Nghiên cứu sự tương tác giữa kết cấu - đất nền cho mố cầu được xây dựng trên móng cọc qua nền đất yếu từ mô phỏng số 3D

, và 
(Branbsy and Springman, 1996) đã định nghĩa 
ứng xử của đất sét bằng một mơ hình phức tạp 
thay thế gọi là SDMCC(Strain Dependent 
Modified Cam-Clay). 
Một trong những mục tiêu của bài báo này là 
sử dụng phần mềm phần tử hữu hạn cĩ sẵn và 
các mơ hình đất để phân tích cho các vấn đề mố 
cầu. Mơ hình khơng gian 3 chiều được tiếp cận 
và sử dụng để tránh sử dụng phương pháp tương 
đương 2D của Randolph. Springman đã cĩ 
những nghiên cứu về phần mềm FE 3D với một 
số kết quả thành cơng đã cung cấp một cái nhìn 
lạc quan trong việc sử dụng những phần mềm 
FE sẵn cĩ. Plaxis 3D V2.1 được lựa chọn để 
phân tích trong nghiên cứu này. 
Các dữ liệu thí nghiệm từ 4 thí nghiệm ly tâm 
khác nhau (centrifuge tests)(Ellis EA, 1997) đã 
được sử dụng như là một kết quả tham khảo. 
Kết quả mơ phỏng số (FE) cho chuyển vị đứng 
và chuyển vị ngang của nền đất, chuyển vị 
ngang và momen uốn của cọc, momen uốn của 
tường mố là được trình bày trong bài báo này. 
2. MƠ HÌNH THÍ NGHIỆM VÀ MƠ 
PHỎNG SỐ 3D 
2.1. Mơ hình thí nghiệm 
4 thí nghiệm centrifuge (EAE4-EAE5-EAE6-
EAE7) đã được tiến hành để nghiên cứu ảnh 
hưởng của chiều dày của lớp sét và tỷ lệ chiều 
cao nền đắp xây dựng sau lưng tường mố cầu. 
Việc thốt nước thẳng đứng đã được sử dụng 
trong tồn bộ thí nghiệm nhưng một trong 
những mục đích là để đẩy nhanh quá trình phân 
tán áp lực nước lỗ rỗng. (Ellis ,1997), (Ellis and 
Springman, 2001) đã mơ tả chi tiết của chương 
trình thí nghiệm, những hướng dẫn và quá trình 
mơ hình.Thời kỳ cố kết cuối cùng được tính 
tốn là 1000 ngày kể từ lúc bắt đầu xây dựng 
(tương đương 2.4h đối với tỷ lệ của mơ hình) 
cho tồn bộ thí nghiệm. 
2.2. Mơ hình phần tử hữu hạn (FE Model) 
Tồn bộ bốn mơ hình thí nghiệm centrifuge 
(EAE4-EAE5-EAE6-EAE7) đã được mơ hình 
và phân tích với việc sử dụng phần mềm FE 
Plaxis 3D Foundation v2.1(Brinkgreve, 1997). 
Sơ đồ địa chất, các phần tử kết cấu và thốt 
nước thẳng đứng được minh họa trên hình 2. 
2.3. Các lớp đất 
Mơ hình đất Morh-coulomb đàn hồi dẻo 
tuyến tính được lựa chọn cho nền đất đắp, lớp 
đệm cát và lớp đất tốt như được đề xuất bởi 
(Kelesoglu and Springman, 2011). Cơ bản dựa 
trên các khuyến nghị của (Ellis, 1997) và 
(Stroud, 1971) về việc mơ hình cường độ của 
lớp đất đắp và lớp đất tốt với gĩc ma sát là 350. 
Độ cứng của các lớp đất ở đây được định nghĩa 
là sử dụng giá trị của modulus kháng cắt đạt 
được từ mối quan hệ hyper-bolic dựa trên mức 
độ biến dạng dự đốn và tỷ lệ tăng ứng suất hiệu 
quả theo chiều sâu đã được cố định. (Ellis and 
Springman, 2001) đã biến đổi cơng thức Boltons 
để dự tính modulus đàn hồi lớn nhất và dữ liệu 
từ Isawaki et al. cũng đã được sử dụng để xác 
định sự thay đổi modulus kháng cắt theo sự tăng 
biến dạng cắt. Gs (MN/m
2) = 10+3z với z là 
chiều sâu thẳng đứng tính từ đỉnh lớp sét (m). 
Modulus của đất đắp được định nghĩa như 
Ge(MN/m
2) = 4+0.5Z với Z tính từ bề mặt nền 
đắp và các giá trị này được sử dụng trong mơ 
hình 3D. Hệ số poison được chọn bằng 0.3 và 
dung trọng đơn vị của đắt đắp là 17.5kN/m3 
Lớp đất sét yếu được mơ hình theo cả 
Hardening soil (HS) và mơ hình Soft soil creep. 
(Ellis,1997) đã cung cấp thơng số cho cả hai mơ 
hình trong bảng 1. Tỷ lệ Cα/Cc được xác định 
nằm giữa 0.012 và 0.015, ở đây Cα và Cc tương 
ứng là các chỉ số nén cố kết sơ cấp và thứ cấp. 
2.4. Mơ hình ứng suất ban đầu và các giai 
đoạn gia tải 
Hệ số quá cố kết OCR đạt được ở giữa lớp 
sét dày 6m và 10m lần lượt tương ứng là 6.5 và 
4.9. Lớp đệm cát, thốt nước thẳng đứng (bấc 
thấm), kết cấu được phân tích theo giai đoạn. 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MƠI TRƯỜNG - SỐ 53 (6/2016) 103
Đài cọc
cọc
8.
0
6.
0-
10
.0
10
.0
-1
4.
0
1.
0
Thoát nước thẳng đứng
Tường mố
 Cọc
Mực nước
 PPT1
 PPT2
 PPT3
 PPT4
 PPT5
30.0
Đất
sét yếu
Đất tốt
Đất đắp
Đệm cát
Tường mố1.27 0.635
2
.0
2
.5
2
.0
2
.5
3.1 6.7 6.7 3.1
Đài cọc
 b) Mặt bằng của cọc và tường 
c) Các sơ đồ thí nghiệm 
Test Code 
bởi Ellis 
Chiều dày 
lớp sét (m) 
Thốt 
nước 
Thời gian cố 
kết (ngày) 
EAE4 6.0 Cĩ 21 
EAE5 6.0 Cĩ 210 
EAE6 10.0 Khơng 21 
EAE7 10.0 cĩ 210 
Hình 2. Trình bày sơ lược mơ hình thí nghiệm centrifuge (mơ hình gốc của Ellis,1997) 
2.5. Các phần tử kết cấu 
Momen quán tính của các phần tử cọc, mũ 
cọc và tường mố lần lượt tương ứng là 0.073, 
0.0833, 0.0213 m4. Giá trị Young modulus được 
sử dụng cho vật liệu kết cấu là 70GN/m2, độ 
cứng chống uốn là được tính tốn lần lượt là 
5.11, 5.83, và 1.49 GNm2 cho cọc, đài cọc và 
tường mố; những giá trị này tương đối hợp lý 
với các giá trị tương đương cho kết cấu bê tơng 
cốt thép theo mơ hình thực. 
Hình 3. Mơ hình phân tích trong phần mềm FE Plaxis 3D Foundation v2.1 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MƠI TRƯỜNG - SỐ 53 (6/2016) 104
Bảng 1. Các thơng số của đất và kết cấu được sử dụng trong phân tích số FE 
 γ(kN/m3) kx, kz(m/s) ky (m/s) Cc Cs Cα einit c' (kPa) φ' (
o) ψ (o) υ 
Lớp Sét 16.6 2.66x10-9 1.33x10-9 0.43 0.07 0.006 1.33 1.0 23 0.0 0.35 
 γ(kN/m3) kx, kz , ky (m/s) E
*
ref (kPa) Einc (kPa) einit c' (kPa) φ' (
o) ψ (o) υ 
Đất Cát 19.5 Drain material 26.0/57.0 7.8 0.67 1.0 35 5 0.3 
Đất đắp 17.5 Drain material 10.5 1.3 0.50 1.0 35 5 0.3 
3. CÁC KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU 
3.1. Sự phân bố ứng suất và chuyển vị 
Hình 4a và 4b đã thể hiện vùng bao của 
biến dạng và chuyển vị ở thời điểm cuối của 
quá trình xây dựng và quá trình cố kết tương 
ứng. Kết quả cho phép đưa đến một số kết 
luận rằng: Hiệu ứng vịm đã phát triển bao 
quanh cả lớp cát phía trên lớp sét và là nguyên 
nhân làm giảm ứng suất theo phương ngang 
dưới nĩ. 
 a) EAE5 
 b)EAE6 
 c) EAE7 
 d) EAE7 
Hình 4. Sự phân bố ứng suất và chuyển vị đứng trong các trường hợp EAE5-EAE6-EAE7 
Các biểu đồ bao chuyển vị trên hình 4 đã thể 
hiện sự khác biệt trong việc phân bố ứng suất 
giữa các mơ hình. Với mơ hình EAE5, cơ chế 
phân bố ứng suất tập trung nhiều nhất vào gần 
khu vực gần mố cầu nhưng khi chiều dày lớp sét 
tăng lên thì sự phát triển ứng suất về chiều sâu 
càng lớn thay thế cho sự phát triển về bề rộng 
(EAE7). Ngược lại, sự phát triển ứng suất tập 
trung mạnh theo hướng đẩy dồn về phía mố cầu 
trong mơ hình khơng cĩ thốt nước (EAE6). 
Trong khi đĩ, chuyển vị ngang xuất hiện lớn 
nhất lại tập trung tại vị trí tường chắn của mố 
Vùng chuyển vị 
đứng nhiều nhất 
Vùng chuyển vị 
đứng nhiều nhất 
Vùng chuyển vị 
dốc về phía mố cầu 
Vùng chuyển vị 
ngang nhiều nhất 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MƠI TRƯỜNG - SỐ 53 (6/2016) 105
cầu và biều đồ chuyển vị khá gần với biểu đồ 
momen uốn của tường chắn (hình 4d). 
3.2. Chuyển vị ngang của cọc 
Hình 5 thể hiện kết quả sơ lược về chuyển vị 
ngang của cọc từ dữ liệu thí nghiệm centrifuge 
và phần mềm Plaxis 3D cho hàng cọc phía trước 
(front row) xuyên qua các lớp sét dày 6m và 
10m ở cuối giai doạn xây dựng (21 ngày) và ở 
cuối giai đoạn cố kết (1000 ngày) tương ứng. 
Tuy nhiên đã cĩ một sự sai khác nhiều giữa kết 
quả tính tốn (Plaxis 3D) và đo đạc (centrifuge) 
cho chuyển vị ngang đầu cọc. Sự khác biệt giữa 
hai kết quả tính tốn và đo đạc chuyển vị ngang 
đầu cọc là khoảng 5065%, điều này là cĩ một 
mối liên kết chặt chẽ với chuyển vị ngang của 
đất (5060%). Mơ hình đất đẳng hướng khơng 
đầy đủ SSC đã ảnh hưởng mạnh mẽ đến việc 
tính tốn chuyển vị ngang đầu cọc khi mơ 
phỏng nền đất sét ứng xử dị hướng. 
Giá trị chuyển vị trên hình 5 cũng cho thấy 
chuyển vị ngang đầu cọc trong trường hợp 
khơng thốt nước (EAE6) là cao hơn đáng kể so 
với mơ hình thốt nước (EAE4) ở cả thời điểm 
cuối giai đoạn xây dựng và giai đoạn cố kết, 
trong khoảng như sau: (64% - centrifuge - 21 
ngày), (46% - Plaxis - 1000 ngày), (50% -
centrifuge-1000 ngày), (35% - Plaxis - 1000 
ngày). Bên cạnh đĩ, trong mơ hình khơng thốt 
nước (EAE6), chuyển vị đầu cọc là lớn hơn do 
sự phân bố ứng suất dốc phía mố cầu và vị trí 
trục trung hịa nằm trong chiều sâu từ 12-16m 
đối với cả mơ hình EAE4 và EAE6. Kết quả này 
cĩ một sự phù hợp tốt với biểu đồ phân bố ứng 
suất trong hình 5. 
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-2 0 2 4 6 8 10 12 14
EAE4-Chuyển vị ngang đầu cọc (cm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 21
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 21
Plaxis_day 1000
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-2 2 6 10 14 18 22 26 30
EAE6-Chuyển vị ngang đầu cọc (cm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 21
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 21
Plaxis_day 1000
Hình 5. Chuyển vị ngang đầu cọc cho trường hợp EAE4 và EAE6 
3.3. Momen uốn của cọc 
Momen uốn của hàng cọc trước và hàng cọc 
sau trong mố cầu đạt được từ hai phương pháp 
khác nhau (centrifuge-Plaxis 3D) là được gửi 
đến trong hình 6 cho quá trình đắp nhanh và đắp 
chậm tương ứng, cũng như cho thởi điểm cuối 
giai đoạn xây dựng và cố kết. Khơng giống như 
kết quả trước đây (sự phân bố áp lực nước lỗ 
rỗng, chuyển vị ngang của đất hay của cọc), sự 
phân bố momen uốn của cọc theo kết quả đo 
dạc và tính tốn là khá tương tự. Các kết quả thí 
nghiệm centrifuge thể hiện rằng momen uốn của 
cọc cĩ mối liện hệ chặt chẽ với nền đất sét yếu 
và nền đất tốt phía dưới mũi cọc. 
Thêm vào đĩ, giá trị momen uốn lớn nhất là 
cao hơn ở hàng cọc phía sau (rear row) so với 
hàng cọc phía trước (front pile) trong tất cả các 
kết quả tính tốn. Điều này đã bị ảnh hưởng bởi 
vì trị số lực cắt ở trên đỉnh của hàng cọc sau cao 
hơn hàng cọc trước và vì áp lực đất bị động 
trong lớp sét. Giá trị momen uốn ở trên đỉnh cọc 
đã tăng lên vào cuối giai đoạn cố kết 4356% 
cho nền sét dày 6m và 2253% cho nền sét 
dày 10m, đắp nhanh. Mức tăng này là khoảng 
1622% cho nền đắp chậm, trong khi giá trị 
momen uốn ở cuối giai đoạn cố kết trong mơ 
hình đắp chậm lại nhỏ hơn so với mơ hình đắp 
nhanh. Vị trí trục trung hịa gần như nằm tại ví 
trị 6-7m trong tất cả các biểu đồ. Mặc dù kết 
quả chuyển vị ngang cĩ sự khác biệt đáng kể thì 
giá trị momen uốn lại cĩ sự phù hợp chặt chẽ 
giữa kết quả tính tốn và đo đạc. 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MƠI TRƯỜNG - SỐ 53 (6/2016) 106
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-6 -3 0 3 6 9
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 21
Plaxis_day 21
EAE4
front pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-6 -3 0 3 6 9 12
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 1000
EAE4
front pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-6 -3 0 3 6 9
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 21
Plaxis_day 21
EAE4
rear pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-6 -3 0 3 6 9 12
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 1000
EAE4
rear pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-9 -6 -3 0 3 6 9 12
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 21
Plaxis_day 21
EAE6
front pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 1000
EAE6
front pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-9 -6 -3 0 3 6 9 12 15
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 21
Plaxis_day 21
EAE6
rear pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 1000
EAE6
rear pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-6 -3 0 3 6 9
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 21
Plaxis_day 21
EAE5
front pile
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MƠI TRƯỜNG - SỐ 53 (6/2016) 107
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-6 -3 0 3 6 9
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 1000
EAE5
front pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-6 -3 0 3 6 9 12
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i c
ọ
c 
(m
)
Centrifuge_day 21
Plaxis_day 21
EAE5
rear pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-6 -3 0 3 6 9 12
Momen uốn của cọc (MNm))
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 1000
EAE5
rear pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-9 -6 -3 0 3 6 9
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 21
Plaxis_day 21
EAE7
front pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-12 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18
Momen uốn của cọc (MNm)
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 1000
EAE7
front pile
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
-1
2 -9 -6 -3 0 3 6 9 12 15 18
Momen uốn của cọc (MNm))
C
h
iề
u
 d
à
i 
c
ọ
c
 (
m
)
Centrifuge_day 1000
Plaxis_day 1000
EAE7
rear pile
Hình 6. Momen uốn của cọc cho mơ hình đắp nhanh EAE4-EAE6(21 ngày) và đắp chậm 
EAE5-EAE7 (210 ngày) ở thời điểm 21 ngày và 1000 ngày 
4. NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA 
CÁC THƠNG SỐ TRONG MƠ HÌNH 
Trong một số trường hợp, sự thiếu chính xác 
trong việc dự tính các thơng số của đất cĩ thể 
dẫn đến sự khác biệt về kết quả giữa tính tốn 
và đo đạc trở nên nhiều hơn. Do đĩ, một nghiên 
cứu dựa trên một tỷ lệ thu nhỏ đã được tiến 
hành để xem xét mức độ ảnh hưởng của các 
thống số đất nền đến kết quả chuyển vị, momen 
uốn của cọc và đất nền. Trong đĩ, mơ hình 
EAE6 được lựa chọn như một mơ hình tham 
khảo, ở đây các thơng số về cường độ và độ 
cứng của nền đắp, của nền sét yếu và lớp đất tốt 
sẽ được thay đổi để xem xét. 
 Độ cứng của nền đắp đã được định nghĩa 
theo Ge=4+0.5Z (MN/m
2), ở đây Ge là mơ đun 
kháng cắt của vật liệu nền đắp và tăng tuyến 
tính theo chiều sâu. Khi mơ đun kháng cắt thay 
đổi từ 4 đến 8 MN/m2 thì chuyển vị ngang của 
lớp sét yếu, cọc, tường mố và momen uốn của 
cọc đã tăng lên trong khoảng 3 đến 7%. Kết quả 
này cũng đạt được tương tự khi thay thế gĩc 
trương nở ψ từ 50 lên 100. 
 Chỉ số nén thứ cấp của đất sét đã cĩ một 
ảnh hưởng đáng kể lên chuyển vị ngang của nền 
đất. Nếu như chỉ số Cα tăng lên 3 lần so với giá 
trị ban đầu (Cα=0.0018) thì chuyển vị ngang của 
đất và cọc trong phân tích số đã tăng lên, vươn 
đến giá trị gần với thí nghiệm centrifuge. 
Chuyển vị ngang đầu cọc đã tăng lên đến 32% 
(từ 15.9 lên 21.1cm) và chuyển vị ngang của 
nền đất tăng 58% (từ 23.8 lên 37.7cm). 
 (Ellis, 1997) đã định nghĩa độ cứng của 
nền đất tốt sử dụng phương trình cân bằng 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MƠI TRƯỜNG - SỐ 53 (6/2016) 108
Gs=10+3Z (MN/m
2). Nghiên cứu ở đây đã được 
tiến hành để xem xét ảnh hưởng của cả giá trị độ 
cứng ban đầu (10MN/m2) và giá trị thay đổi 
theo chiều sâu (3Z). Kết quả cho thấy cả hai giá 
trị này đều cĩ ảnh hưởng đến chuyển vị ngang 
của đất và cọc. Việc giảm giá trị độ cứng ban 
đầu cĩ thể dẫn đến chuyển vị ngang tăng lên 
(10%), trong khi đĩ trị số 3Z chỉ ảnh hưởng 
khoảng 3%. 
 Những thảo luận ở trên đã xác nhận sự 
thiếu chính xác trong việc dự tính chuyển vị của 
nền đất-cọc và momen uốn của cọc khi sử dựng 
các mơ hình đất nền đơn giản. Tuy nhiên, nĩ là 
rõ ràng rằng việc tính tốn hợp lý các thơng số 
độ cứng và cường độ của nền đất tốt cĩ thể 
mang lại kết quả tốt hơn khi so sánh với dữ liệu 
từ centrifuge (10%). 
5. KẾT LUẬN 
Một số kết luận tĩm tắt của bài báo sau khi 
phân tích, so sánh và thảo luận kết quả như sau: 
- Khơng chỉ duy nhất chuyển vị ngang của 
nền đất mà giá trị chuyển vị ngang của cọc từ 
mơ phỏng số cũng nhỏ hơn so với giá trị đo đạc. 
Bởi vì trong mơ hình đã giả thiết là khơng cĩ sự 
xoay nghiêng ở đầu cọc. Một kết quả thích hợp 
hơn cĩ thể đạt được nếu bổ sung thêm điều kiện 
này vào mơ hình. 
- Kết quả mơ hình số đã cho thấy rằng hiệu 
ứng vịm đã cĩ một tác động đáng kể đến sự 
phân bố tải trọng dọc theo thân lưng tường mố 
trong thời kỳ dài hạn. 
- Nghiên cứu ảnh hưởng của các thơng số đã 
cho thấy giá trị chỉ số nén thứ cấp của lớp sét 
yếu và độ cứng của nền đất tốt cĩ một ảnh 
hưởng đáng kể lên chuyển vị cọc-đất và momen 
uốn của cọc, do đĩ việc sử dụng giá trị này thích 
hợp sẽ mang lại kết quả phù hợp hơn với ứng xử 
thực tế của hệ. 
- Sự phân bố momen uốn trên các hàng cọc 
trước và sau là cĩ sự phù hợp tốt với dự liệu thí 
nghiệm centrifuge. Thêm vào đĩ, giá trị momen 
uốn lớn nhất ở hàng cọc phía sau (rear pile row) 
là cao hơn so với hàng cọc phía trước (front pile 
row) trong tất cả các kết quả tính tốn. Điều này 
là bởi vì trị số lực cắt ở trên đỉnh của hàng cọc 
sau cao hơn hàng cọc trước. Trị số momen uốn 
của tường đạt được từ phân tích số FE là hồn 
tồn thích hợp với kết quả đo đạc. 
- Quá trình đắp nhanh thốt nước đưa đến kết 
quả chuyển vị ngang và momen uốn của cọc 
nhỏ hơn so với quá trình đắp chậm khơng thốt 
nước, nhưng giá trị momen uốn ở cuối giai đoạn 
cố kết trong mơ hình đắp chậm lại nhỏ hơn so 
với mơ hình đắp nhanh. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
Bransby MF, Springman SM (1996). Finite element analysis of pile groups adjacent to surchage 
loads. Compute geotech, 1996, 19, 301-324. 
Brinkgreve RBJ (1997). Plaxis 3D foundation manual. Netherlands: Plaxis bv; 1997. 
De Beer EE, Wallays M. (1972).Forces induced in piles by unsymmetrical surcharges on the soil 
around the piles. In: Proceedings of 5th European conference on soilmechanics and foundation 
engineering, Madrid, 1972. p. 325–32. 
Ellis EA (1997). Soil-structure interaction for full-height piled bridge abutments constructed on soft 
clay. PhD thesis, University of Cambridge; 1997. 
Ellis EA, Springman SM (2001). Full-height bridge abutments constructed on soft clay 
Geotechnique 2001;51:3–14. 
Kelesoglu. K.M, Springman S.M (2011). Analatycal and 3D numerical modelling of full-hight 
bridge abutments constructed on pile foundations trough soft soil. Computers and Geotechnics 38 
(2011), 934-938. 
Stewart DP, Jewell RJ, Randolph MF (1993). Numerical modelling of piles bridge abutments on 
soft grounds. Comput Geotech 1993;15:21–46. 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MƠI TRƯỜNG - SỐ 53 (6/2016) 109
Stroud MA. The behaviour of sand at low stress levels in the simple shear apparatus. PhD thesis, 
University of Cambridge; 1971. 
Tschebotarioff GP (1973). Foundations, retaining and earth structures. 2nd ed. New York: 
Abstract: 
STUDY SOIL-STRUCTURE INTERACTION FOR FULL-HEIGHT PILED BRIDGE 
ABUTMENTS CONSTRUCTED ON SOFT SOIL BY NUMERICAL ANALYSIS 
The soil-structure interaction in full-height piled bridge abutments constructed on soft soil is a 
complex problem and challenge foe geotechnical engineers. The scope of this paper is the 
analysis of full-height bridge abutments on pile foundations, installed through soft soils, with a 
commercially available finite element software and soil model. Well-documented centrifuge test 
data were used as reference. Horizontal movements of the soft clay, pile displacements and 
bending moments, and abutment wall bending moments were chosen for comparison, since they 
are the most critical parameters for observation and design. This soil-structure interaction 
problem has been investigated over the last three decades, using either field or centrifuge tests, 
accompanied by FE analyses. Special modelling techniques and advanced soil models were used 
in these numerical studies to establish the most representative field behaviour. However, since the 
codes or techniques used in these advanced FE analyses are neither very practical nor easily 
accessible, it is difficult to employ them consistently in design. Thus, the results of this study are 
intended to provide some guidelines for designers, and to bring insight about the interacting 
mechanisms into the design process. 
Keywords: Numerical analysis, piled bridged abutment, soil-structure interaction. 
BBT nhận bài: 06/01/2016 
Phản biện xong: 10/6/2016