NGHIÊN CỨU SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CÓ XÉT ĐẾN ẢNH HƯỞNG CỦA CHUYỂN VỊ ĐẤT NỀN XUNG QUANH PGS TS Võ Phán1 ThS Nguyễn Trung Kiên1 TÓM TẮT Khi thi công cọc trong đất yếu, do hiện tượng cố kết và từ biến của[.]
TẠP CHÍ KHOA HỌC TRƯỜNG ĐẠI HỌC MỞ TP.HCM - SỐ (1) 2012 NGHIÊN CỨU SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CÓ XÉT ĐẾN ẢNH HƯỞNG CỦA CHUYỂN VỊ ĐẤT NỀN XUNG QUANH PGS.TS Võ Phán1 ThS Nguyễn Trung Kiên1 TĨM TẮT Khi thi cơng cọc đất yếu, tượng cố kết từ biến đất nền, chuyển vị đất xung quanh cọc thay đổi theo thời gian Ở vị trí chuyển vị đất lớn chuyển vị cọc xuất ma sát âm, điều ảnh hưởng đến sức chịu tải cho phép cọc Lực kéo xuống ma sát âm lớn làm ảnh hưởng đến lực dọc lớn xuất cọc độ lún cọc thay đổi Bài báo dùng phương pháp Phần tử hữu hạn để phân tích Kết phương pháp Phần tử hữu hạn so sánh với kết quan trắc thực tế để kiểm chứng độ tin cậy Từ báo xác định chiều dài vùng chuyển tiếp chiều dài huy động ma sát thành cực hạn Kết thu nhận ứng dụng để thiết lập phương pháp xác định sức chịu tải cọc điều kiện đất yếu so sánh với kết thí nghiệm nén tĩnh trường Từ khóa: Ma sát âm, mặt phẳng trung hòa, huy động ma sát, vùng chuyển tiếp, sức chịu tải ABSTRACT Piles driven to clay are often subjected to surrounding soil’s settlement due to consolidation and second consolidation of soft soil Since surrounding soil’s downward movements are larger than piles’s, negative skin friction develop develops on the piles’ shaft The drag force caused by negative skin friction may be large enough to reduce the pile capacity or to overstress the pile’s material The maximum axial load and settlement of pile foundation are also affected Thus, we need to take more consideration of this issue.This study was undertaken to accomplish the following objectives:First, determine the position of neutral plane in soft soil condition in consideration of surrounding soil’s settlement and axial load Analyse rate and tendency of neutral plane’s movement Second: new design charts and procedures are presented to estimate the capacity of pile in consideration of negative skin friction and the mobilization of skin friction in the vicinity of neutral plane Keywords: Negative skin friction, neutral plane, mobilization of skin friction, transition zone, capacity of pile ĐẶT VẤN ĐỀ Việc thiết kế đồng thời toán sức chịu tải kiểm tra độ lún móng cọc quan trọng có diện ma sát âm Sự huy động sức kháng ma sát thành sức kháng mũi lại chịu tác động từ TẠP CHÍ KHOA HỌC TRƯỜNG ĐẠI HỌC MỞ TP.HCM - SỐ (1) 2012 chuyển vị tương đối cọc đất xung quanh cọc, độ lún đất ảnh hưởng đến sức chịu tải cọc Trường Đại học Bách Khoa – ĐHQGTPHCM Tùy thuộc vào chuyển vị đất mà vị trí mặt phẳng trung hịa thay đổi, độ dài đoạn cọc chịu ma sát âm thay đổi Kết độ lớn lực ma sát âm tác dụng vào cọc thay đổi, dẫn đến thay đổi lực dọc lớn cọc Trong thiết kế tính tốn phải lưu ý đến vấn đề ma sát âm lớn gây lực dọc vượt sức chịu tải theo vật liệu cọc, gây phá hoại cọc sụp đổ công trình 1.1 Nội dung nghiên cứu Xác định vị trí mặt phẳng trung hòa điều kiện đất yếu có xét đến ảnh hưởng chuyển vị đất tải trọng dọc trục tác dụng lên cọc Phân tích tốc độ xu hướng di chuyển mặt phẳng trung hịa Xây dựng phương pháp tính tốn thiết kế sức chịu tải cọc có xét đến ảnh hưởng ma sát âm huy động ma sát âm, sức kháng ma sát thành tùy thuộc vào vị trí mặt phẳng trung hịa 1.2 Tổng quan nghiên cứu ngồi nước Thí nghiệm trường cho cọc thép Sörenga – Oslo – Nauy (Johanessen Bjerrum - 1965) Thí nghiệm trường cọc thép Fukagawa – Tokyo – Nhật Bản ( Endo đồng nghiệp – 1969) Thí nghiệm trường cho cọc bê tông cốt thép Bangkok – Thái Lan (Indraratna đồng nghiệp – 1992) Bengt H.Fellinus, “Unified design of Piled Foundations with emphasis on settlement analysis” (ASCE Geotechnical Special Publication, 2004), nhấn mạnh đến tầm quan trọng việc tính tốn phân tích chuyển vị đồng thời với việc tính tốn sức chịu tải cọc Từ xét đến ảnh hưởng độ lún đất (đắp gia tải, mực nước ngầm hạ thấp…) đến sức chịu tải cọc Adel M Hanna Ali Sharif (2006) nghiên cứu lực kéo xuống ma sát âm cọc đất sét chịu tác dụng tải trọng đất đắp (Drag Force on Single Piles in Clay Subjected to Surcharge Loading) CƠ SỞ LÝ THUYẾT 2.1 Hiện tượng ma sát âm Đối với cơng trình sử dụng móng cọc, cọc đóng vào lớp đất có q trình cố kết chưa hoàn toàn, tốc độ lún đất cơng trình nhanh tốc độ lún cọc theo chiều xuống, phát sinh lực kéo xuống tầng đất cọc làm tăng lực tác dụng lên cọc, lực kéo xuống lực ma sát âm Lực ma sát âm xảy phần thân cọc, phụ thuộc vào tốc độ lún đất xung quanh cọc tốc độ lún cọc, có khuynh hướng kéo cọc xuống Hình Hiện tượng ma sát âm 2.2 Sức chịu tải cọc Sức chịu tải tới hạn cọc Qult tổng sức kháng mũi cực hạn sức kháng ma sát thành cực hạn (1) Khi sức kháng ma sát thành sức kháng mũi huy động tối đa, lực cọc Qz xác định biểu thức: (2) Hình Phân bố lực sức kháng theo độ sâu Mọi cọc phát triển chế cân bằng lực, tổng tĩnh tải Qd lực kéo xuống Qn (sinh lực ma sát âm phần cọc cân bằng với tổng sức kháng mũi ma sát dương phần cọc Vị trí cân bằng gọi mặt phẳng trung hịa, vị trí mà ứng suất cắt dọc theo thân cọc chuyển từ ma sát âm sang ma sát dương (sức kháng ma sát thành) khơng có chuyển vị tương đối cọc đất Vùng chuyển sức kháng đường cong phân bố lực khơng đột ngột uốn gập hình vẽ mà chuyển tiếp từ vị trí có ma sát âm sang vị trí có ma sát dương Điều xảy lân cận vùng mặt phẳng trung hịa gọi vùng chuyển tiếp 3 MƠ PHỎNG BÀI TOÁN CỌC CHỊU ẢNH HƯỞNG CỦA CHUYỂ N VỊ ĐẤT NỀN 3.1 Mơ cơng trình thực tế Cơng trình sử dụng để mơ khu xưởng bảo trì (Maintenance Shop), dự án Cảng Container Quốc tế Cái Mép – Thị Vải có diện tích 56m x 30m, móng cọc đơn bê tơng cốt thép tiết diện 400x400, chiều dài cọc 18m Mô toán dùng phần mềm Plaxis 2D Version 8.5 Sử dụng toán đối xứng trục Axisymmetry, đất cọc chia thành phần tử 15 nút Hình Mơ hình tốn cọc đơn với lớp địa chất Bảng 1: Thông số lớp đất Thông số 0: Cát đắp 1a: Bùn sét chảy 1b: Sét dẻo chảy 1c: Sét dẻo mềm 1c: Sét dẻo mềm không PVD Độ sâu (m) ÷ 5.25 5.25 ÷ 12.75 12.75 ÷ 16.25 16.25 ÷ 25.25 25.25 ÷ 33.25 Mơ hình vật liệu Mohr Coulomb Soft Soil Creep Soft Soil Creep Soft Soil Creep Soft Soil Creep 18 14.2 15.6 16.2 16.2 19 14.2 15.6 16.2 16.2 kx (m/day) 8.64 5.9E-05 5.8E-05 3.2E-05 3.2E-05 ky (m/day) 8.64 11.23E-03 11.09E-03 6.11E-03 2.13E-05 (kN/m2) 9000 - - - - (kN/m2) 0.2 11 12 12 ϕ(deg) 30 20.3 22.2 23.5 23.5 ψ (deg) 0 0 ν 0.3 0.35 0.33 0.33 0.33 Cc - 1.05 1.05 1.05 Cs - 0.25 0.30 0.40 0.40 Ca - 0.04 0.042 0.042 0.042 einit - 2.491 1.779 1.758 1.758 γ γ (kN/m3) sat Eref cref (kN/m3) 3.2 Kiểm chứng độ tin cậy 3.2.1.Chuyển vị đầu cọc sau thi công kết phân tích phương pháp Phần tử hữu hạn so với kết quan trắc trường Hình Chuyển vị đầu cọc theo quan trắc Phần tử hữu hạn 3.2.2.Chuyển vị mặt đất tự nhiên sau thi cơng cọc Hình Chuyển vị mặt đất theo quan trắc phương pháp Phần tử hữu hạn Ta thấy dạng biểu đồ chuyển vị đầu cọc chuyển vị mặt đất có dạng phù hợp với kết quan trắc, sai số chấp nhận (sai số không đáng kể cho chuyển vị đầu cọc 6% cho chuyển vị mặt đất) Vậy kết mơ đáng tin cậy dùng để tiến hành phân tích yếu tố PHÂN TÍCH CÁC YẾU TỐ LIÊN QUAN ĐẾN BÀI TỐN SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CHỊU ẢNH HƯỞNG CỦA CHUYỂN VỊ ĐẤT NỀN 4.1 Vị trí mặt phẳng trung hịa Hình Vị trí mặt phẳng trung hịa LNP/L theo thời gian với cấp tải dọc trục Vị trí mặt phẳng trung hịa phụ thuộc vào thời gian (chính xác phụ thuộc vào độ lệch chuyển vị mặt đất đầu cọc) tải trọng tác dụng lên đầu cọc Khi thời gian tăng, cố kết từ biến đất nền, độ lệch chuyển vị mặt đất so với đầu cọc tăng, mặt phẳng trung hịa có xu hướng di chuyển xuống dưới, phía mũi cọc (LNP/L tăng) Tốc độ di chuyển mặt phẳng trung hòa: tăng nhanh giai đoạn đầu (t=0÷t=244 ngày) tăng chậm giai đoạn sau (t=244 ngày ÷ 3650 ngày) Tốc độ di chuyển mặt phẳng trung hịa khơng phụ thuộc vào tải trọng tác dụng lên đầu cọc 4.2 Lực dọc phân bố cọc Lực dọc lớn cọc phản ánh độ lớn tổng lực ma sát âm tác dụng vào cọc Khi mặt phẳng trung hịa di chuyển xuống phía dưới, phần cọc chịu ma sát âm dài hơn, tổng lực ma sát âm tác dụng vào cọc lớn (từ 250kN đến 480kN), lực dọc lớn xuất cọc lớn (từ 294kN tăng đến 536kN) Hình Biểu đồ lực dọc lớn cọc tổng lực kéo xuống ma sát âm Từ biểu đồ ta thấy thời điểm cọc chịu tải trọng P đầu cọc lớn chịu tổng lực kéo xuống ma sát âm nhỏ Do tải trọng đầu cọc lớn, mặt phẳng trung hòa nằm gần đầu cọc hơn, chiều dài phần cọc chịu ma sát âm ngắn lại Tốc độ tăng tổng lực kéo xuống ma sát âm theo thời gian phù hợp với tốc độ tăng mặt phẳng trung hòa theo thời gian, tăng nhanh thời gian đầu (t=0 đến t=255 ngày), sau tăng chậm lại thời gian sau (t=255 ngày đến t=3650 ngày) 4.3 Ma sát thành Hình Ma sát thành độ lệch chuyển vị cọc – đất theo độ sâu, P=0kN Trong lớp cát đắp (độ sâu 0m÷ 5.25m), ma sát âm thay đổi tuyến tính theo độ sâu (ma sát âm tỉ lệ với ứng suất hữu hiệu theo phương đứng) Trong lớp bùn sét chảy (5.25m÷ 12.75m), sét dẻo chảy (12.75m÷16.25m) sét dẻo mềm (16.25m÷18m), quy luật phân bố ma sát âm thay đổi tuyến tính theo độ sâu bao gồm đoạn thẳng có độ dốc khác Xét đường phân bố ma sát âm thời điểm t=75 ngày, lớp bùn sét chảy từ độ sâu 5.25m đến độ sâu 9m (vị trí mặt phẳng trung hịa) ma sát âm giảm tuyến tính theo độ sâu (mặc dù ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tăng) Điều giải thích độ lệch ∆s cọc đất nhỏ nên đất khơng huy động hết tồn ma sát âm, xuống gần mặt phẳng trung hòa, độ lệch ∆s nhỏ, ma sát âm huy động lại so với giá trị cực hạn Cụ thể vị trí độ sâu 5.64m, độ lệch ∆s= -1.23cm, giá trị f s =21kN/m2; đến vị trí độ sâu 9m, độ lệch ∆s=0, giá trị f =0kN/m Từ vị trí 9m đến vịs trí 12.75m (hết lớp bùn sét chảy), chuyển vị cọc lúc bắt đầu lớn chuyển vị đất (∆s>0) cọc bắt đầu chịu ma sát dương (sức kháng ma sát thành) Ma sát dương tăng dần theo độ lệch chuyển vị cọc so với đất tiếp tục tăng phần cọc nằm lớp sét dẻo chảy sét dẻo mềm (9m đến 17m) Sự tăng ma sát dương ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tăng độ lệch ∆s tăng (tại 17m, ∆s=2.12cm) Qua điểm đồ thị ma sát thành tăng tuyến tính độ dốc thay đổi, lúc ma sát thành tăng ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tăng, ma sát thành huy động giá trị cực hạn nên không tăng độ lệch ∆s tăng Vùng lân cận xung quanh mặt phẳng trung hòa, chuyển vị tương đối cọc đất nhỏ nên không huy động giá trị ma sát âm ma sát dương (sức kháng ma sát thành) tối đa Biểu đồ khơng có bước nhảy đột ngột từ ma sát âm sang ma sát dương vị trí mặt phẳng trung hịa mà có vùng chuyển tiếp, ma sát âm biến đổi từ từ chuyển sang ma sát dương PHƯƠNG PHÁP THIẾT KẾ SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CÓ XÉT ĐẾN ẢNH HƯỞNG CỦA CHUYỂN VỊ ĐẤT NỀN XUNG QUANH 5.1 Phương pháp thiết kế sức chịu tải cọc có xét đến ảnh hưởng chuyển vị đất Adel M.Hanna Ali Sharif đề nghị Trên tạp chí ASCE/MARCH/APRIL 2006, Adel M.Hanna Ali Sharif giả thiết phân bố ma sát âm ma sát dương (sức kháng ma sát thành) dọc theo thân cọc phân bố tuyến tính Tại vị trí mặt phẳng trung hịa, ma sát âm chuyển sang ma sát dương, biểu đồ phân bố ma sát âm ma sát dương dọc theo thân cọc có điểm gãy Hình Phân bố ma sát âm ma sát dương dọc theo thân cọc Lực kéo xuống ma sát âm (Qn) tính tốn bằng cơng thức sau: (3) Giả thiết ma sát âm ma sát dương huy động mức tối đa (tức đạt giá trị cực hạn) điểm thân cọc Sức kháng ma sát thành: β (π D)(γ ' z + S ) (4) L Qs = ∫ dz LN P Xét trường hợp cọc chịu lực đầu mũi, cọc tựa lớp đất tốt gần khơng có chuyển vị mũi cọc, ma sát âm lúc xảy toàn chiều dài cọc L Qn(max) = )dz ∫ β (π D)(γ ' z + S (5) Hệ số RN tính theo cơng thức sau: Qn R = N Q (6) = LNP L n(max) Tải trọng đất đắp biểu diễn thông qua hệ số không thứ nguyên NS: N =' S Lγ (7) S Lực tác dụng vào đầu cọc lấy bằng tải trọng làm việc: Q Q = au (8) FS Hình 10 Biểu đồ quan hệ LNP/L L/D xác định hệ số RN Do đó, sức chịu tải cho phép cọc tính sau: Q = Q a Qt + Qs FS (9) −R N n(max) Với Qt Qs sức kháng mũi tới hạn sức kháng ma sát thành tới hạn Qt = Nq (γ ' L + S ) At (10) Trong đó: tối đa (tức đạt giá trị cực hạn) At: diện tích tiết diện mũi cọc điểm thân cọc Điều chưa hợp lý dẫn đến sai số tính tốn thiết kế Nq: hệ số sức kháng mũi Tại vị trí lân cận vị trí mặt phẳng 5.2 Kiến nghị phương pháp thiết trung hòa xuất chuyển vị tương kế sức chịu tải cọc có xét đối cọc đất nền, nhiên đến ảnh hưởng chuyển vị chuyển vị tương đối nhỏ, chưa đủ đất xung quanh để huy động ma sát mức tối đa Phân Phương pháp thiết kế sức chịu tải tích phần cho ta thấy rõ điều cọc có xét đến ảnh hưởng chuyển 5.2.1.Thiết lập cơng thức tính lực kéo xuống vị đất theo Adel M.Hanna Ali Sharif dùng giả thiết đơn giản hóa ma sát âm hữu ma sát âm ma sát dương huy động mức Hình 11 Thiết lập cơng thức tính lực kéo xuống ma sát âm Adel M.Hanna Ali Sharif kiến nghị đường phân bố ma sát âm theo độ sâu Qn ' = LN P ∫ đường ADC, lực kéo xuống ma sát âm tính theo cơng thức: β (π D)(γ ' z + S )dz = (π D)S∆ADC Tác giả kiến nghị đường phân bố ma sát âm theo độ sâu đường ABC, đó: Qn = (π D)S∆ABC Nếu cọc có đường kính khơng đổi theo chiều sâu ta có cơng thức tính lực kéo xuống ma sát âm hữu: L L 2 Q = 1− u1 NP Q LNP L (11) n(max) Đặt cơng thức có dạng thu gọn: Qn = κ Qn(max) (12) Ta nhận thấy rằng lực kéo 5.2.2.Thiết lập biểu đồ xác định L u1 xuống ma sát âm không phụ thuộc từ LNP vào vị trí mặt phẳng trung hịa L NP mà Tác giả lập mơ hình Phần tử hữu cịn phụ thuộc vào vị trí huy động hạn chạy với nhiều trường hợp tải trọng ma sát âm cực đại Lu1 Do thiết đầu cọc, với vị trí mặt phẳng kế sức chịu tải cọc tải trọng trung hịa khác vị trí huy động làm việc phải lưu ý đến vấn đề Đây ma sát âm khác Từ kết vấn đề mà phương pháp toán khảo sát, tác giả lập thiết kế theo Adel M.Hanna Ali Sharif biểu đồ quan hệ tỉ số Lu1/LNP với tỉ phương pháp thiết kế trước số LNP/L chưa đề cập đến ứng với cấp tải trọng khác (FS khác nhau) Hình 12 Quan hệ giữa Lu1/LNP với LNP/L 5.2.3.Kiến nghị phương pháp thiết kế sức chịu tải cọc có xét đến ảnh hưởng chuyển vị đất Bước 1: Xác định sức kháng mũi cực hạn theo công thức : Qt = Nq (γ ' L + S ) At Bước 2: Xác định lực kéo xuống cực hạn ma sát âm theo công thức : L Qn(max) = ∫ β (π D)(γ ' z + S )dz Lưu ý sức kháng ma sát thành cực hạn: Qs = Qn(max) Bước 3: Xác định vị trí mặt phẳng trung hịa LNP Bước 4: Xác định tỉ số Lu1/LNP theo biểu đồ hình 20 Bước 5: Tính hệ số κ theo công thức L L 2 (13) κ = 1−L u1 L NP NP Bước 6: Tính lực kéo xuống ma sát âm: (14) Qn = κ Qn(max) Bước 7: Tính sức chịu tải cho phép cọc: Q = κQ Qt + Qs a 5.2.4.Tính tốn cho cơng trình thực tế Cơng trình Cảng Hiệp Phước Cọc thử tĩnh P-III cọc bê tơng ƯST FS (15) − n(max) đường kính 400mm, dày 80mm, chiều dài 33m, nằm gần vị trí hố khoan BH01, dùng địa chất hố khoan để tính tốn Bảng 2: Điều kiện địa chất hố khoan BH01 Lớp đất-Ký hiệu Độ sâu phân bố (m) Tên đất – Trạng thái 0÷ 5.3 Bùn sét chảy 5.3÷ 13 Bùn sét chảy đến dẻo chảy 13÷ 17 Sét dẻo chảy đến dẻo mềm 17÷ 19 Cát hạt mịn lẫn bụi sét, rời rạc đến chặt vừa 19÷ 26.9 26.9÷ 30.4 Cát hạt mịn đến trung, chặt vừa đến chặt 30.4÷ 53.5 Sét cứng Sét dẻo chảy đến dẻo mềm Kết thử tĩnh: Qult=1300kN, Qa=650kN Thiết kế với hệ số an tồn FS=2 Bảng 3: Kết tính tốn cho cơng trình Cảng Hiệp Phước Thơng số Qt = Nq (γ ' L + S ) At Adel M.Hanna & Ali Sharif Tác giả 499 (kN) 499 (kN) 1150 (kN) 1150(kN) 0.48 0.48 L Qs = Qn(max) = LNP/L ∫ β (π D)(γ ' z + S )dz Lu1/LNP - 0.23 RN 0.2304 - κ - 0.1774 Qn 265 (kN) 204 (kN) 560 (kN) 620 (kN) Q= a Qt + Qs FS −Q n Lực kéo xuống ma sát âm tính tốn theo phương pháp Adel M.Hanna & Ali Sharif lớn 23% so với phương pháp tác giả kiến nghị (265kN so với 204kN) Điều Adel M.Hanna & Ali Sharif giả thiết rằng lực ma sát âm huy động mức tối đa phần phía mặt phẳng trung hòa, phương pháp tác giả kiến nghị có xét đến phần ma sát âm khơng huy động mức tối đa (thông qua thông số chiều dài huy động ma sát âm tối đa Lu1/LNP) Do sức chịu tải cho phép cọc tính tốn theo phương pháp tác giả kiến nghị lớn so với phương pháp Adel M.Hanna & Ali Sharif (lớn 10%) Kết theo hai phương pháp nhỏ kết nén tĩnh thực tế, đảm bảo an toàn cho cơng trình Kết theo Adel M.Hanna & Ali Sharif sai khác 13.8 % so với thực tế (560kN so với 650kN), theo phương pháp tác giả kiến nghị độ sai khác 4.6% (620kN so với 650kN), tăng độ xác thêm 9.2% so với thực tế KẾT LUẬN Từ kết phân tích, ta rút số kết luận cho báo sau: - Mặt phẳng trung hịa có xu hướng di chuyển phía mũi cọc theo thời gian trình lún đất (do tượng cố kết từ biến) Tốc độ di chuyển mặt phẳng trung hòa nhanh thời gian đầu (t=0 đến t=255 ngày) chậm thời gian sau Khi tải trọng tác dụng lên đầu cọc tăng mặt phẳng trung hịa có xu hướng di chuyển phía đầu cọc - Sự phân bố ma sát thành vùng chuyển tiếp lân cận mặt phẳng trung hòa theo phương pháp đề nghị thay đổi theo quy luật tuyến tính tương tự kết mơ bằng phương pháp Phần tử hữu hạn phù hợp với thực tế - Khả chịu tải cọc có xét đến ảnh hưởng chuyển vị đất theo phương pháp đề nghị nhỏ khác biệt không đáng kể so với kết thí nghiệm nén tĩnh cọc (từ 4.6% đến 4.8%) Trong kết theo phương pháp Adel M.Hanna & Ali Sharif đề nghị sai khác từ 13.8% đến 15% TÀI LIỆU THAM KHẢO Châu Ngọc Ẩn (2005), Cơ học đất, Nhà xuất Đại học Quốc Gia Tp.HCM Châu Ngọc Ẩn (2005), Nền móng, Nhà xuất Đại học Quốc Gia Tp.HCM Võ Phán, Hoàng Thế Thao (2010), Phân tích tính tốn móng cọc, Nhà xuất Đại học Quốc Gia Tp.HCM Adel M Hanna and Ali Sharif (2006), Drag Force on Single Piles in Clay Subjected to Surcharge Loading, International Journal of Geomechanics, ASCE Bengt H.Fellinus (2009), Basics of Foundation Design, Electronic Edition 6 Bengt H.Fellinus (2004), Unified design of Piled Foundations with emphasis on settlement analysis, ASCE Geotechnical Special Publication Gary L Kuhns (2008), Downdrag in Pile Design: The Positve Aspects of Negative Skin Friction, ASCE, From research to Practice Geotechnical Engineering Congress W.Zhou, R.Chen and Y.Chen (2006), Development of Negative Skin Friction of Piles on Soft Ground, Foundation Analysis and Design: Innovative Methods, ASCE ... kế sức chịu tải cọc có xét đối cọc đất nền, nhiên đến ảnh hưởng chuyển vị chuyển vị tương đối nhỏ, chưa đủ đất xung quanh để huy động ma sát mức tối đa Phân Phương pháp thiết kế sức chịu tải. .. dương vị trí mặt phẳng trung hịa mà có vùng chuyển tiếp, ma sát âm biến đổi từ từ chuyển sang ma sát dương PHƯƠNG PHÁP THIẾT KẾ SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC CÓ XÉT ĐẾN ẢNH HƯỞNG CỦA CHUYỂN VỊ ĐẤT NỀN XUNG. .. TP.HCM - SỐ (1) 2012 chuyển vị tương đối cọc đất xung quanh cọc, độ lún đất ảnh hưởng đến sức chịu tải cọc Trường Đại học Bách Khoa – ĐHQGTPHCM Tùy thuộc vào chuyển vị đất mà vị trí mặt phẳng trung