Nghiên cứu đặc điểm chịu tải cọc khoan nhồi được mở rộng tiết diện thân

 tải của cọc 
Q theo phƣơng pháp tự cân bằng tƣơng ứng 
với phần trên phần dƣới cọc đều phải xem 
xét đến hệ số chuyển đổi. Căn cứ vào các 
công trình nghiên cứu của tác giả Dai Guo 
Liang – Gongwei Ming trƣờng đại học Đông 
Nam Trung Quốc, các kết quả thực tế cho 
thấy đoạn cọc trên phá hoại đều phát sinh tại 
giao diện giữa đất và cọc, nên sức chịu tải 
của đoạn trên cọc không xem xét khấu trừ 
trọng lƣợng bản thân của đất xung quanh cọc và 
chỉ khấu trừ trọng lƣợng bản thân của cọc, nên: 
tren
duoi duoi
( )p
tren
Q G
Q K Q
K

  (6) 
Trong đó: 
Ktren, Kd oi - hệ số chuyển đổi tải trọng của 
phấn trên và dƣới cọc, (kN); 
Qtren, Qd oi - phân biệt là sức chịu tải phân 
trên và phần dƣới cọc, (kN)； 
Gp - trọng lƣợng bản thân cọc, (kN). 
Thông qua nghiên cứu thực nghiệm, trong 
công trình không xét đến sự ảnh hƣởng lẫn nhau 
giữa đoạn trên và đoạn dƣới cọc. Do đó, đọan 
cọc dƣới hệ số tải trọng Kduoi = 1 có thể thỏa 
mãn yêu cầu với công trình, lúc này hệ số K trên 
có thể ký hiệu lại thành K và công thức (6) có 
thể viết lại nhƣ sau: 
( )tren p
duoi
Q G
Q Q
K

  (7) 
Hai công thức (6) với công thức (7) chính là 
công thức thực hiện việc qui đổi xác định sức 
chịu tải của cọc bằng phƣơng pháp tự cân bằng 
sang phƣơng pháp nén t nh đầu cọc. Khi tải 
trọng thí nghiệm càng lớn thì đƣờng cong Q – S 
càng có độ chính xác cao hơn. Lúc này sức chịu 
tải của cọc đƣợc tính nhƣ sau: 
tren
duoi
( )p
s p
Q G
Q Q Q Q
K

    (8) 
Trên công thức (8) hệ số K nên thông qua 
phƣơng pháp tự cân bằng với phƣơng pháp nén 
t nh cọc so sánh để xác định. 
Bên trên là nguyên lý cơ bản cách qui đổi sức 
chịu tải của cọc đƣợc xác định từ phƣơng pháp 
tự cân bằng sang nén t nh đầu cọc. Nhƣng để 
xác định đƣợc mối quan hệ giữa tải trọng - 
chuyển vị thì cần phải xét đến chuyển vị. Để 
xây dựng đƣợc mối quan hệ này cần có một vài 
giả định sau: 
 Coi trong cùng điều kiện chịu áp lực cọc 
đƣợc phân thành hai đoạn trên và dƣới hộp tải, 
mặt phân cách hai đoạn này là điểm cân bằng, 
thì giá trị ma sát thân cọc trung bình của đoạn 
dƣới qms nhƣ hình 8 thể hiện là: 
Qduoi 0Ap 
 (9) 
Coi chuyển vị đoạn cọc dƣới khi thí nghiệm 
bằng phƣơng pháp tự cân bằng và nén t nh đầu 
cọc là nhƣ nhau (hình 9) thì: 
Sa=Sduoi (10) 
Đoạn cọc trên khi chịu tải bị nén lại một 
khoảng S nhƣ hình 10 thì tải trọng tác dụng 
đầu cọc và thân cọc dẫn đến biến dạng nén 
đàn hồi, nên: 
21 SSS  (11) 
Trong đó: 
1S - biến dạng đàn hồi đoạn cọc trên do lực 
nén Qdƣới, (mm); 
2S - biến dạng nén đàn hồi do đoạn cọc trên 
chịu tải trọng phát sinh do tác dụng ma sát dọc 
thân cọc, (mm). 
Hình 8: Sơ đồ cọc chịu tải trọng n n 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021 51 
Hình 9: Chuyển vị đo n cọc d ới 
a) b) c) 
Hình 10: Biểu đồ phân tích đo n cọc tr n 
khi chịu lực 
 Nhƣ vậy, chuyển vị của cọc đƣợc xác định từ 
phƣơng pháp tự cân bằng đƣợc xác định nhƣ sau: 
duoi
1
p p
Q L
S
E A
  (12) 
2
( )
2
tren p
p p
Q G L
S
KE A

  (13) 
Trong đó: 
 L - chiều dài đoạn cọc trên, (m); 
 Ap - diện tích tiết diện thân cọc (m
2
); 
 Ep - mô đun đàn hồi thân cọc, (kN/m
2
). 
Thay công thức (12) và (13) vào công thức 
(11), ta đƣợc: 
tren duoip
1 2
p p
[(Q G ) 2Q ]
2 A
L
S S S
KE
 
     (14) 
Từ đây có thể xây dựng đƣợc mối quan hệ 
giữa tải trọng và biến dạng Q – S của hai đoạn 
cọc trên, dƣới hộp tải nhƣ hình 11a thể hiện 
thành một đƣờng đƣờng cong quan hệ tƣơng 
ứng với phƣơng pháp nén t nh đầu cọc Q – S 
nhƣ hình 11b. Lúc này công thức qui đổi tải 
trọng và chuyển vị nhƣ sau: 
tren
duoi
pQ G
Q Q
K

  (15) 
S=Sduoi+ S (16) 
Trong hai công thức trên Qdƣới và Sdƣới 
đƣợc xác định trực tiếp bằng cách đo ngoài 
hiện trƣờng. Gp và S thông qua tính toán 
có thể đạt đƣợc. 
Đối với phƣơng pháp tự cân bằng, m i cấp 
gia tải, hộp tải sẽ thông qua các kích thủy lực 
đẩy hai đoạn cọc theo hai phƣơng khác nhau lên 
và xuống với lực bằng nhau. Nhƣng chuyển vị 
của hai đoạn cọc này là không giống nhau. 
Trong quá trình gia tải, chuyển vị tuyệt đối của 
cọc đƣợc xác định ở đỉnh cọc hay đỉnh đoạn cọc 
trên, giá trị này chính bằng giá trị Sdƣới. Do vậy, 
Q trên đƣợc xác định từ đƣờng cong quan hệ Q - 
S nhƣ trên hình 11a thể hiện tƣơng ứng với 
chuyển vị Sdƣới. 
Đối với hệ số qui đổi K, nên thông qua so sánh 
giữa hai phƣơng pháp thí nghiệm truyền thống và 
tự cân bằng. Hai tác giả, Gong Wei Ming, Dai 
Guo Liang thông qua nghiên cứu hơn 130 công 
trình thực nghiệm tiến hành so sánh và đƣa ra giá 
trị K theo các loại đất khác nhau nhƣ sau: 
+ Đối với đất sét K = 0,8; 
+ Đất cát K = 0,7; 
+ Đối với đá K = 1. 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021 52 
S trªn
S d-íi
S trªn
S d-íi
Q d-íiQ d-íi
Q d-íi
S
Q
Q = K(Qtrªn - Gp) + Qd-íi
S = Sd-íi + ?S
(a) (b) 
Hình 11: Đ ng cong quan hệ Q - S xác định t ph ơng pháp tự cân bằng và sau khi đ c qui đổi 
4. ỨNG DỤNG CÔNG TRÌNH THỰC TẾ 
4.1. Điều kiện địa chất công trình 
Cọc sử đƣợc sử dụng cho công trình nhà cao 
tầng gồm hai tầng hầm. Phần ngầm đƣợc thi 
công bằng phƣơng pháp top-down với kết cấu 
tƣờng liền, khung bê tông cốt thép, cọc có cao 
độ đỉnh cọc 24.637m và đáy cọc -24.893. 
Đƣờng kính thân cọc 1.8m và đoạn mở rộng 
thân và đáy có đƣờng kính 3,6m, đáy đoạn mở 
rộng đặt ở cao độ -18,5m, mũi cọc đặt vào lớp 
cát bụi trạng thái chặt. Cụ thể điều kiện địa chất 
khu vực nhƣ sau: 
(1) Lớp 1: Đất lấp màu nâu vàng, chủ yếu là 
đất á sét lẫn đá dăm, trạng thái nửa cứng, bề dày 
phân bố từ 0,50m ~ 4,00m, bề dày trung bình 
2,00m có các chỉ tiêu: w = 22,1%, trọng lƣợng 
thể tích tự nhiên  = 19,9 kN/m3, hệ số r ng e = 
0,644, chỉ số dẻo IP=14,9, IL = 0,15, hệ số nén 
lún a1-2 = 0,16 MPa
-1, chỉ số xuyên tiêu chuẩn 
trung bình N = 5,7 búa. 
(2) Lớp số 2: Á sét màu xám nâu, nâu vàng, 
trạng thái dẻo mềm, bề dày 1,2~10m, chiều dày 
trung bình 6,77m, có các chỉ tiêu: w = 26,2%, 
trọng lƣợng thể tích tự nhiên 
kN/m
3，hệ số r ng e = 0,753, chỉ số dẻo IP=12,7, 
IL = 0.7, hệ số nén lún a1-2 = 0,22 MPa
-1, chỉ số 
xuyên tiêu chuẩn trung bình N = 6.9 búa. 
(3) Lớp số 3: Lớp á sét, màu xám tro, trạng 
thái nửa cứng có bề dày phân bố từ 
2,60~20,00m, bề dày trung bình 11,41m. Có các 
chỉ tiêu: w = 22,3%, trọng lƣợng thể tích tự 
nhiên = 19,6 kN/m3，hệ số r ng e = 0,676, chỉ 
số dẻo IP=16,3, IL = 0,14, hệ số nén lún a1-2 = 
0,13 MPa
-1, chỉ số xuyên tiêu chuẩn trung bình 
N = 17,6 búa. 
(4) Lớp số 3a: Á sét màu xám tro, trạng thái 
dẻo cứng phân bố dƣới dạng thấu kính trong lớp 
số 3 có bề dày 1,70~3.4m, bề dày trung bình 
2,75m. Có các chỉ tiêu: w = 24,2%, trọng lƣợng 
thể tích tự nhiên  = 19,1 kN/m3，hệ số r ng e 
= 0,745, chỉ số dẻo IP=13,8, IL = 0,44, hệ số nén 
lún a1-2 = 0.22 MPa
-1, chỉ số xuyên tiêu chuẩn 
trung bình N = 9,9 búa. 
(5) Lớp số 4: Á sét lẫn ít sạn, màu vàng, vàng 
nhạt, xám tro trạng thái nửa cứng lớp bề dày 
phân bố 1,00~12,6m, trung bình 7,37m. Có các 
chỉ tiêu nhƣ sau: w = 18%, trọng lƣợng thể tích 
tự nhiên  = 20,9 kN/m3，hệ số r ng e = 0,521, 
chỉ số dẻo IP=16,6, IL = 0,09, hệ số nén lún a1-2 
= 0,10 MPa
-1, chỉ số xuyên tiêu chuẩn trung 
bình N = 21 búa. 
(6) Lớp 5: Sét, màu đỏ sẫm ~ đen, lẫn ít sỏi 
sạn, trạng thái nửa cứng, bề dày phân bố 1,10m ~ 
16,9m, trung bình 5,74m. Có các chỉ tiêu nhƣ sau: 
w = 26,5 %, trọng lƣợng thể tích tự nhiên 
19,6 kN/m
3，hệ số r ng e = 0,702, chỉ số dẻo 
IP=16,6, IL =0,18, hệ số nén lún a1-2 = 0,12 MPa
-1
, 
chỉ số xuyên tiêu chuẩn trung bình N = 23 búa. 
(7) Lớp số 5a: Á sét, màu vàng ~ vàng nhạt, 
trạng thái dẻo mềm, tồn tại dƣới dạng thấu kính 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021 53 
trong lớp số 5, bề dày phân bố từ 0,80m ~ 5,00m, 
bề dày trung bình 2,78m. Có các chỉ tiêu nhƣ 
sau: w = 25,4 %, trọng lƣợng thể tích tự nhiên  
= 19,3 kN/m
3，hệ số r ng e = 0,75, chỉ số dẻo 
IP=16,2, IL =0,4, hệ số nén lún a1-2 = 0,21 MPa
-1
, 
chỉ số xuyên tiêu chuẩn trung bình N = 8 búa. 
(8) Lớp số 6: Cát bụi, màu vàng, xám vàng 
lẫn ít hạt bụi, đôi ch có lẫn sỏi, trạng thái chặt 
vừa, bề dày phân bố từ 1,30 m ~ 17,3 m, trung 
bình 12,48m. Có các chỉ tiêu nhƣ sau: 
w = 20,8%, trọng lƣợng thể tích tự nhiên 
 = 20,0 kN/m3, chỉ số xuyên tiêu chuẩn trung 
bình N = 20,6 búa. 
(9) Lớp số 7: Cát bụi, màu vàng, vàng nhạt, 
trạng thái chặt, bề dày trung bình 8,64m. Có các 
chỉ tiêu nhƣ sau: w = 21%, trọng lƣợng thể tích 
tự nhiên  = 20,3 kN/m3, chỉ số xuyên tiêu chuẩn 
trung bình N = 34,2 búa. 
Bảng 1a: Bảng tổng hợp một số các chỉ ti u cơ lý các lớp đất 
Chỉ ti u Ký hiệu Đơn vị Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 3a Lớp 4 
Trọng lƣợng thể tích tự nhiên 0 kN/m
3
 19,9 19,2 19,6 19,1 20,9 
Khối lƣợng riêng ∆ 2,83 2,72 2,74 2,735 2,71 
Độ ẩm tự nhiên W % 22,1 26,2 22,3 24,2 18 
Độ bão hòa Sr % 94 95 91 89 94 
Độ ẩm giới hạn dẻo WP % 20 18,6 20 18,1 18,9 
Độ ẩm giới hạn chảy WL 34,9 31,3 36,3 32 35,5 
Chỉ số dẻo IP % 14,9 12,7 16,3 13,9 16,6 
Độ sệt B 0,15 0,7 0,14 0,44 0,09 
Hệ số r ng eo 0,644 0,753 0,676 0,745 0,521 
Chỉ số nén lún a1-2 Mpa
-1
 0,16 0,22 0,13 0,22 0,1 
Hệ số thấm 
Đứng m/d 0,15 0,0008 0,0007 0,0007 0,02 
Ngang m/d 3 0,0008 0,0007 0,0007 0,1 
Thí nghiệm cắt trực tiếp 
 Độ 12 14 17 15 17 
C KN/m
2
 14 30 50 32 50 
Mô đun biến dạng E MPa 4 7 13,0 8,5 14 
Bảng 1b: Bảng tổng hợp một số các chỉ ti u cơ lý các lớp đất 
Chỉ ti u Ký hiệu Đơn vị Lớp 5 Lóp 5a Lớp 6 Lớp 7 
Trọng lƣợng thể tích tự nhiên 0 kN/m
3
 19,6 19,3 20 20 
Khối lƣợng riêng ∆ 2,688 2,745 2,73 2,72 
Độ ẩm tự nhiên W % 26,5 25,4 20,8 21 
Độ bão hòa Sr % 96 93 98 98 
Độ ẩm giới hạn dẻo WP % 22,6 19,2 / / 
Độ ẩm giới hạn chảy WL % 40,4 35,4 / / 
Chỉ số dẻo IP % 17,8 19,2 / / 
Độ sệt B 0,18 0,4 / / 
Hệ số r ng eo 0,702 0,750 0,617 0,617 
Chỉ số nén lún a1-2 Mpa
-1
 0,12 0,21 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021 54 
Hệ số thấm 
Đứng m/d 0,05 0,0007 
Ngang m/d 0,2 0,0008 
Cắt trực tiếp 
 Độ 18 14 25 27 
C KN/m
2
 50 30 9 10 
Mô đun biến dạng E MPa 15 8,5 17 22 
4.2. Tham số tính toán cho cọc 
Căn cứ vào kết quả thí nghiệm trong phòng thí nghiệm kết quả cho các tham số tính toán cọc nhƣ sau: 
Bảng 3.2: Bảng các tham số tính toán cho cọc 
Ký 
hiệu 
lớp 
Tên lớp 
đất 
Thí nghiệm 
trong phòng 
Kết quả thí nghiệm 
 xuyên tiêu chuẩn 
Giá trị kinh 
nghiệm 
Giá trị lựa 
chọn 
Sức chịu 
tải qui 
ƣớc 
Sức chịu 
tải giới 
hạn 
fak 
(kPa) 
Es 
(MPa) 
N30 
(búa) 
fak 
(kPa) 
Es 
(MPa) 
fak (kPa) 
Es 
(MPa) 
fak 
(kPa) 
Es 
(MPa) 
fak (kPa) 
qu 
(MPa) 
1 Đ ất lấp 130 10 5,7 / / 90~120 3~4,5 110 4 110 210 
2 Á sét 180 8 6,9 158 9,9 140~160 6~8 150 7 255 470 
3 Á sét 470 13,1 17,6 468 18,6 360~400 13~15 360 13 410 790 
3a Á sét 200 8,1 9,9 227 12,9 230~260 8~10 230 8,5 280 520 
4 Á sét lẫn 
 ít sạn 
620 15,5 21 570 22 370~400 14~15 370 14 420 810 
5 Sét, lẫn 
 ít sạn 
430 14,5 23 610 23 400~430 15~16,5 400 15 430 830 
5a Á sét 200 8,8 8 180 11 180~230 8,5~10 180 8,5 260 500 
6 Cát bụ i 20,6 204 18,4 180~200 16~18 190 17 110 220 
7 Cát bụ i 34,2 267 24,7 230~250 21~23 240 22 200 400 
Đối với cọc thí nghiệm, đƣờng kính thân cọc 
1.8m đƣợc mở rộng thân ở hai vị trí với đƣờng kính 
mở rộng là 3,6m. Áp dụng công thức (4) ta đƣợc: 
u 12985ksk si sik i sj j jQ q l u q D N     
6011pk pk pk pQ q A kN   
6781kbk b b bk bQ q A N   
Nhƣ vậy, sức chịu tải của cọc là: 
25777uk sk pk bkQ Q Q Q kN   
Bảng 3: Bảng tham số tính toán cọc 
Chiều sâu lớp đất(m) Tên lớp qsik(kPa)
qbk (kPa) si / b b 
24,637m~7,689m Á sét 54 / 0,85/ / 
7,689m~0,95m Á sét 80 / 0,85/ / 
0,95m~-6,85m Á sét 86 / 0,763/ / 
-6,85m~-12,67m Sét lẫn ít sạn, sỏi 72 / 0,763/ / 
-12,67m~-18,5m Cát bụi / 1000 /0,606 1,3/ 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021 55 
-18,5m~-22,683m Cát bụi 72 / 0,763/ / 
-22,683~-24,893 Cát bụi 72 1000 0,606/0,606 /1,1 
4.3. Kết quả thí nghiệm hiện trƣờng 
4.3.1. Sức chịu tải của cọc 
Cọc thí nghiệm có đƣờng kính 1.8m đƣợc 
mở rộng ở hai vị trí thân cọc đƣờng kính 3.6m 
tại chiều sâu 37m, cọc sử dụng bê tông C35 và 
sức chịu tải thiết kế 10450 kN. Phƣơng pháp thí 
nghiệm đƣợc sử dụng là phƣơng pháp tự cân 
bằng. Căn cứ vào kết quả công thức kinh 
nghiệm vị trí hộp tải trọng đƣợc đặt ở độ sâu 
cách mũi cọc 6m. Tải trọng thí nghiệm 
(2x10500 kN), đƣợc chia thành 15 cấp gia tải. 
Tuy nhiên, để đánh giá sức chịu tải giới hạn của 
cọc, sau khi kết thúc 15 cấp tiếp tục gia tải cho 
hết năng lực của kích đặt trong hộp tải gồm 18 
cấp, với cấp gia tải cuối cùng là 12600 kN. Kết 
quả thí nghiệm cho thấy sức chịu tải giới hạn 
của cọc đạt 24960 kN, tƣơng ứng với chuyển vị 
là 15,94mm, đƣờng cong quan hệ p~s đƣợc thể 
hiện dƣới các hình 12 và 13. 
Hình 12: Kết quả quan tr c quan hệ 
đ ng cong P~s 
Hình 13: Đ ng cong chuyển đổi 
về tải trọng đầu cọc 
4.3.2. Kết quả đo lực dọc tr c thân cọc 
Kết quả đo lực dọc trục thân cọc theo độ sâu 
đƣợc thể hiện trên hình 14. Từ hình này cho 
thấy ở cấp gia tải đầu tiên từ độ sâu 8m trở 
xuống, tại các vị trí mặt cắt đặt đầu đo lực dọc 
trục không có sự thay đổi nhiều. Khi cấp gia tải 
tăng dần, thì xu hƣớng xuất hiện các đƣờng gấp 
khúc rõ nét hơn, đặc biệt khi cấp gia tải 11200 
kN thì sự gãy khúc của biểu đồ càng thể hiện rõ 
nét. Lực dọc trục thân cọc và ma sát thân cọc 
tính từ mặt cắt các đầu đo trở lên cùng chịu tải 
trọng từ đầu cọc truyền xuống, do đó hai lực 
này có một mối quan hệ nhất định, giá trị lớn 
nhỏ của ma sát thân cọc phản ánh sự thay đổi 
lực dọc thân cọc. 
Cũng từ biểu đồ hình 14 cho thấy, khi tải 
trọng tác dụng lên thân cọc tăng dần, đoạn cọc 
trên vị trí đƣợc mở rộng và mũi cọc cũng dần 
phát huy. Ở giai đoạn đầu gia tải, đoạn cọc mở 
rộng phát huy khoảng 4,5%, nhƣng khi đạt đến 
trạng thái giới hạn thì tỉ lệ này tăng lên đến 
khoảng 15%. Sau khi toàn bộ sức kháng đoạn 
này đƣợc phát huy, thì ma sát dọc thân cọc gần 
nhƣ không thay đổi mà lực dọc trục truyền tiếp 
xuống mũi cọc và đoạn cọc phía trên vị trí mở 
rộng thân cọc chịu đến 19% tải trọng. Điều này 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021 56 
cho thấy ma sát thân cọc đoạn phía trên vị trí 
mở rộng thân cọc và đoạn mở rộng thân cọc 
đƣợc phát huy toàn bộ. Trên biểu đồ thấy rõ tại 
vị trí mở rộng thân cọc đƣờng biểu đồ khá thoải, 
sau khi phát huy hết thì sức kháng mũi cọc mới 
đƣợc phát huy, đƣờng biểu đồ là dốc hơn, giá trị 
sức kháng tại mũi cọc và sức kháng tại vị trí mở 
rộng thân cọc chênh lệch không đáng kể. 
Hình 14: Lực phân bố dọc thân cọc 
 theo các cấp gia tải 
4.3.3. Ma sát thân cọc và chuyển vị 
Từ kết quả đo sức kháng thân cọc theo chều 
sâu (hình 15) có thể thấy rằng, cùng với sự tăng 
lên do tải trọng ngoài, sức kháng thân dần tăng 
lên. Tại vị trí gia tải sức kháng thân bắt đầu phát 
huy tác dụng, sau đo dần dần phát huy ra các vị 
trí xa hơn. Điều này có thể khẳng định khi các 
lớp đất chƣa đạt tới giá trị giới hạn thì đã bắt 
đầu truyền tải trọng sang lớp đất liền kề, ngh a 
là sức kháng thân cọc có liên quan đến sự dịch 
chuyển tƣơng đối giữa cọc và đất. 
Hình 15: Sức kháng thân cọc phân bố 
theo chiều sâu 
Hình 16: Biểu đồ quan hệ sức kháng thân 
của cọc và chuyển vị 
Từ biểu đồ quan hệ hình 16 cho thấy sức 
kháng thân tăng lên cùng với sự tăng lên chuyển 
vị tƣơng đối giữa thân cọc và đất, tức là sự phát 
huy sức kháng thành quyết định đến chuyển vị 
tƣơng đối giữa cọc và đất. Cũng từ biểu đồ cho 
thấy các lớp đất bên trên, khi bắt đầu gia tải 
chuyển vị tƣơng đối của các lớp đất với cọc là 
tƣơng đối nhỏ, thậm chí là chƣa phát huy, chỉ 
khi cấp gia tải lớn, thì ma sát giữa cọc và đất 
mới đạt đến giá trị cực hạn. Điều này cho thấy 
kết quả hoàn toàn phù hợp với lý luận và sự làm 
việc thực tế của cọc. 
4.3.4. Phân tích sức kháng t i vị trí mở rộng 
thân và đáy 
Từ hình 17 cho thấy, khi bắt đầu gia tải đầu 
cọc, lúc này ma sát giữa thân cọc và đất đƣợc 
phát huy, khi tải trọng tăng dần lên tỉ lệ chiếm 
toàn bộ sức kháng do ma sát thân cọc và đất 
giảm dần. Có thể thấy phân thành 3 giai đoạn: 
Giai đoạn thứ 1 tải trọng gia tải từ 0 ~ 8500 kN, 
sức kháng thân gần nhƣ chịu toàn bộ tải trọng, 
lúc này thì đoạn mở rộng thân cọc chƣa phát 
huy tác dụng; Giai đoạn thứ 2 từ 8500kN đến 
15400 kN, sức kháng đầu đoạn mở rộng thân 
cọc bắt đầu phát huy tác dụng và cùng với sức 
kháng thân chịu toàn bộ tải trọng; Giai đoạn 3 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021 57 
khi tải trọng gia tải đầu cọc vƣợt quá 15400 kN 
lúc này tải trọng đoạn mở rộng thân bắt đầu phát 
huy, tỉ lệ do sức kháng thân chịu không có sự 
thay đổi, biểu đồ thể hiện đoạn này gần nhƣ một 
đƣờng thẳng. 
Hình 17: Biểu đồ tỉ lệ phần trăm sức 
 kháng thân theo cấp gia tải 
Hình 18: Tỉ lệ phần trăm sức kháng của đo n 
mở rộng đ ng kính thân theo các cấp gia tải 
Hình 18 thể hiện ở giai đoạn đầu sức kháng 
do đoạn mở rộng thân chƣa đƣợc phát huy chỉ 
do sức kháng thân gánh chịu nhƣng khi tải trọng 
thí nghiệm lên đến 8500 kN thì bắt đầu phát huy 
và khi tải trọng đầu cọc tác dụng tăng lên đến 
giá trị 11400 kN thì lúc này tỉ lệ này là 15,0%. 
Khi tải trọng đầu cọc lớn 15400kN thì sức 
kháng của đoạn mở rộng đƣợc phát huy khá rõ 
rệt, tỉ lệ chiếm sức kháng đoạn này không 
ngừng tăng. Sau cấp gia tải này thì phần không 
đƣợc mở rộng thân ở bên dƣới bắt đầu chịu tải 
và sức kháng đoạn mở rộng thân cọc tăng lên 
nhỏ dần. 
5. KẾT LUẬN 
Từ kết quả nghiên cứu cho thấy, dƣới tác 
dụng của tải trọng của công trình, ban đầu ma 
sát thân cọc đƣợc phát huy, sau khi đạt đến giá 
trị cực hạn, thì tải trọng bắt đầu truyền vào đoạn 
mở rộng tiết diện thân. Chỉ khi nào sức kháng 
do đoạn mở rộng tiết diện phát huy hết thì tải 
trọng mới truyền xuống mũi cọc. Điều này là do 
thân cọc đƣợc mở rộng tựa vào lớp trung gian 
tƣơng đối tốt và lợi dụng đƣợc sức chịu tải của 
lớp này. Chính vì vậy, giúp cho cọc giảm đƣợc 
độ lún, sức chịu tải tăng lên đáng kể so với cọc 
thông thƣờng có cùng độ sâu. Đặc biệt, trong 
điều kiện lớp dƣới mũi cọc là lớp đất đá cứng 
gây khó khăn sẽ giúp giảm chiều sâu ngàm của 
cọc đem lại hiệu quả cả về mặt thời gian thi 
công và kinh tế. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
[1]. Shen BaoHan, Preliminary test of 
vertical static load of multi-section reamed 
bored pile.China Academy of Building 
Research, 1978(5): 28-43. 
[2]. Shen BaoHan. Evaluation of the vertical 
bearing capacity of multi-section reamed bored 
piles. The third academic conference on soil 
mechanics and foundation engineering. China 
Construction Industry Press, 1981. 
[3]. Shen BaoHan. A New Method to 
Evaluate the Working Characteristics of Pile 
P/Pu-S/Su Curve Method.Construction 
Technology Developmen 1994(2):11-21. 
[4]. Xing ShaDong. Research on the bearing 
mechanism of DX multi-section squeeze-
expanded cast-in-place pile. Ocean University 
of China, Master Thesis， 2004. 
[5]. Yang Zhi Long. Research on Vertical 
Bearing Capacity of Single Squeezed Branch 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3 - 2021 58 
Pile. Tianjin University, Master thesis,1998. 
[6]. Hu LinZhong、Shi HongLin, Wang 
LiHua. Application and Experimental 
Research of Bored and Squeezed Branch 
Pile. Journal of HeFei University of 
Technology, 1997(8): 95-102. 
[7]. Qin ZongFu. Construction Technology of 
Concave-Convex Bored Pile. Buiding 
Construction, 1996(1). 
[8]. Xu FuGui, Gu JianSheng. Application of 
Multi-under Reamed Pile in Soft Soil. West-
china Exploration Engineering, 1997(4)。 
[9]. Gao WenSheng, Wang FuLin. AM 
Construction Method Rotary Excavation 
Expanded Bottom Filling Pile. Technical 
Development of pile foundation technical 
(2005). 
[10]. JGJ94 - 2008, Technical code for 
building pile foundation, 2008. 
[11]. Gong WeiMing, Dai GuoLiang. Self 
Balanced Loading Test for Pile Bearing 
Capacity. Chinese Journal Geotechnical 
Engineering, 2002, 23(1): 82~88. 
[12]. Gong WeiMing, Dai GuoLiang. Self-
balance Test Technology of Pile Bearing 
Capacity and Engineering Applications. China 
Construction Industry Press, 2013. 
Ng i phản biện: PGS,TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG