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

KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 53 (6/2016) 101
BÀI BÁO KHOA HỌC 
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 
Phạm Anh Tuấn1 
Tóm tắt: Sự tương tác giữa các bộ phận kết cấu với đất nền liên quan đến sự làm việc của mố cầu 
được xây dựng trên móng cọc đi qua nền đất yếu là một vấn đề phức tạp và thách thức với các kỹ sư 
thiết kế. Phạm vi của bài báo này sẽ tập trung vào việc phân tích mố cầu chắn nền đắp cao với 
phần mềm số sẵn có thông qua phương pháp phần tử hữu hạn và các mô hình đất cải tiến. Các dữ 
liệu về thí nghiệm centrifuge được sử dụng như một nguồn kết quả tham khảo. Chuyển vị và momen 
uốn của cọc, và momen uốn của tường chắn là được lựa chọn cho việc so sánh, thảo luận bởi vì 
chúng là những thông số quan trọng nhất cho việc quan trắc theo dõi và thiết kế. Các kỹ thuật mô 
hình đặc biệt và các mô hình đất cải tiến đã được sử dụng trong nghiên cứu số để xem xét các ứng 
xử đại diện. Tuy nhiên, khi mà các phần tử mã hay kỹ thuật sử dụng trong phân tích FE của hệ 
chưa dễ dàng để tiếp cận với thực tế, thì nó vẫn là khó khăn để làm việc với chúng trong quá trình 
thiết kế. Do đó, kết quả của nghiên cứu này hướng đến cung cấp một số hướng dẫn cơ bản và mang 
lại cái nhìn thực tế hơn về cơ chế tương tác vào trong quá trình thiết kế. 
Từ khóa: Phương pháp số 3D, mố cầu đắp cao, tương tác kết cấu-đất nền, momen uốn. 
1. ĐẶT VẤN ĐỀ1 
Vấn đề thiết kế mố cầu chắn nền đắp cao trên 
móng cọc đi qua nền đất yếu là một vấn đề khó 
khăn và thách thức đối với các kỹ sư địa kỹ 
thuật bởi cường độ chịu nén và kháng cắt thấp, 
tính nén lún cao và hệ số thấm thấp của nền sét 
yếu (Stewart et.al, 1993), (De Beer et.al, 1972). 
Mức độ cố kết của lớp sét yếu bởi tải trọng phụ 
phía trên và hiện tượng dồn đất giữa các cọc là 
những nguyên nhân gây ra chuyển vị và momen 
uốn của cọc. Trong một số trường hợp thì khả 
năng chịu tải bị vượt quá gới hạn và sự phá hoại 
kết cấu là xảy ra. 
1 Khoa Xây dựng Cầu đường, Trường Đại học Bách khoa, 
Đại học Đà Nẵng 
Daàm caàu
Töôøng moá
Ñaøi coïc
coïc
Khu vöïc ñaát
chuyeån vò
 (ii)
ÖÙng suaát caét
 (iii)
AÙp löïc bò ñoäng
 (i)
AÙp löïc beân taùc duïng leân
töôøng nhö moät löïc ngang
Neàn ñaép
Lôùp seùt yeáu
Lôùp ñaát cöùng
Hình 1. Mô hình áp lực bên tác dụng lên 
tường mố 
Các nghiên cứu dựa trên mô hình vật lý đã 
giúp mở rộng sự hiểu biết về tương tác giữa cọc 
và đất nền dưới tải trọng liên tục 
(Tschebotarioff, 1973). Nó đã giúp đỡ để tập 
trung nỗ lực vào việc xây dựng mô hình số gần 
với thực tế để đạt được kết quả tốt hơn và tạo ra 
những đóng góp hữu ích hơn cho quá trình mô 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI TRƯỜNG - SỐ 53 (6/2016) 102
hình số của một mố cầu có móng cọc hỗ trợ. Vì 
vậy các phần tử liên kết đã được yêu cầu cụ thể 
và chặt chẽ để cho phép thể hiện được việc 
truyền tải giữa đất và tường cũng như kết quả. 
Thêm vào đó, (Ellis and Springman, 2001), và 
(Branbsy and Springman, 1996) đã định nghĩa 
ứng xử của đất sét bằng một mô 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 có sẵn và 
các mô hình đất để phân tích cho các vấn đề mố 
cầu. Mô hình không gian 3 chiều được tiếp cận 
và sử dụng để tránh sử dụng phương pháp tương 
đương 2D của Randolph. Springman đã có 
những nghiên cứu về phần mềm FE 3D với một 
số kết quả thành công đã cung cấp một cái nhìn 
lạc quan trong việc sử dụng những phần mềm 
FE sẵn có. 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 mô 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. MÔ HÌNH THÍ NGHIỆM VÀ MÔ 
PHỎNG SỐ 3D 
2.1. Mô 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 thoát nước thẳng đứng đã được sử dụng 
trong toàn 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 mô tả chi tiết của chương 
trình thí nghiệm, những hướng dẫn và quá trình 
mô hình.Thời kỳ cố kết cuối cùng được tính 
toán là 1000 ngày kể từ lúc bắt đầu xây dựng 
(tương đương 2.4h đối với tỷ lệ của mô hình) 
cho toàn bộ thí nghiệm. 
2.2. Mô hình phần tử hữu hạn (FE Model) 
Toàn bộ bốn mô hình thí nghiệm centrifuge 
(EAE4-EAE5-EAE6-EAE7) đã được mô 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 thoát 
nước thẳng đứng được minh họa trên hình 2. 
2. ... ' (
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 vòm đã phát triển bao 
quanh cả lớp cát phía trên lớp sét và là nguyên 
nhân làm giảm ứng suất theo phương ngang 
dưới nó. 
 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 mô hình. Với mô 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 mô hình không có thoát nước (EAE6). 
Trong khi đó, 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 MÔI 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 có một sự sai khác nhiều giữa kết 
quả tính toán (Plaxis 3D) và đo đạc (centrifuge) 
cho chuyển vị ngang đầu cọc. Sự khác biệt giữa 
hai kết quả tính toán và đo đạc chuyển vị ngang 
đầu cọc là khoảng 5065%, điều này là có một 
mối liên kết chặt chẽ với chuyển vị ngang của 
đất (5060%). Mô hình đất đẳng hướng không 
đầy đủ SSC đã ảnh hưởng mạnh mẽ đến việc 
tính toán chuyển vị ngang đầu cọc khi mô 
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 
không thoát nước (EAE6) là cao hơn đáng kể so 
với mô hình thoát 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 đó, trong mô hình không thoát 
nước (EAE6), chuyển vị đầu cọc là lớn hơn do 
sự phân bố ứng suất dốc phía mố cầu và vị trí 
trục trung hòa nằm trong chiều sâu từ 12-16m 
đối với cả mô hình EAE4 và EAE6. Kết quả này 
có 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. Không 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 toán là khá tương tự. Các kết quả thí 
nghiệm centrifuge thể hiện rằng momen uốn của 
cọc có mối liện hệ chặt chẽ với nền đất sét yếu 
và nền đất tốt phía dưới mũi cọc. 
Thêm vào đó, 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 toán. 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 mô 
hình đắp chậm lại nhỏ hơn so với mô hình đắp 
nhanh. Vị trí trục trung hòa gần như nằm tại ví 
trị 6-7m trong tất cả các biểu đồ. Mặc dù kết 
quả chuyển vị ngang có sự khác biệt đáng kể thì 
giá trị momen uốn lại có sự phù hợp chặt chẽ 
giữa kết quả tính toán và đo đạc. 
KHOA HỌC KỸ THUẬT THỦY LỢI VÀ MÔI 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 MÔI 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 mô 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 THÔNG SỐ TRONG MÔ HÌNH 
Trong một số trường hợp, sự thiếu chính xác 
trong việc dự tính các thông số của đất có thể 
dẫn đến sự khác biệt về kết quả giữa tính toán 
và đo đạc trở nên nhiều hơn. Do đó, 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 đó, mô hình 
EAE6 được lựa chọn như một mô hình tham 
khảo, ở đây các thông 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 mô đun 
kháng cắt của vật liệu nền đắp và tăng tuyến 
tính theo chiều sâu. Khi mô 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 góc 
trương nở ψ từ 50 lên 100. 
 Chỉ số nén thứ cấp của đất sét đã có 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 MÔI 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 có ảnh hưởng đến chuyển vị ngang 
của đất và cọc. Việc giảm giá trị độ cứng ban 
đầu có thể dẫn đến chuyển vị ngang tăng lên 
(10%), trong khi đó 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 mô hình đất nền đơn giản. Tuy nhiên, nó là 
rõ ràng rằng việc tính toán hợp lý các thông số 
độ cứng và cường độ của nền đất tốt có thể 
mang lại kết quả tốt hơn khi so sánh với dữ liệu 
từ centrifuge (10%). 
5. KẾT LUẬN 
Một số kết luận tóm tắt của bài báo sau khi 
phân tích, so sánh và thảo luận kết quả như sau: 
- Không chỉ duy nhất chuyển vị ngang của 
nền đất mà giá trị chuyển vị ngang của cọc từ 
mô phỏng số cũng nhỏ hơn so với giá trị đo đạc. 
Bởi vì trong mô hình đã giả thiết là không có sự 
xoay nghiêng ở đầu cọc. Một kết quả thích hợp 
hơn có thể đạt được nếu bổ sung thêm điều kiện 
này vào mô hình. 
- Kết quả mô hình số đã cho thấy rằng hiệu 
ứng vòm đã có 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 thông số đã 
cho thấy giá trị chỉ số nén thứ cấp của lớp sét 
yếu và độ cứng của nền đất tốt có một ảnh 
hưởng đáng kể lên chuyển vị cọc-đất và momen 
uốn của cọc, do đó 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 có sự phù hợp tốt với dự liệu thí 
nghiệm centrifuge. Thêm vào đó, 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 toán. 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 hoàn 
toàn thích hợp với kết quả đo đạc. 
- Quá trình đắp nhanh thoát nước đưa đến kết 
quả chuyển vị ngang và momen uốn của cọc 
nhỏ hơn so với quá trình đắp chậm không thoát 
nước, nhưng giá trị momen uốn ở cuối giai đoạn 
cố kết trong mô hình đắp chậm lại nhỏ hơn so 
với mô 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 MÔI 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