khi tính tốn được ứng suất phân bố tại đáy mĩng do nền bên dưới mũi cọc chỉ cĩ một lớp nên độ lún được tính tốn theo phương pháp của Berardi & Lancellotta (1991). 0 1 2 3 4 5 6 0 1 2 3 4 Độ sâ u (m ) Phân bố ma sát bên trong cọc (kN) 1260 kN 1200 kN 900 kN 600 kN 300 kN Hình 11: Ph n bố ma sát b n hu đ ng trong cọc 0 1 2 3 4 5 6 0 5 10 15 Đ ộ sâ u (m ) Lực dọc trong 1 cọc (Tấn) 300 kN 600 kN 900 kN 1200 kN 1260 kN Hình 12: Phân bố lực dọc trong cọc So sánh đánh giá Hình 13: Ph n bố ma sát b n hu đ ng trong cọc ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 27 Kết quả tính lún theo phương pháp SDF sử dụng mơ hình f-w hồn tồn theo Vijayvergiga (1977) và kết hợp sử dụng mơ hình f-w của Heydinger & O’Nell (1986) cho đất dính, Vijayergiya (1977) cho đất rời được thể hiện như hình 13. Các kết quả tính tốn từ mơ hình SDF được so sánh với số liệu đo từ thí nghiệm của Koizumi (1967) kết quả cho thấy rằng: - Ở giai đoạn đàn hồi kết quả từ phương pháp SDF (sử dụng cả hai mơ hình f-w) đều phù hợp với kết quả đo thực tế độ lún của nhĩm cọc. Tuy nhiên sử dụng mơ hình f-w kết hợp của Heydinger & O’Neill (1986) cho đất sét và Vijayvergiga (1977) cho kết quả gần như chính xác với kết quả đo từ thực tế. - Khi cấp tải trọng cao cĩ sự sai khác giữa phương pháp SDF và kết quả đo lún của nhĩm cọc. Kết quả thu được từ các mơ hình thường cho chuyển vị nhỏ hơn so với kết quả của Koizumi (1967). Sự sai khác này là do giả thiết của mơ hình f-w và q-w ở giai đoạn biến dạng dẻo. - Với phương pháp SDF cho kết quả tải trọng lớn nhất cĩ thể tác dụng lên 1 cọc khoảng 140 kN (tương đương khoảng 1260 kN lên nhĩm cọc) khi đĩ cọc đã huy động tồn bộ ma sát bên và sức kháng mũi. Phương pháp SDF chưa tính tốn được giai đoạn biến dạng dẻo khi tải trọng tiếp tục tăng hoặc giữ nguyên tải trọng thì ứng xử của nhĩm cọc thay đổi như thế nào. Do các mơ hình f-w sử dụng giả thiết khi đã huy động tồn bộ ma sát bên và sức kháng mũi thì chuyển vị tăng khi tải trọng khơng đổi. 3.2 Kết quả từ mơ hình thí nghiệm của O’Neill, M.W. 1982. O’Neill (1982) đã làm thí nghiệm với cọc đơn và nhĩm cọc 3x3 cọc và tổ hợp trong nhĩm 3x3 để được nhĩm 4 cọc và 5 cọc. Sơ đồ bố trí cọc được thể hiện như hình 14. Với cọc thép cĩ đường kính 273mm và chiều dày là 9,25 mm. Chín cọc được bố trí theo hình vuơng. Cọc được hạ xuống độ sâu 13,1 m. Đài cọc cứng cao 1,3 m và cách mặt đất 0,92 m. Thí nghiệm được tiến hành bởi đại học Houston (Houston – Tex). Điều kiện đất nền và sơ đồ bố trí cọc được thể hiện như hình 14. Với 6 lớp đất, lớp 1 là lớp sét cứng dày 2,4m; lớp 2 là lớp sét pha cứng với chiều dày 1,3m; lớp 3 là lớp sét cứng dày 4,2m; lớp 4 là lớp sét pha cứng dày 6,4m; lớp 5 là lớp cát lẫn sét hạt nhỏ ở trạng thái chặt chặt dày 4m và lớp 6 là lớp sét rất cứng với chiều dày chưa xác định. 0.92 3d 3d 3d 3d 0 m 2.4 3.7 7.9 14.3 18.3 Sét cứng Sét pha cứng Sét cứng Sét pha cứng Cát Sét rất cứng Hình 14: Mặt bằng bố trí cọc theo O’Neill (1982) Kết quả ứng suất cắt khơng thốt nước được thể hiện như hình 15. Do kết quả thí nghiệm sức kháng cắt khơng thốt nước Su ở các độ sâu khác nhau và khi tính tốn xác định đường cong f-w giá trị Su được lấy trung bình trong phạm vi lớp phân tố đang xét. Sau khi thí nghiệm xong với nhĩm 9 cọc, các cọc gĩc được tách ra khỏi đài để làm thí nghiệm với nhĩm 5 cọc. Cuối cùng, cọc giữa được tách ra để làm thí nghiệm với nhĩm 4 cọc. Sơ đồ bố trí như hình vẽ. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 28 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 100 200 300 Độ sâ u (m ) Ứng suất cắt khơng thốt nước (kPa) Hình 15: Sức kháng cắt khơng thốt nước của nền đất khu vực thí nghiệm 3d 3d 3d 3d 3d 3d 3d 3d 3d 3d 3d 3d 4,2d 4,2d Hình 16: Sơ đồ bố trí cọc cho đài 9, 5 và 4 cọc Lựa chọn mơ hình f-w và p-w Sử dụng mơ hình f-w và q-w theo Vijayvergiya (1977). Sức kháng cắt khơng thốt nước của nền đất trong khoảng tính tốn được lấy là giá trị trung bình trong khoảng lớp đất. Theo O’Neill (1982) giá trị ma sát bên đơn vị lớn nhất giữa bề mặt cọc – đất được lấy bằng 1/2 giá trị sức kháng cắt khơng thốt nước của đất. Tuy nhiên O’Neill (1982) khơng giải thích rõ nguyên nhân lấy giá trị này. Mơ hình f-w được xác định với giá trị chuyển vị lớn nhất zmax = 5mm. Đường cong q-w được xác định với chuyển vị lớn nhất là 3% đường kính cọc. Tính tốn với chuyển vị mũi giả thiết là 0,01mm với tải trọng 20 tấn trở lên riêng với tải trọng nhỏ chuyển vị mũi giả thiết khoảng 0,0001mm do lực tại mũi bé với giả thiết chuyển vị mũi lớn phản lực mũi sẽ lớn hơn tải trọng tại đầu cọc. Số lượng bước nhảy chuyển vị khoảng là 8000. Đoạn cọc được chia là 0,1m. Với tọa độ của cọc giữa trùng với trọng tâm đáy mĩng nên khi tính tốn ứng suất chọn vị trí cách trọng tâm mĩng 10 -4 mm. Sau khi tính tốn được ứng suất phân bố tại mặt phẳng mũi cọc do nền đất bên dưới cĩ nhiều lớp đất khác nhau nên độ lún được xác định theo phương pháp cộng lún từng lớp. Kết quả được thể hiện như hình 17 đến 20 0 2 4 6 8 10 12 14 0 2 4 6 Ch iề u sâ u (m ) Sự phân bố ma sát bên trong cọc (kN) 650 kN 600 KN 500 kN 400 kN 300 kN 200 kN Hình 17: Ph n bố ma sát b n hu đ ng trong cọc 0 2 4 6 8 10 12 14 0 100 200 300 400 500 600 700 Đ ộ sâ u (m ) Lực dọc trong một cọc (kN) 10 kN 20 kN 30 kN 40 kN 50 kN 60 kN 65 kN Hình 18: Phân bố lực dọc trong cọc Kết quả tính lún theo phương pháp SDF sử dụng mơ hình của Vijayergiya (1977) được thể hiện như hình 19 đến 21. Các kết quả này được so sánh với số liệu đo từ thí nghiệm của O’Neill (1982). ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 29 0 2 4 6 8 10 12 0 100 200 300 400 500 600 700 Ch uy ển vị - m m Tải trọng (kN) Kết quả đo theo O’Neill (1982) Phƣơng pháp đề xuất sử dụng t-z Vijayvergiya (1977) Hình 19: Mơ hình thí nghiệm 9 cọc 0 2 4 6 8 10 0 50 100 150 200 250 300 350 400 Ch uy ển vị - m m Tải trọng (kN) Kết quả đo theo O'Neill (1982) Tính tốn theo phƣơng pháp đề xuất sử dụng t-z Vijayvergiya (1977) Hình 20: Mơ hình thí nghiệm 5 cọc 0 2 4 6 8 10 0 50 100 150 200 250 300 Ch uy ển vị - m m Tải trọng (kN) Kết quả đo theo O'Neill (1982) Tính tốn theo phƣơng pháp đề xuất sử dụng t-z Vijayvergiya (1977) Hình 21: Mơ hình thí nghiệm 4 cọc Dựa vào kết quả tính tốn ta thấy rằng: - Ở giai đoạn đàn hồi với tải trọng bé tính tốn theo phương pháp SDF và kết quả thí nghiệm theo O’Neill (1982) là khá sát nhau. - Với cấp tải cao kết quả cĩ sự sai khác. Với nhĩm cọc cĩ 9 cọc chuyển vị ở cấp tải cao theo tính tốn nhỏ hơn so với kết quả thí nghiệm. Tuy nhiên với nhĩm 4 cọc và 5 cọc thì chuyển vị ở cấp tải cao theo tính tốn lại lớn hơn kết quả thí nghiệm. - Với mơ hình thí nghiệm của O’Neill (1982) do khơng cĩ kết quả thí nghiệm và khuyến cáo cho sức kháng mũi nên sức kháng mũi được xác định dựa vào các cơng thức thực nghiệm. Kết quả sai khác nhiều hơn so với mơ hình của Koizumi (1967). 4. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Từ những tính tốn và phân tích ở trên, các tác giả đi đến một số kết luận và kiến nghị như sau: a. Điều kiện thí nghiệm hồn tồn phù hợp với các giả thiết của phương pháp SDF là đài cọc tuyệt đối cứng đảm bảo truyền tồn bộ tải trọng xuống cọc. b. Kết quả tính tốn theo phương pháp SDF cho kết quả khá sát với thí nghiệm trong giai đoạn đàn hồi với cấp tải nhỏ. c. Ở giai đoạn biến dạng dẻo kết quả thí nghiệm và phương pháp SDF cĩ sự sai khác. Nguyên nhân chủ yếu là do việc xác định mơ hình f-w và p-w. Đặc biệt do các mơ hình f-w và q-w do các hầu hết các tác giả đều giả thiết thành phần ma sát đơn vị lớn nhất và sức kháng mũi đơn vị lớn nhất là khơng thay đổi khi chuyển vị lớn hơn chuyển vị lớn nhất. Điều này chưa mơ tả hồn tồn đúng sự làm việc của cọc ở giai đoạn biến dạng dẻo. d. Mơ hình SDF là đã đưa vào khá đầy đủ thành phần ma sát đến độ lún của nhĩm cọc dựa trên đường cong f-w và q-w. Tuy nhiên mơ hình vẫn cịn hạn chế là chưa xem xét được ảnh hưởng của đài cọc và nền đất dưới đài cọc đến độ lún của nhĩm cọc. TÀI LIỆU TH M KHẢO 1. Dương Diệp Thúy, Phạm Quang Hưng, Lê Thiết Trung (2014). Một mơ hình tính lún mới cho nhĩm cọc cĩ xét đến phân bố của ma sát dọc thân cọc. Tạp chí địa k thuật Việt Nam, ISSN -0868-279X năm thứ mười tám số 1-2014. Trang 42-49. 2. Heydinger, A.G., and O’Neill (1986). “Analysis of axial pile-soil interaction in clay,” International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics 10(4), 367-381. 3. Koizumi Y, Ito K. Field tests with regard to pile driving and bearing capacity of piled foundations. Japanese Geotechnical Society Soil Found 1967;7(3):30–53. 4. Mindlin, R. D. Force at a Point in the interior of a semi-infinite solid Physic 8, 195, 1936. 5. O’Neill, M. W., Hawkins, R.A., and Mahar, L.J, 1982. Load transfer mechanisms in piles and pile groups. Journal of the Geotechnical Engineering Division, ASCE, 108(GT12): 1605-1623. 6. Roberto C, Enrico C. Settlement analysis of pile groups in layered soils. Can Geotech J 2006;43:788–801 7. Vijayvergiya, V.N. “Load-movement characteristics of piles”, Proceedings, Ports 77, American Society of Civil Engineers, Vol II, 269-286, 1977 Người phản biện: PGS, TS NGUYỄN VĂN DŨNG