Một số vấn đề liên quan đến ứng suất kéo trong quá trình thi công đóng cọc bê tông cốt thép dự ứng lực

o đầu cọc sẽ gây ra ứng suất nén 
tác động lên đầu cọc. Dạng điển hình của sự thay 
đổi ứng suất theo thời gian được thể hiện trên hình 
4: 
Hình 4. Xung lực tác động lên đầu cọc 
Ban đầu tác động của búa chỉ ở đầu cọc rồi sau 
đó lan truyền xuống phía mũi cọc với tốc độ 
 √( ), trong đó E là mô đun đàn hồi và ρ là 
khối lượng riêng của vật liệu cọc. Giá trị đặc trưng 
của vận tốc truyền sóng là c=3500 m/s đối với cọc 
BTCT và c=5000 m/s với cọc thép. 
Biên độ của xung lực do búa gây ra ở đầu cọc 
phụ thuộc vào những yếu tố như chiều cao rơi búa, 
trọng lượng búa, cấu tạo búa, các đặc trưng cơ học 
của đệm đầu cọc và tương quan về độ cứng giữa 
búa và cọc. 
2.2 Quan hệ giữa vận tốc chất điểm và ứng suất 
Đối với búa rơi tự do, vận tốc của quả búa khi 
tiếp xúc với đầu cọc xác định theo quan hệ: 
fo gHeV 2 (1) 
trong đó: g - gia tốc trọng trường, ef - hiệu suất 
của búa và H - chiều cao rơi búa. 
Vận tốc của đầu cọc khi chịu tác động của va 
đập thường nhỏ hơn vận tốc của quả búa, chủ yếu 
do tác dụng giảm chấn của hệ thống đệm đầu cọc. 
Khi chịu tác động của xung lực, chất điểm trên thân 
cọc dịch chuyển một khoảng tương đối nhỏ (thường 
ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA 
54 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 2/2021 
ở mức vài mm đến vài cm) và thời gian xảy ra hiện 
tượng này cũng rất ngắn (thường ở mức vài chục 
ms). Có thể nhận xét là V << c, trong đó c là vận tốc 
lan truyền sóng trong cọc như đã nêu ở trên. 
Quan hệ giữa vận tốc chất điểm và ứng suất 
được xác định theo: 
x
u
Ex


 . (2) 
Từ /Ec  , có được √ √ và thế 
vào quan hệ trên: 
x
u
Ecx


 .. (3) 
Vận tốc truyền sóng c là tốc độ lan truyền của 
sóng dọc thân cọc tác động của búa, do đó 
dt
dx
c  . 
Thế vào (3) thu được: 
t
u
E
x
u
dt
dx
Ex





 .....  (4) 
Vì 


t
u
 là vận tốc chất điểm nên: 
 .... cvEx  (5) 
Lực tác dụng lên cọc bằng: 
v
E
AEv
E
E
AvEAF ..
1
....
2
  
Từ đó xác định được quan hệ giữa lực và vận 
tốc chất điểm: 
Zvv
c
AE
F  (6) 
trong đó: 
c
AE
Z  - kháng trở cơ học của cọc. 
2.3 Phản xạ của sóng ứng suất tại đầu mút của 
thanh đàn hồi 
Ứng xử của sóng ứng suất trong thanh đàn hồi 
khi lan truyền đến vị trí có sự thay đổi bất thường 
của kháng trở được xác định theo tương quan giữa 
độ cứng của các phần cọc ở vị trí đó (hình 5). 
Cường độ sóng phản hồi FR được xác định theo 
tương quan giữa kháng trở của phần cọc bên trên 
(Z1) và bên dưới tiết diện có thay đổi kháng trở (Z2): 



 1
12
12 F
ZZ
ZZ
FR (7) 
Trong thực tế có thể gặp các trường hợp: 
- Khi 
12 ZZ  thì 0

RF , khi đó không có sóng 
phản hồi; 
- Khi 
12 ZZ  thì 
  1FFR , khi đó một phần 
sóng sẽ phản hồi trở lại với dấu trùng với dấu của 
sóng ban đầu; 
- Khi 12 ZZ  thì 
  1FFR , khi đó một phần 
sóng sẽ phản hồi trở lại với dấu ngược với sóng 
ban đầu. 
Riêng khi 12 ZZ  thì toàn bộ sóng sẽ phản 
hồi trở lại. 
Hình 5. Sự lan truyền sóng ứng suất tại điểm thay đổi kháng trở
ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 2/2021 55 
Hình 6. Truyền sóng ứng suất tại mũi cọc 
2.4 Cơ chế của sự cố gãy cọc trong quá trình 
đóng trong đất yếu 
Quá trình truyền sóng trong cọc được minh họa 
trên hình 6. Ban đầu búa gây ra ứng suất nén tác 
dụng lên đầu cọc và trong giai đoạn sóng lan truyền 
xuống mũi cọc thì ứng suất trong cọc là nén (hình 
6a đến 6c). Giai đoạn tiếp theo, khi sóng truyền đến 
mũi cọc thì có thể xảy ra ba trường hợp về sóng 
phản hồi như đã đề cập đến ở phần trên. Đó là: 
- Khi 
12 ZZ  thì không có sóng phản hồi: Trong 
thực tế có thể gặp trường hợp này khi độ cứng của 
đất dưới mũi cọc tương đương độ cứng của thân 
cọc. Trong khu vực nghiên cứu không gặp trường 
hợp này vì đất nền tương đối yếu; 
- Khi 12 ZZ  thì 
  1FFR một phần sóng sẽ 
phản hồi trở lại dưới dạng sóng nén. Đặc biệt khi 
12 ZZ  thì toàn bộ sóng sẽ phản hồi trở lại. 
Trong thực tế xây dựng có gặp trường này khi cọc 
được đóng vào nền rất cứng như các loại đá. Trong 
khu vực nghiên cứu không gặp trường hợp này do 
lớp tựa cọc có độ cứng tương đối thấp so với độ 
cứng của bê tông cọc; 
- Khi 12 ZZ  thì 
  1FFR , tức là toàn bộ 
sóng sẽ phản hồi trở lại dưới dạng sóng kéo. Điều 
kiện này thường xuyên gặp trong thực tế đóng cọc, 
ví dụ: 
+ Giai đoạn đầu đóng cọc trong lỗ khoan dẫn, 
khi mũi cọc chưa xuống đến đáy lỗ khoan và ma sát 
bên tương đối nhỏ thì sức kháng của nền rất thấp. 
Điều kiện này xảy ra ở khu vực nghiên cứu nếu cọc 
được hạ trong lỗ khoan dẫn qua lớp cát san nền; 
+ Cọc đóng qua lớp đất tương đối cứng, xuyên 
vào lớp đất yếu: Khi mũi cọc nằm trong lớp đất 
cứng thì sức kháng của nền tương đối cao nên búa 
diesel thường “nhảy” cao. Khi mũi cọc xuyên thủng 
lớp đất cứng thì sức kháng mũi giảm đột ngột trong 
khi xung lực do búa gây ra vẫn rất cao. Điều kiện 
này có thể xảy ra tại công trình khi đóng cọc qua 
nền đất gồm những lớp đất xen kẹp. Hiện tượng 
này cũng tương tự như trường hợp cọc đóng qua 
khu vực khoan dẫn (trong công trình này) với 
đường kính nhỏ hơn đường kính cọc sức kháng 
mũi (Z2) rất nhỏ so với sức kháng bên. 
Sóng kéo phát sinh trong cọc theo cơ chế nêu 
trên có thể gây nứt gãy cọc nếu ứng suất kéo vượt 
quá độ bền chịu kéo của vật liệu cọc. Trong trường 
hợp này, có thể tăng trọng lượng của búa (ram 
weight) đồng thời giảm độ cứng của miếng đệm 
(cushion) sẽ giảm thiểu được hiện tượng nứt cọc 
khi đóng. 
3. Các phương pháp ước tính ứng suất phát 
sinh trong cọc khi đóng cọc hiện có tại Việt Nam 
3.1 Dự báo theo tiêu chuẩn TCVN 9394:2012 
3.1.1 Nội dung của phương pháp 
Ứng suất do búa gây ra trong cọc khi đóng, gồm 
ứng suất nén và ứng suất kéo, được tìm theo 
phương pháp tra bảng. 
ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA 
56 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 2/2021 
Trị số ứng suất động nén 
n , kéo k lớn nhất 
trong thân cọc BTCT hạ bằng búa đi-ê-zen kiểu ống 
và búa hơi đơn động xác định theo công thức: 
4321/ KKKKKkn  (8) 
trong đó: 
K - hệ số, ở đây K=1.1 cho ứng suất nén và 
K=1.3 cho ứng suất kéo; 
1K - hệ số, xác định theo tỷ số Q/F, với Q là 
trọng lượng phần động của búa và F là diện tích tiết 
diện cọc, kG/cm
2
; 
2K - hệ số, phụ thuộc vào chiều cao rơi búa H; 
3K - hệ số, phụ thuộc vào độ cứng của vật liệu 
đệm đầu cọc; 
4K - hệ số, phụ thuộc vào chiều dài L của cọc, 
và cường độ tiêu chuẩn, Rn, của đất nền dưới mũi 
cọc, tính theo các chỉ tiêu cường độ của đất nền, 
theo phương pháp tra bảng trong tiêu chuẩn thiết kế 
móng cọc (hiện nay là bảng C4 của TCVN 
9394:2012). 
3.1.2 Tính toán ứng suất khi đóng cọc bằng búa 
thủy lực trọng lượng 7,2 T 
3.1.2.1 Trường hợp đóng đoạn cọc đầu tiên 
a) Các số liệu ban đầu: 
Trọng lượng phần động của búa: Q=7200 kg; 
Chiều cao rơi búa: H=2.5 m; 
Bề rộng tiết diện cọc: 50 cm; 
b) Tính hệ số K1: 
W/F = 7200/(5050) = 2.88 
2kG/cm 
Tra bảng C1 xác định được: 
- Đối với ứng suất nén: K1, nén = 217 
2kG/cm ; 
- Đối với ứng suất kéo: K1, kéo = 14.8 
2kG/cm . 
c) Tính hệ số K2: 
Với chiều cao rơi búa H=250 cm, xác định được: 
- Đối với ứng suất nén: K2, nén = 0.776; 
- Đối với ứng suất kéo: K2, kéo = 0.47. 
d) Tính hệ số K3: 
Trong điều kiện không có số liệu chính xác về 
đệm đầu cọc, trong tính toán ở đây xác định K3 
tương ứng với điều kiện thường gặp là đệm đầu 
cọc làm bằng ván ép với tổng chiều dày 20 cm. Tra 
bảng xác định được: 
+ Hệ số nén ttK = 0.7; 
+ Với giá trị giả định của ứng suất =250 
2kG/cm , có ttE = 4800 
2kG/cm . 
Từ đó 
bltt
tt
p
K
E
K  = 
207.0
4800

= 342.8 
2kG/cm 
Giá trị của K3: 
- Đối với ứng suất nén: K3, nén = 1.0668 
- Đối với ứng suất kéo: K3, kéo = 1.224 
e) Tính hệ số K4: 
Khi đóng đoạn cọc đầu tiên thì sức kháng của 
đất rất nhỏ (cọc hạ trong lỗ khoan dẫn qua cát và 
sau đó xuyên vào lớp sét yếu), do đó trong tính toán 
lấy Rn=50 T/m
2
. Từ đó có được: 
- Đối với ứng suất nén: K4, nén = 1.0; 
- Đối với ứng suất kéo: K4, kéo = 2.58. 
g) Tính toán ứng suất nén/kéo khi đóng đoạn cọc 
đầu tiên theo công thức: 
4321/ KKKKKkn  : 
nén 254.64
2kG/cm (25.5 MPa) 
kéo 60.76
2kG/cm (6.1 MPa) 
3.1.2.2 Trường hợp đóng cọc đến độ sâu thiết kế (3 
đoạn) 
a) Tính hệ số K1: 
Như trường hợp đóng đoạn cọc đầu tiên: 
- Đối với ứng suất nén: K1, nén = 217 
2kG/cm ; 
- Đối với ứng suất kéo: K1, kéo = 14.8 
2kG/cm . 
b) Tính hệ số K2: 
Giống như trường hợp đóng đoạn cọc đầu tiên: 
- Đối với ứng suất nén: K2, nén = 0.776; 
- Đối với ứng suất kéo: K2, kéo = 0.47. 
c) Tính hệ số K3: 
Giống như trường hợp đóng đoạn cọc đầu tiên: 
- Đối với ứng suất nén: K3, nén = 1.0668; 
- Đối với ứng suất kéo: K3, kéo = 1.224. 
d) Tính hệ số K4: 
Khi đóng đoạn cọc đến độ sâu thiết kế, mũi cọc 
tựa vào lớp sét cứng ở độ sâu >35 m, do đó lấy nR
=8000 kPa. Từ đó: 
- Đối với ứng suất nén: K4, nén = 1.03; 
ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 2/2021 57 
- Đối với ứng suất kéo: K4, kéo = 1.224. 
e) Tính toán ứng suất nén/kéo khi đóng cọc đến độ 
sâu thiết kế theo công thức: 
4321/ KKKKKkn  : 
nén 262.28
2kG/cm (26.2 MPa) 
kéo 15.54
2kG/cm (1.55 MPa) 
3.1.3 Tính toán ứng suất khi đóng cọc bằng búa 
diesel HD 100 
a) Các số liệu ban đầu: 
- Trọng lượng phần động của búa: Q=10000 kg; 
- Chiều cao rơi búa lấy theo báo cáo kết quả 
PDA (thí nghiệm cọc 12MA 3124): H = 2,5m, phù 
hợp với năng lượng của mỗi nhát đóng là 340000 
Nm đến 220000 Nm. 
Với trọng lượng búa 10000 kg, chiều cao rơi 
búa tương ứng là: 
H=340000/(9.8 x 10000) đến 220000/(9.8 x 10000) 
≈ 3,4 m đến 2,2 m. 
Bề rộng tiết diện cọc: 50 cm. 
b) Tính hệ số K1: 
W/A = 10000/(50x50) = 4
2kG/cm lớn hơn mức 
cao nhất trong bảng C1 của TCVN 9394:2012. Như 
vậy việc sử dụng loại búa 10 tấn để đóng cọc nằm 
ngoài phạm vi điều chỉnh của tiêu chuẩn. 
3.2 Dự báo theo phương pháp của Warrington [10] 
a) Xác định vận tốc truyền sóng trong cọc: 
/Ec 
trong đó: 
c - vận tốc truyền sóng, m/s; 
 - khối lượng riêng của vật liệu cọc (bê tông), 
lấy bằng 2500 kg/m
3
; 
E - mô đun đàn hồi của vật liệu cọc, ở đây lấy E 
= 3.10E10 Pa. 
b) Tính toán kháng trở cơ học, Z, của tiết diện cọc 
 c
AE
Z 
Với A là diện tích tiết diện cọc. 
c) Xác định vận tốc của quả búa, 
oV , khi đập vào 
đầu cọc: 
gHVo 2 
với: H= chiều cao rơi búa (m); 
 g = 9.81 m/s
2
 (gia tốc trọng trường). 
d) Tính toán kháng trở của quả búa sZ : 
KMZ s  
trong đó: 
K - độ cứng của đệm đầu cọc; 
M - khối lượng của quả búa, kg. 
e) Tính hệ số Z’:
sZ
Z
Z ' 
g) Xác định lực lớn nhất maxF : osVZF max 
Với V0 là vận tốc búa khi va chạm với cọc. 
h) Tính toán lực tác dụng lên đầu cọc (Warrington, 
1999): 
max
'
305.0
1
021.1
F
Z
Fpile


i) Ứng suất trong cọc khi đóng: 
 A
Fpile

Các thông số của cọc bê tông cốt thép tiết diện 
vuông, cạnh bằng 0,5m như sau: 
 - khối lượng riêng của vật liệu cọc, lấy bằng 
2500 kg/m
3
; 
E - mô đun đàn hồi của vật liệu cọc, ở đây lấy E 
= 3.10E10 Pa; 
Diện tích tiết diện cọc: A = 0.5*0.5 = 0.25 m
2
. 
Các thông số khác khi xác định bằng phương 
pháp của Warrington cho hai trường hợp được thể 
hiện ở bảng 4: 
Trường hợp 1: búa nặng 7,2T chiều cao rơi 
2,5m; 
Trường hợp 2: búa nặng 10T, chiều cao rơi 
2,5m.
ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA 
58 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 2/2021 
Bảng 4. Các thông số được xác định theo phương pháp của Warrington (1999) [10] 
Thông số Ký hiệu T. hợp 1 T. hợp 2 Đơn vị 
Vận tốc truyền sóng trong cọc c 3521.363372 m/s 
Kháng trở cơ học của cọc Z 2200852.108 kGs/m 
Trọng lượng quả búa M 7200 10000 kG 
Chiều cao rơi H 2.5 2.5 m 
Vận tốc búa khi va chạm V0 5.943 7.004 m/s 
Độ cứng của đệm đầu cọc K 3.00E+08 3.00E+08 N/m 
Kháng trở của quả búa Zs 1.47E+06 1.73E+06 kGs/m 
Hệ số Z' Z' 1.50E+00 1.27E+00 
Lực lớn nhất Fmax 1.03E+07 1.21E+07 N 
Lực tác động lên đầu cọc Fpile 8.73E+06 9.99E+06 N 
Ứng suất trong cọc khi đóng  3.49E+01 4.00E+01 MPa 
3.3 Thí nghiệm đo sóng ứng suất (thí nghiệm PDA) 
Tổng hợp kết quả đo sóng phát sinh trong thân 
cọc trong quá trình đóng cọc được thể hiện trong 
hình 7 (búa 10T) [2] , hình 8 và 9 (búa 7,2T) [3]. 
Trụ địa chất được dùng để đối chiếu là của 
hố khoan BH7, (ký hiệu các lớp đất trong các 
hình 8 và 9 được giải thích đầy đủ trong hình 
7). 
Hình 7. Kết quả đo sóng cọc 12MA 3124 
ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 2/2021 59 
Hình 8. Kết quả đo sóng ứng suất cọc 12HA 474 khi dùng búa 7,2 T cho đoạn cọc đầu tiên 
a. Cọc 12HA 474 b. Cọc 12HA 451 
c. Trụ hố khoan BH7 
Hình 9. Kết quả đo sóng ứng suất khi dùng búa 7,2 T với đầy đủ 3 đoạn cọc 
ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA 
60 Tạp chí KHCN Xây dựng - số 2/2021 
Nhận xét: kết quả đo tương đối phù hợp với lý 
thuyết chung về truyền sóng nêu trong mục 2, cụ 
thể là: 
- Trừ một số trường hợp cọc phải xuyên qua 
những lớp đất cứng xen kẹp, trong điều kiện thông 
thường thì ứng suất nén trong cọc là cao nhất khi 
cọc được đóng đến độ sâu thiết kế, nơi nền đất 
tương đối tốt; 
- Ứng suất kéo tăng khi mũi cọc chuyển từ lớp 
đất cứng (lớp 1) sang lớp đất yếu (lớp 2 và 3). 
4. Phân tích kết quả đo sóng và các lý thuyết 
tính toán 
4.1 So sánh sóng ứng suất phát sinh khi đóng 
cọc với khả năng chịu tải của cọc 
Kết quả dự báo khả năng chịu ứng suất kéo của 
các loại cọc (bảng 3) được dùng để so sánh. Kết 
quả cho thấy: 
a. Với búa 7,2T 
- Trường hợp cọc 4 cáp và bỏ qua cường độ 
chịu kéo của bê tông, cọc có ứng suất kéo giới hạn 
là 2,68 MPa, nhỏ hơn tất cả các ứng suất kéo đo 
được. Theo đó, tất cả các đoạn cọc sẽ đều phải bị 
nứt. Tuy nhiên, thực tế cho thấy chỉ một số đoạn 
cọc bị nứt [11]; 
- Trường hợp cọc 4 cáp và kể đến cường độ 
chịu kéo của bê tông, cọc có ứng suất kéo giới hạn 
là 8,18 MPa, tương ứng với những sóng ứng suất 
kéo lớn nhất đo được. Cần lưu ý rằng việc chất 
lượng cọc không thể đồng đều hoàn toàn, nên thực 
tế thi công có những đoạn cọc bị nứt, số khác thì 
không là hoàn toàn hợp lô gic; 
- Trường hợp cọc 8 cáp và kể đến cường độ 
chịu kéo của bê tông, cọc có ứng suất kéo giới hạn 
là 10,62 mPa, lớn hơn hầu hết sóng ứng suất kéo 
đo được (Chỉ nhát búa đầu tiên có ứng suất kéo lớn 
hơn, bằng 11,9MPa, nhưng nhiều khả năng đây là 
sai số đo đạc). Khi đó việc thi công sẽ khó xảy ra 
nứt cọc do ứng suất kéo. Điều này phù hợp với 
thực tế thi công, các phương án điều chỉnh (tăng số 
cáp từ 4 thành 8 sợi) do Nhà thầu đề xuất là hợp lý, 
kết quả thi công thực tế hiện trường cũng cho thấy 
tỷ lệ cọc hư hỏng là chấp nhận được. 
b. Với búa 10T 
Hầu hết ứng suất kéo khi đóng đoạn cọc đầu 
tiên đều lớn hơn 11Mpa (phổ biến là 15,2Mpa) [2]. 
Trong khi đó, ngay cả với trường hợp có khả năng 
chịu ứng suất kéo lớn nhất cũng chỉ là 10,62 Mpa (8 
cáp và kể đến cường độ chịu kéo của bê tông). Như 
vậy, búa 10T không phù hợp với trường hợp này. 
Nhận xét: 
- Khi không kể đến cường độ chịu kéo của bê 
tông cọc, khả năng chịu kéo của vật liệu cọc không 
đáp ứng được ứng suất sinh ra khi đóng, cho dù 
búa sử dụng là loại 7,2T hay 10T; 
- Khi kể đến ứng suất kéo của bê tông cọc: 
 Trường hợp 4 cáp đa số có thể đáp ứng được 
ứng suất sinh ra khi đóng cọc bằng búa 7.2T nhưng 
hệ số an toàn là rất thấp. Trường hợp này không 
thể đáp ứng với loại búa 10T; 
 Trường hợp 8 cáp, có thể đáp ứng được ứng 
suất sinh ra khi đóng cọc bằng búa 7.2T với hệ số 
an toàn là chấp nhận được. Trường hợp này cũng 
không thể đáp ứng với loại búa 10T. 
- Việc bỏ qua ứng suất kéo của bê tông khi đánh 
giá khả năng chịu ứng suất kéo của cọc là không 
hợp lý. Khi kể đến khả năng chịu kéo của bê tông 
cọc, kết quả tính toán tương đối phù hợp với thực 
tế. 
4.2 So sánh giá trị ứng suất phát sinh khi đóng 
cọc theo dự báo và theo đo đạc tại hiện trường 
Các kết quả tính toán lý thuyết và kết quả thực 
nghiệm được tập hợp trong bảng 4. 
Bảng 4. Tổng hợp kết quả tính toán và đo ứng suất khi đóng cọc 
Loại 
búa 
Tính toán lý thuyết Đo sóng ứng suất (PDA) 
Ứng suất nén (MPa) Ứng suất kéo (MPa) 
Ứng suất nén max 
(MPa) 
Ứng suất kéo max 
(MPa) 
TCVN 9394 
W
a
rr
in
g
to
n
 TCVN 9394 
Đoạn 
đầu 
Toàn bộ cọc Đoạn đầu 
Toàn bộ 
cọc Đoạn 
đầu 
Toàn 
bộ 
cọc 
Đoạn 
đầu 
Toàn bộ 
cọc 
7,2 T 25,5 26,2 34,92 6,08 1,55 24,1 54,9 7,9(11,9)* 6,6 
10 T - - 40.05 - - 35,5 43,6 22,4 8,1 
Chú thích: (*) là số liệu bị nghi ngờ là sai số từ việc hiệu chỉnh máy 
ĐỊA KỸ THUẬT - TRẮC ĐỊA 
Tạp chí KHCN Xây dựng - số 2/2021 61 
Nhận xét: 
Tính toán ứng suất (cả kéo và nén) theo TCVN 
9394:2012 cho kết quả như sau: 
- Đoạn cọc đầu tương đối phù hợp với kết quả đo 
sóng ứng suất tại hiện trường; 
- Đoạn cuối (toàn bộ cọc) thấp hơn đáng kể so 
với kết quả đo sóng tại hiện trường. 
Nguyên nhân có thể do mức độ ảnh hưởng do 
ma sát bên được lấy cao hơn thực tế. Trong trường 
hợp cụ thể của Nhiệt điện Long Phú, khi đóng đoạn 
đầu cọc thì sức kháng của nền là không đáng kể 
nên sự chênh lệch giữa ứng suất nén và ứng suất 
kéo nhỏ hơn so với khi cọc đã được đóng sâu hơn; 
Tính toán theo Warrington cho giá trị ứng suất 
nén tương đối phù hợp với kết quả thực nghiệm. 
Tuy vậy phương pháp này không đưa ra số liệu về 
ứng suất kéo trong cọc. 
5. Kết luận và kiến nghị 
Ứng suất kéo phát sinh trong quá trình đóng cọc 
là một thông số quan trọng, cần được quan tâm 
thỏa đáng ngay từ bước thiết kế để hạn chế những 
sự cố trong quá trình thi công. 
Tính toán khả năng chịu kéo theo TCVN hiện 
tại, bỏ qua cường độ chịu kéo của bê tông cọc dự 
ứng lực là chưa thỏa đáng. Nên xem xét kể đến 
thông số này với một hệ số an toàn thích hợp. 
Việc thiết kế cọc nên đảm bảo không hình thành 
vết nứt trong quá trình vận chuyển, cẩu lắp (làm mất 
khả năng chịu kéo của bê tông cọc). 
Ảnh hưởng về sự thay đổi địa chất là có cơ sở, 
khi mà ứng suất kéo trong cọc khi đóng đoạn cọc 
đầu tiên (chuyển từ lớp cát chặt sang lớp đất yếu) là 
tương đối lớn. Để hạn chế các nguy cơ này, có thể 
giảm chiều cao rơi búa hoặc tăng chiều dày lớp 
đệm. Khi có hiện tượng nứt ngang thân cọc trong 
quá trình đóng, cần thực hiện một trong các biện 
pháp sau để xác định nguyên nhân và giảm thiểu sự 
cố: (1) đo ứng suất trong cọc khi đóng để phát hiện 
ra chính xác nguyên nhân nứt cọc; (2) điều chỉnh lại 
thiết bị đóng cọc bằng cách tăng trọng lượng của 
búa đồng thời giảm độ cứng của miếng đệm; (3) 
tăng khả năng chịu kéo của cọc bằng cách tăng số 
lượng hoặc đường kính cốt thép chịu kéo trong cọc. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
1. ACI 543R. Guide to Design, Manufacture, and 
Installation of Concrete Piles. 
2. FECON (2016). Báo cáo kết quả thí nghiệm PDA để 
tìm ứng suất trong quá trình đóng cọc thử. 
3. FECON (2016). Báo cáo kết quả thí nghiệm biến 
dạng lớn (PDA) cọc BTCT 12HA451, cọc 12HA474. 
4. Hồ Hữu Thắng, Nguyễn Hữu Quyền, Nguyễn Ngọc 
Huy (2016), Báo cáo kết quả thẩm tra thuyết minh 
tính toán và bản vẽ thiết kế cọc bê tông cốt thép dự 
ứng lực. 
5. Long Phu 1 Power Plant Project Management Board, 
(2015), Non-conformance report for piling works of 
boiler foundation Unit 2 (Pile No. 12HA415, 
12HA195). 
6. Rausche, F., Likins, G., Miyasaka, T., Bullock, P., 
(2008), The effect of ram mass on pile stresses and 
pile penetration, The 8th International Conference on 
the Application of stress wave theory to piles, 
Science, Technlogy and Practice. 
7. TCVN 7888:2014, Pretensioned spun concrete piles. 
8. TCVN 5574:2012, Kết cấu bê tông và bê tông cốt 
thép – tiêu chuẩn thiết kế. 
9. TCVN 9394:2012, Đóng và ép cọc – Thi công và 
nghiệm thu. 
10. Warrington (1999), Closed form solution of the wave 
equation for piles, Master of Science Degree, The 
University of Tennessee at Chattanooga, USA. 
11. Ban Dự án nhiệt điện Long Phú PTSC (2016), Báo 
cáo phân tích nguyên nhân và đề xuất các giải pháp 
khắc phục trong công tác sản xuất và thi công cọc. 
Ngày nhận bài:6/5/2021. 
Ngày nhận bài sửa:17/5/2021. 
Ngày chấp nhận đăng:19/5/2021.