Nghiên cứu sự thay đổi sức chống cắt và hệ số nhớt (n) của đất loại sét theo thời gian và áp dụng tính toán ổn định đê ở Đồng bằng sông Cửu Long

Bé gi¸o dơc vµ ®µo t¹o


bé n«ng nghiƯp vµ ph¸t triĨn n«ng th«n

ViƯn khoa häc thđy lỵi miỊn nam



NGUYỄN VIỆT TUẤN


®Ị tµi

Nghiªn cøu sù thay ®ỉi søc chèng c¾t vµ

hƯ sè nhít (η
ηη
η) cđa ®Êt lo¹i sÐt theo thêi
gian vµ ¸p dơng tÝnh to¸n ỉn ®Þnh ®ª ë
®ång b»ng S«ng Cưu Long

Chuyªn ngµnh: Đòa Kỹ Thuật Xây Dựng.
M· sè ngµnh: 62 58 60 01.



tãm t¾t ln ¸n tiÕn sÜ kü tht




TP.Hồ Chí Minh
th¸
ng
0
3
/200
8

Công trình này đợc hoàn thành tại:
Viện khoa học thủy lợi miền nam


Cán bộ hớng dẫn khoa học:

1. PGS.TS. Trần Thị Thanh Viện KHTL miền Nam

2. GS. TSKH. Lê Bá Lơng Trờng Đại học Bách khoa
Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh


Phản biện 1: GS. TSKH Phạm Văn Tỵ
Trờng Đại học Mõ -Địa chất

Phản biện 2: PGS. TS Đoàn Thế Tờng
Viện Khoa học Công nghệ Xây dựng

Phản biện 3: TSKH Vũ Cao Minh
Viện Địa chất

Luận án sẽ đợc bảo vệ trớc Hội đồng chấm luận án cấp Nhà
nớc họp tại:
Vào lúc: giờ ngày tháng năm 2008.

Có thể tìm hiểu Luận án tại:
- Th viện Quốc gia Việt Nam
- Th viện Viện Khoa học thủy lợi miền Nam.


1

Mở ĐầU
1. Tính cấp thiết của đề tài
Dới tác dụng của tải trọng công trình, đặc trng cơ lí của đất nền
có thể thay đổi đến độ sâu khá lớn mà tại đó có ứng suất do tải trọng

công trình truyền đến. Sự thay đổi độ bền của đất nền trong trờng hợp
này có thể ảnh hởng tốt hoặc xấu đến khả năng chịu tải của đất nền và
sự an toàn ổn định của công trình theo thời gian.
Một số tác giả phơng Tây nh Skempton A.W [11], Henkel D.T
(1957) đã nghiên cứu sự sụp đổ một số tờng chắn sau 30ữ40 năm xây
dựng trên nền đất sét cứng nứt nẻ ở Luân Đôn đi đến kết luận: Sự giảm
độ bền của đất theo thời gian là do sự giảm lực dính của đất C 0, còn
góc ma sát không thay đổi hoặc thay đổi không đáng kể = (3ữ5)
0
.
Độ bền lâu dài của đất nhỏ hơn độ bền ban đầu. .. èủởợõ và
những ngời học trò của ông [6], [8], [32], [34], trên cơ sở chia lực dính
tổng quát (C
w
) của đất ra làm hai thành phần là lực dính kết cấu cứng
(C
c
) và lực dính nhớt (
w
), đã nghiên cứu thí nghiệm và chứng minh:
trong quá trình biến dạng lâu dài chỉ có lực dính kết cấu cứng (C
c
) bị
phá hoại và C
c
0, còn góc ma sát (
w
) và lực dính nhớt (
w
) chỉ thay

đổi theo trạng thái độ chặt - độ ẩm tùy theo loại đất. Giáo s ..
èủởợõ đã viết cuốn sách Lý thuyết vật lý kỹ thuật về từ biến của đất
loại sét trong thực tế xây dựng [8].
Lý thuyết này đợc áp dụng rộng rãi ở Liên Xô trớc đây và ở nớc
Nga hiện nay. Để tính toán độ bền lâu dài của đất loại sét cần có các chỉ
tiêu sức chống cắt (
w
, C
c
,
w

). Để tính toán chuyển vị ngang và độ lún
theo thời gian của công trình còn cần cả đến hệ số nhớt động () của đất
nền.
Đối với đất dính ở Việt Nam nói chung và ở ĐBSCL nói riêng,
cha có tài liệu nào nghiên cứu xác định các thành phần lực dính (C
c
,

w
) và hệ số nhớt () của đất. Do vậy đề tài luận án đợc chọn là
Nghiên cứu sự thay đổi sức chống cắt và hệ số nhớt () của đất loại sét


2

theo thời gian và áp dụng tính toán ổn định đê ở Đồng bằng sông Cửu
Long.
2. Mục đích, đối tợng và phạm vi nghiên cứu: Nghiên cứu sự thay

đổi các đặc trng chống cắt (
w
, C
c
,
w

), mô đun lún (e
p
) và hệ số nhớt
() của đất loại sét ở ĐBSCL theo thời gian phục vụ cho việc tính toán
ổn định và thi công đê trên nền đất yếu ở ĐBSCL.
3. Phơng pháp nghiên cứu:
- Nghiên cứu lý thuyết, kết quả nghiên cứu của những tác giả trong
và ngoài nớc có liên quan đến nội dung đề tài.
- Tiến hành các thí nghiệm chuyên môn ở trong phòng và khảo sát
thực nghiệm ngoài hiện trờng trên nhiều công trình thực tế ở ĐBSCL.
- Tham gia các hội thảo khoa học, viết báo thông tin kết quả nghiên
cứu trên các tạp chí khoa học.
4. Những đóng góp mới của luận án:
4.1. Nghiên cứu sử dụng phơng pháp nén cố kết trên máy nén đơn
không nở hông theo phơng pháp Casagrande để xác định mô đun lún
(e
p
w
, e
p

) và hệ số nhớt (
nc

,
tb
) của đất trong giai đoạn cố kết thấm và
bớc đầu của giai đoạn từ biến phục vụ tính toán ổn định đê trên nền đất
yếu ở ĐBSCL.
4.2. Nghiên cứu đợc đặc điểm biến đổi hệ số nhớt () của đất dính ở
ĐBSCL theo thời gian (t), độ sệt (B) của đất trong giai đoạn nén cố kết
thấm và bớc đầu của giai đoạn từ biến. Xác lập đợc giá trị hệ số nhớt
ban đầu (
o
) và hệ số nhớt cuối (
c
) theo các trạng thái độ sệt (B) của
đất dính ở ĐBSCL.
4.3. Thí nghiệm xác định đợc mức độ thể hiện của lực dính nhớt
w

(cũng từ đó suy ra cho lực dính kết cấu C
c
) trong thành phần của lực
dính tổng quát (m =
w
/C
w
) theo trạng thái độ sệt B của đất ở ĐBSCL.
4.4. Đề nghị công thức dự tính độ lún tổng hợp (do cố kết thấm và bớc
đầu của giai đoạn từ biến) của đất dính dới nền đê ở ĐBSCL. Đề xuất


3

công thức thực nghiệm dự tính độ lún bớc đầu của giai đoạn từ biến
(S

) theo độ lún do cố kết thấm (S
w
): S

= .S
w

4.5. Từ kết quả thí nghiệm nghiên cứu đặc điểm tăng sức chống cắt của
đất dính mềm yếu trong quá trình cố kết thấm, đã áp dụng vào việc
phân đoạn đắp đê theo chiều cao trên nền đất yếu ở một số tuyến đê
thực tế ở ĐBSCL.
5. Cấu trúc của luận án: Luận án gồm 2 phần:
- Phần thuyết minh: Gồm 163 trang (trong đó có 31 bảng số và 65
hình vẽ), ngoài phần mở đầu, luận án còn có 6 chơng và phần kết luận
đề nghị chung. Cuối phần thuyết minh có 05 trang liệt kê danh mục 51
tài liệu tham khảo của các tác giả trong và ngoài nớc và 02 trang liệt
kê các công trình nghiên cứu của nghiên cứu sinh.
- Phần phụ lục (đợc đóng cuốn riêng): Các phụ lục kết quả thí
nghiệm ở trong phòng
Chơng I: Tổng quan những kết quả nghiên cứu về sự thay đổi
sức chống cắt của đất dính theo thời gian và lựa chọn các đặc trng
chống cắt của đất dính để tính toán ổn định công trình trong những
điều kiện khác nhau.
Đối với đất dính, tại một điểm ở độ sâu Z kể từ mặt đất, điều kiện
cân bằng giới hạn đợc xác định theo công thức:

(1-1)

Từ công thức (1-1) ta thấy rằng: Các giá trị
1
,
2
không thay đổi,
chủ yếu phụ thuộc vào tải trọng công trình; các đặc trng , C, của
đất sẽ thay đổi khi chịu tác động của môi trờng, hoặc chịu tác dụng
của
1
,
2
. Sự thay đổi (, C, ) làm cho điều kiện cân bằng (1-1) bị
thay đổi theo thời gian. Sự thay đổi này có thể theo hớng làm tăng
hoặc giảm sự ổn định của công trình trong quá trình sử dụng. Trong
chơng I tóm tắt giới thiệu một số kết quả nghiên cứu của các tác giả
trong và ngoài nớc có liên quan đến các vấn đề sau đây:

=
+ + +
1 2
max
1 2
sin
2 .z 2C cot g


4

- Sự thay đổi sức chống cắt của đất dính trong quá trình cố kết
thấm.
- Sự thay đổi sức chống cắt của đất dính trong quá trình biến dạng
lâu dài (từ biến).
- Lựa chọn đặc trng chống cắt của đất dính trong tính toán ổn định
lâu dài công trình.
- Dự tính chuyển vị lâu dài của công trình chịu lực ngang.
- Dự tính độ lún của công trình theo thời gian (S
t
)
- Những nội dung chính cần nghiên cứu trong luận án:
1. Nghiên cứu lựa chọn phơng pháp thí nghiệm và tiến hành thí
nghiệm xác định mô đun lún e
p
hệ số nhớt của đất dính ở ĐBSCL.
2. Nghiên cứu lựa chọn phơng pháp thí nghiệm thích hợp để phân
tích lực dính tổng quát (C
w
) của đất ra làm hai thành phần (C
c
), (
w
).
Tiến hành thí nghiệm xác định C
c
,
w
và quan hệ giữa C
c
~

w
đối với
đất dính ở ĐBSCL.
3. Thí nghiệm, nghiên cứu đặc điểm tăng sức chống cắt của đất dính
mềm yếu ở ĐBSCL theo thời gian trong quá trình cố kết thấm.
4. Tìm công thức dự tính độ lún của nền đê có xét đến từ biến. áp
dụng kết quả nghiên cứu, thí nghiệm vào việc thi công và tính toán ổn
định đê trên nền đất ở ĐBSCL.
CHƯƠNG II: Thí nghiệm nghiên cứu hệ số nhớt (

) của đất loại sét
thuộc trầm tích ở ĐBSCL.
Hệ số nhớt () của đất là hệ số sức chống lại bên trong đối với sự
chuyển vị của các hạt trong đất khi chịu tác dụng của ngoại lực.
2.1. Cơ sở lý thuyết để chọn phơng pháp thí nghiệm xác định hệ số
nhớt (

) của đất.
Trong luận án giới thiệu các phơng trình lu biến trạng thái thờng
dùng khi nghiên cứu các qui luật biến dạng của đất đá:
2.1.1 Phơng trình biểu thị định luật của các thể đàn hồi-định luật
Hook: = E. (2-1)


5

2.1.2 Phơng trình biểu thị định luật của chất lỏng định luật
Newton:

=

d
dt
(2-2)
2.1.3 Phơng trình biểu thị định luật của các thể dẻo nhớt (phần lớn
đất loại sét thuộc thể này) định luật Bingham Svedov:


=
0
d
dt
(2-3)
Sử dụng định luật Bingham Svedov, giáo s .. èủởợõ
[6], [8] đã đề nghị các công thức tính tốc độ biến dạng của đất nền:
Khi chịu tác dụng của lực ngang:

=

lim
0
v d
(2-4)
Khi chịu tác dụng của lực nén P:
p
p
de
P
e
dt

= =
(2-5)
Nh vậy hệ số nhớt () đợc thể hiện khi cắt hoặc khi nén
2.2. Một số phơng pháp thí nghiệm xác định hệ số nhớt (

) của đất
loại sét.
Đã có một số tác giả đề ra những phơng pháp thí nghiệm xác
định hệ số nhớt () đợc trình bày trong luận án.
2.2.1 Xác định hệ số nhớt bằng phơng pháp cắt - cho mẫu đất biến
dạng trợt ngang với vận tốc V không đổi [6], [8].
2.2.2. Xác định hệ số nhớt bằng phơng pháp nén.
2.2.2.1 Phơng pháp nén viên bi ( do
ầ.è. ấúởợõ
đề nghị) [6].
2.2.2.2 Phơng pháp nén mẫu đất trên thiết bị nén không nở hông (Văn
Hữu Huệ luận án TSKT 2007)
2.2.2.3. Xác định hệ số nhớt (

) bằng thí nghiệm nén cố kết trên máy
nén không nở hông (theo đề nghị của nghiên cứu sinh).


6

.
p t
H
h

=

.
p
p t
e


=
Theo .. èủởợõ [7], tốc độ biến dạng tơng đối (
p
e

) của đất
dới áp lực nén P của công trình phụ thuộc vào hệ số nhớt của đất:

p
e

= p/ (25)

Nếu mẫu đất có chiều cao chịu nén là h, dới cấp áp lực nén P sau
khoảng thời gian

t đạt độ lún

H, ta có thể viết:

/
p
p
de
H h
e
dt t


= =

(2-18)
Từ công thức (2-5) và (2-18) rút ra:

Thay
/
H h

= e
p
(hệ số nén lún tơng đối), ta có: (2-19)

Trong cơ học đất dựa vào đờng cong nén (

H
t
~ logt) nh hình 2-
5b đợc vẽ theo kết quả nén một chiều, ngời ta chia quá trình nén lún
của đất dính bão hòa nớc ra làm hai giai đoạn chính:

Giai đoạn cố kết thấm (còn gọi là cố kết sơ cấp): Độ lún của mẫu
đất bắt đầu từ

H
t
=

H
0
và kết thúc khi đạt

H
t
=

H
100
.
Giai đoạn từ biến bắt đầu khi

H
t
>

H
100
.
Dựa vào đờng cong thay đổi độ lún của mẫu đất ứng với các thời
điểm t ta xác định mô đuyn lún e
p

và hệ số nhớt ở giai đoạn cố kết
thấm và bớc đầu của giai đoạn từ biến.








0.0020
0.0025
0.0030
0.0035
0.0040
0.0045
0.0050
0.0055
0.0060
0.0065
0.0070
0.1 1 10 100 1000 10000
Thụứi gian t, phuựt
Soỏ ủoùc, cm

H
0


H

50


H
100

Hình 2-5b: Độ
lún của đất theo
thời gian t



7

2.2.3. So sánh kết quả thí nghiệm xác định hệ số nhớt (



) của cùng
một mẫu đất theo hai phơng pháp thí nghiệm khác nhau: Cắt trợt
ngang với V= const và nén cố kết trên thiết bị nén đơn không nở hông.
Trên hình 2-8 trong luận án biểu diễn quan hệ = f(t) của cùng mẫu đất
theo kết quả của hai phơng pháp thí nghiệm trên. Các điểm thí nghiệm
cùng nằm trên một đờng cong phụ thuộc vào thời gian t tơng đối phù
hợp nhau.
2.3. Thí nghiệm nghiên cứu đặc điểm biến đổi hệ số nhớt ()
))
) của
đất loại sét thuộc trầm tích ở ĐBSCL.
2.3.1. Các loại đất đợc dùng trong thí nghiệm: Các mẫu đất đợc lấy

tại nhiều công trình thực tế thuộc các tỉnh Long An, Tiền Giang, Đồng
Tháp, Cần Thơ, Cà Mau. Chỉ tiêu tính chất vật lý của các mẫu đất dùng
trong thí nghiệm đợc ghi ở bảng 2-3 trong luận án.
2.3.2. Kết quả thí nghiệm, phân tích sự thay đổi hệ số nhớt (



) theo
thời gian (t) và độ sệt (B) của đất:
2.3.2.1. Sự thay đổi hệ số nhớt (

) theo thời gian chịu nén (t) dới các
cấp tải trọng (P) khác nhau. Ví dụ trên hình 2-10 biểu diễn sự thay đổi
hệ số nhớt () theo thời gian (t) trong quá trình cố kết thấm và từ biến
dới các cấp áp lực (P) khác nhau của nhóm sét dẻo cứng. Từ những
biểu đồ nêu trên có thể rút ra nhận xét sau đây:
- Trong cùng một thời đoạn gia tải 24 giờ (1440phút) cho từng cấp
áp lực P khác nhau ta thấy, giai đoạn cố kết thấm đạt mức độ cố kết U =
100% sau khoảng thời gian từ 3 - 5 giờ và chuyển sang giai đoạn từ
biến.
- Dới các cấp áp lực P khác nhau, hệ số nhớt () đều tăng theo thời
gian t. Hệ số nhớt tăng nhanh trong giai đoạn cố kết thấm, khi đất đạt
độ cố kết U = 100%, bắt đầu giai đoạn từ biến hệ số nhớt () có xu
hớng tăng chậm.
- Sau cùng một khoảng thời gian (t), hệ số nhớt () tăng theo áp lực
P, nhng mức độ tăng không nhiều.


8

1.00E+08
1.00E+09
1.00E+10
1.00E+11
1.00E+12
1.00E+13
1.00E+14
1.00E+15
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26
Thời gian t, giờ
Hệ số nhớt , Poise

Hình 2-10: Sự thay đổi hệ số nhớt () theo thời gian (t) trong quá
trình cố kết thấm và từ biến dới áp lực P của mẫu sét dẻo cứng
2.3.2.2. Sự thay đổi hệ số nhớt (

) theo độ sệt (B) của đất.
Sự thay đổi hệ số nhớt () theo độ sệt (B) của đất dới áp lực nén P
= 0.5 kG/cm
2
của các nhóm mẫu đợc biểu thị trên các hình vẽ: 2-12, 2-
13, 2-14, 2-15. Từ đồ thị ở các hình vẽ nói trên, có thể rút ra những
nhận xét sau:
- ở mỗi cấp áp lực nén, hệ số nhớt () tăng lên do giảm độ sệt (B)
của đất.
- Đối với mẫu bùn sét độ sệt (B) biến đổi trong phạm vi rộng. Đối
với các mẫu sét dẻo cứng và nửa cứng, độ sệt (B) thay đổi trong phạm vi
hẹp hơn. Đặc biệt trạng thái độ sệt (B) của mẫu ở cuối giai đoạn cố kết
thấm (U = 100%) chuyển sang giai đoạn từ biến sau 24 giờ sai khác

nhau không nhiều.
- Trong giai đoạn cố kết thấm, sự tăng hệ số nhớt () gần nh có
quan hệ đờng thẳng với sự giảm độ sệt (B). Nhng khi kết thúc giai
đoạn cố kết thấm (U=100%) chuyển sang giai đoạn từ biến trong cùng
cấp áp lực, độ sệt (B) giảm không đáng kể, nhng hệ số nhớt tăng lớn
rất nhiều lần.
2.3.3. Hệ số nhớt (



) của đất dính ĐBSCL ở các trạng thái độ sệt (B)
khác nhau. Nếu xem hệ số nhớt ở cuối giai đoạn cố kết thấm
(U=100%) là hệ số nhớt ban đầu của giai đoạn từ biến
o
và hệ số nhớt
ở cuối mỗi cấp áp lực nén (sau 24 giờ) là
c
ta sẽ có :


9

1.00E+08
1.00E+09
1.00E+10
1.00E+11
1.00E+12
1.00E+13
1.00E+14
1.081.101.121.141.161.181.201.221.241.26

Độ sệt B
Hệ số nhớt , Poise
1.00E+08
1.00E+09
1.00E+10
1.00E+11
1.00E+12
1.00E+13
1.00E+14
0.720.740.760.780.800.820.840.860.880.90
Độ sệt I
L
Hệ số nhớt , Poise
1.00E+08
1.00E+09
1.00E+10
1.00E+11
1.00E+12
1.00E+13
1.00E+14
0.140.160.180.200.220.240.260.28
Độ sệt B
Hệ số nhớt , Poise
1.00E+08
1.00E+09
1.00E+10
1.00E+11
1.00E+12
1.00E+13
1.00E+14

0.300.320.340.360.380.400.420.44
Độ sệt B
Hệ số nhớt , Poise
- ở trạng thái chảy:
o
= a
*
10
10
,
c
= a
*
10
12
, poise
- ở trạng thái dẻo:
o
= a
*
10
11
,
c
= a
*
10
13
, poise
- ở trạng thái nửa cứng và cứng:

o
= a
*
10
11
,
c
= a
*
10
14
, poise
Hệ số 0 < a < 10.













2.4. Nhận xét và kết luận rút ra từ chơng II
Đối với đất ở trạng thái chảy và dẻo thờng gặp ở ĐBSCL thì kết quả hệ
số nhớt thí nghiệm đuợc tơng đối phù hợp với kết quả nghiên cứu của
nhiều tác giả nớc ngoài. Có thể sử dụng số liệu ban đầu này để tính

toán ổn định đê trên nền đất yếu ở ĐBSCL. Sau này cần nghiên cứu ảnh
hởng môi trờng nớc đến sự biến đổi hệ số nhớt () của đất phèn, đất
mặn thờng gặp ở ĐBSCL.
U, % 0 50 100 Từ biến
B 0.87 0.85 0.82 0.81
, Poise
1.75 x 10
9
1.02 x 10
10
4.31 x 10
11
2.39 x 10
13

U, % 0 50 100 Từ biến
B 1.25 1.19 1.11 1.10
, Poise
5.00 x 10
8
4.10 x 10
9
1.40 x 10
11
8.02 x 10
12

U, % 0 50 100 Từ biến
B 0.389 0.378 0.365 0.363
, Poise

3.64 x 10
9
4.38 x 10
10
7.72 x 10
11
2.93 x 10
13

U, % 0 50 100 Từ biến
B 0.233 0.220 0.210 0.207
, Poise
4.88 x 10
9
3.66 x 10
10
7.28 x 10
11
3.91 x 10
13

Hình 2-12: Sự thay đổi hệ số nhớt () theo độ sệt
(B) của đất trong giai đoạn nén cố kết và từ biến
dới áp lực P = 0.50 kG/ cm
2
- mẫu bùn sét
Hình 2-13: Sự thay đổi hệ số nhớt () theo độ sệt
(B) của đất trong giai đoạn nén cố kết và từ biến
dới áp lực P = 0.50 kG/ cm
2

mẫu sét chảy
Hình 2-14: Sự thay đổi hệ số nhớt () theo độ sệt
(B) của đất trong giai đoạn nén cố kết và từ biến
dới áp lực P = 0.50 kG/ cm
2
mẫu sét dẻo cứng
Hình 2-15: Sự thay đổi hệ số nhớt () theo độ sệt
(B) của đất trong giai đoạn nén cố kết và từ biến
dới áp lực P = 0.50 kG/ cm
2
mẫu sét nửa cứng


10

(1) §−êng c¾t mÉu nguyªn d¹ng
(2) §−êng c¾t tr−ỵt tÊm ph¼ng
S
pw

C
c

Σ
w

C
W

P

0
P
1

P
2

P
3

CHƯƠNG III: Thí nghiệm nghiên cứu mức độ thể hiện của lực
dính nhớt (Σ
ΣΣ
Σ
w
) và lực dính kết cấu cứng (C
c
) trong đất loại sét
thuộc trầm tích ở ®bscl.
3.1. B¶n chÊt c¸c thµnh phÇn cđa lùc dÝnh trong ®Êt lo¹i sÐt:
Trong mơc 3.1 cđa ln ¸n tr×nh bµy b¶n chÊt cđa lùc dÝnh kÕt cÊu
cøng (C
c
) vµ lùc dÝnh nhít (∑
w
).
3.2. Chän ph−¬ng ph¸p thÝ nghiƯm x¸c ®Þnh lùc dÝnh kÕt cÊu cøng
(C
c
) vµ lùc dÝnh nhít (Σ

ΣΣ
Σ
w
) trong ®Êt lo¹i sÐt.
Cã nhiỊu t¸c gi¶ ®Ị xt nh÷ng ph−¬ng ph¸p kh¸c nhau ®Ĩ x¸c ®Þnh
lùc dÝnh kÕt cÊu cøng (C
c
) vµ lùc dÝnh nhít (∑
W
) cã ë trong ®Êt, ®−ỵc
tr×nh bµy trong ln ¸n.
3.2.1 NÐn ®¬n trơc (§èi víi ®Êt sÐt cøng).
3.2.2 Ph−¬ng ph¸p c¾t nhiỊu mÉu ®Êt cã ®é Èm (W) t¨ng dÇn vµ lËp
®−êng quan hƯ C
W
= f(W).
3.2.3. Ph−¬ng ph¸p so s¸nh lùc dÝnh trong thÝ nghiƯm c¾t c¸c mÉu ®Êt
nguyªn d¹ng (C
ng.d¹ng
) víi c¾t c¸c mÉu ®Êt ph¸ hđy kÕt cÊu chÕ bÞ l¹i
cïng ®é chỈt, ®é Èm víi mÉu nguyªn d¹ng (C
ch.bÞ
).
3.2.4. Ph−¬ng ph¸p c¾t "tr−ỵt trïng lỈp".
3.2.5. Ph−¬ng ph¸p c¾t "tr−ỵt c¸c tÊm ph¼ng". Ph−¬ng ph¸p thÝ nghiƯm
nµy do Ç.Ì. Êàðàóëỵâà vµ Ngun V¨n Th¬ thư nghiƯm [34]. ThÝ
nghiƯm cã thĨ thùc hiƯn trªn m¸y c¾t ph¼ng, kiĨu øng lùc hc øng
biÕn. Qu¸ tr×nh thÝ nghiƯm thùc hiƯn theo hai b−íc nh− s¬ ®å trªn h×nh
3-4. T¸c gi¶ ¸p dơng ph−¬ng ph¸p c¾t "tr−ỵt c¸c tÊm ph¼ng" ®Ĩ nghiªn
cøu, x¸c ®Þnh lùc dÝnh kÕt cÊu cøng (C

c
) vµ lùc dÝnh nhít (∑
w
) cđa ®Êt
lo¹i sÐt ë ®BSCL.



H×nh 3-4: S¬ ®å
c¾t tr−ỵt theo
tÊm ph¼ng.


11

3.3. Thí nghiệm nghiên cứu mức độ thể hiện của lực dính nhớt (


w
)
so với lực dính tổng quát (C
w
) trong đất loại sét thuộc trầm tích ở
đBSCL.
3.3.1. Các loại đất đợc dùng trong thí nghiệm: lấy ở độ sâu khác
nhau của những hố khoan từ nhiều công trình thực tế thuộc ĐBSCL.
3.3.2. Sự thay đổi tỉ số m = (


w

/ C
w
) theo trạng thái độ sệt (B) của
đất. Sau khi thí nghiệm xác định đợc lực dính nhớt (
w
) và lực dính
tổng quát (C
w
), tác giả tính ra tỉ số m = (
w
/ C
w
) theo từng mẫu đất có
trạng thái độ sệt (B) khác nhau. Tổng hợp kết quả thí nghiệm đợc liệt
kê ở bảng 3-1 trong luận án và thể hiện trên hình 3-5.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
110
120
-0. 5 - 0. 2 5 0 0 . 25 0. 5 0. 75 1 1. 25 1. 5 1.75 2 2. 2 5
Trạng thái độ sệt B của đất

Tỉ số giữa lực dính nhớt
w trên
lực dính Cw

Hình 3-5: Sự thay đổi tỉ số lực dính nhớt (
W
) trên lực dính
tổng quát (C
w
)

theo độ sệt B, của đất loại sét ở ĐBSCL.
3.4. Khảo sát nghiên cứu sự phát triển lực dính kết cấu cứng (C
c
)
trong khối đất đắp ở thân đê, nền đờng sau nhiều năm sử dụng ở
ĐBSCL. Tác giả khoan lấy mẫu đất trong thân và nền đê Gò Công sau
15 năm xây dựng ở Tiền Giang; khoan lấy mẫu đất trong thân và nền
đờng Tỉnh lộ 845 sau 10 năm khai thác ở Thanh Bình - Đồng Tháp, để
thí nghiệm xem xét mức độ hình thành và phát triển lực dính kết cấu
cứng (C
c
) trong khối đất đắp cũng nh đất nền sau nhiều năm khai thác.
Kết quả thí nghiệm cho thấy rằng, tùy theo vị trí khác nhau trong khối


12

đất đắp cũng nh đất nền (ở độ sâu 4m kể từ mặt nền) độ sệt B của đất
giảm, lực dính kết cấu cứng C

c
trong các mẫu đất chiếm tỷ lệ khá lớn
trong thành phần lực dính tổng quát C
w
. Chính sự phát triển lực dính kết
cấu cứng C
c
cùng với sự tăng góc ma sát
w
làm cho độ bền của đất đắp
và đất nền đợc tăng theo thời gian.
3.5. Một số kết luận rút ra từ chơng III: Đợc ghi ở kết luận 1.3 và
1.4 phần kết luận chung cuối luận án
CHƯƠNG IV: Thí nghiệm nghiên cứu đặc điểm tăng sức chống cắt
theo mức độ cố kết khác nhau của đất dính mềm yếu phục vụ cho
việc đắp đê ở đồng bằng Sông Cửu Long (ĐBSCL)
4.1. Giới thiệu những đề nghị khác nhau về biểu thức sức chống cắt
của đất.
4.2. Giới thiệu các phơng pháp thí nghiệm xác định sức chống cắt
của đất.
4.3. Giới thiệu các sơ đồ thí nghiệm cắt.
4.4. Chọn sơ đồ thí nghiệm sức chống cắt phục vụ tính toán ổn định
đê trên nền đất yếu ở ĐBSCL.
4.4.1. Đối với đất đắp ở thân đê: Trờng hợp nguy hiểm đối với sự ổn
định của đê là: khi đê bị rút nớc đột ngột trong trờng hợp đang ngập
nớc và bão hòa hoàn toàn. Do vậy nên chọn sơ đồ cắt nhanh UU đối
với các mẫu đợc chế bị theo các điều kiện (4-7) đến (4-10) trong luận
án (tùy theo phơng pháp thi công) ở trạng thái hoàn toàn bão hòa nớc.
Trong trờng hợp phải đắp nâng cao dần, trong nhiều năm để cho
đất nền cũng nh khối đất đã đắp đạt đợc một mức độ cố kết nào đó,

thì phải nén cho mẫu đất đạt đợc một độ cố kết yêu cầu đã chọn rồi cắt
nhanh (sơ đồ CU).
4.4.2. Đối với đất nền đê: Nếu đê đặt trực tiếp lên nền đất thiên nhiên
và hoàn thành việc đắp đê trong một mùa thi công (trừ mùa nớc lũ) thì
nên chọn sơ đồ không nén cố kết - cắt nhanh (sơ đồ UU). Nếu đê đợc
đắp trên nền có gia cố bằng bấc thấm, mơng cát hoặc đê đợc đắp


13

phân đoạn theo chiều cao đê qua nhiều năm, thì sức chống cắt của đất
nền nên thí nghiệm theo sơ đồ nén cố kết - cắt nhanh (sơ đồ CU).
4.5. Đặc điểm tăng sức chống cắt theo mức độ cố kết khác nhau của
đất dính mềm yếu ở ĐBSCL.
Kết quả thí nghiệm của đất nền các tuyến đê đợc ghi ở các phụ lục
chơng IV của luận án. Từ những kết quả đó có thể rút ra một số nhận
xét: Mức độ tăng góc ma sát trong
cu
và lực dính C
cu
của đất theo mức
độ cố kết U
t
có thể phân thành 3 đoạn: Khi U
t
10%: sự tăng
cu
, C
cu

không nhiều, hầu nh không đáng kể; Khi 20% U
t
80%:
cu
, C
cu

đều tăng lớn rõ rệt; Khi 80% U
t
100%:
cu
, C
cu
tăng không đáng
kể.
CHƯƠNG V: Khảo sát vùng chịu nén trong nền đất yếu bão hòa
nớc dới khối đất đắp của đê ở đồng bằng Sông Cửu Long. Dự
tính độ lún của đê đắp trên nền đất yếu ở ĐBSCL.
5.1. Xác định vùng chịu nén trong nền đất yếu bão hòa nớc dới
khối đất đắp của đê ở ĐBSCL
Những đề nghị về điều kiện xác định vùng chịu nén (H
a
).
- Theo SniP II-15-74:
z
gl
0.20
z
bt
(5-1)

- Theo SniP II-16-76 và TCVN 4235-1986:
z
gl
0.50 x
z
bt
(5-2)
- Theo Đức, Mỹ:
z
gl
0.1 x P (5-3)
- Đề nghị của giáo s ..
....
..

ệỷũợõốữ
ệỷũợõốữệỷũợõốữ
ệỷũợõốữ:
z
gl
P
kt
(5-4)
- Đề nghị của giáo s .. èủởợõ
.. èủởợõ.. èủởợõ
.. èủởợõ: i
nz
i
o
(5-6)

Tác giả đã tiến hành khảo sát đất đắp ở thân đê và đất dới nền đê,
đối chiếu với đất tự nhiên tại một số vị trí đã đựơc xây dựng sau những
khoảng thời gian khác nhau, nhằm đánh giá mức độ cố kết thực tế cuả
đất nền đê và thân đê phục vụ cho việc xác định vùng chịu nén dới đê.
Hai vị trí đợc chọn để khảo sát là:
a./ Đê Kênh Ba: có chiều cao h
đ
= 2.0 m. Đắp năm 1990.
b./ Đê Gò Công: có chiều cao h
đ
= 2.60 m. Đắp năm 1984
Kết quả đã xác định đợc:


14

z
w
p
e

z
p
e
Tại đê Kênh Ba có h
đ
= 2.0m, H
a
= 4.0m. Nên H
a

= 2h
đ
(5-8)
Tại đê Gò Công có h
đ
= 2.6m, H
a
= 4.0m. Nên H
a
= 1.54 h
đ
(5-9)
Nếu tính theo điều kiện
z
gl
0.50 x
z
bt
nh trên ta có:
H
a
= 1.75 x h
đ

Nh vậy trong tính toán lún dới nền đê ta có thể áp dụng điều
kiện (5-2). Khi khảo sát địa chất nền đê có thể chọn độ sâu hố khoan:
H
k
= 2.h
đ

.
5.2. Dự tính độ lún của nền đất dính bão hòa nớc dới đê ở
ĐBSCL. Độ lún của đê (S
đ
) gồm có độ lún của khối đất đắp ở thân
đê (S
tđ
) và độ lún của nền đê (S
nđ
): S
đ
= S
tđ
+ S
nđ
(5-10)
Độ lún của nền đê (S
nđ
) gồm có ba thành phần:
S
nđ
= S
tt
+ S
w
+ S

(5-11)
Trong đó: S
tt

- độ lún tức thời do tính đàn hồi của đất nền. Theo
tiêu chuẩn thiết kế 22 TCN 262 2000 của Bộ Giao thông vận tải [51],
độ lún tức thời (S
tt
) xảy ra trong quá trình thi công đợc dự tính theo độ
lún cố kết thấm (S
w
) : S
tt
= (0,1 ữ 0,40)S
w
(5-12)
Ngành Thủy lợi cha có số liệu quan trắc tổng kết độ lún tức thời
(S
tt
) dới nền đê. Đối với đất nền đê là loại đất sét yếu dẻo chảy ở
ĐBSCL, tạm thời chọn :
S
tt
= 0,4.S
w
(5-13)
Độ lún của nền đê (S
nđ
) sau khi thi công xong chủ yếu gồm hai
thành phần: S
nđ
= S
w
+ S

(5-14)
S
w
- độ lún do cố kết thấm. S

- độ lún thứ cấp do từ biến
Tính toán độ lún của nền trong phạm vi H
a
.
Độ lún do cố kết thấm (nén chặt): S
w
= . H
a
(5-23)
Độ lún do từ biến: S

= (H
a
S
w
) (5-24)


15

(
)

+

z z z z
w w
p p p p
e e e .e
(
)

+
i
w w
p pi pi pi
e e e .e

pi
e
w
pi
e
Thay S
w
, S

theo các công thức (5-23) và (5-24) vào công thức (5-
14) ta có: S
nđ
= H
a
( 5-25)
Nếu trong phạm vi H
a

có nhiều lớp mỏng h
i
khác nhau thì tính theo
cộng lún: S
nđ
= h
i
(5-26)
, - mô đun lún ở cuối giai đoạn cố kết thấm và trong giai
đoạn từ biến ứng với áp lực P
i
ở trung tâm mỗi lớp.
5.3. áp dụng tính toán kiểm tra độ lún của đoạn đê thực tế ở
Gò Công, tại vị trí K10 + 963. Đoạn đê ở Gò Công, tại vị trí K10 +
963 đợc thi công và hoàn thiện đến cao trình đỉnh thiết kế (+4,00) vào
năm 1984. Kích thớc mặt cắt ngang đê nh hình 5-7. Chỉ tiêu vật lý
của đất nền tự nhiên ban đầu đợc ghi ở bảng 5-3 trong luận án. Đất đắp
thân đê đợc lấy tại chỗ. Đầm nén đất bằng xe ủi bánh xích đạt:
c
=
1,10 T/m
3
. Sau 15 khai thác đê bị lún nhiều. Cao trình đỉnh đê thực tế là
+2,64. Nh vậy đê bị lún theo số liệu quan trắc là: S
qtr
= 4,0 - 2,64 =
1,36 m (cha kể độ lún tức thời S
tt
)
Biểu đồ thay đổi dung trọng khô (

c
) của đất nền theo độ sâu hố
khoan đợc trình bày trên hình 5-4 b trong luận án. Dung trọng khô của
đất nền đê theo trục z đi qua tâm đáy đê biến đổi lớn hơn so với dung
trọng khô (
c
) của đất nền tự nhiên đến độ sâu z = 6,9 m. Nh vậy vùng
chịu nén thực tế là 6,9 m. Nếu tính theo điều kiện (5-2) ta có: H
a
=7,0 m.
Khi mới đắp xong:
c
= 1,10 T/m
3
; với = 2,67 đất có tỷ số kẽ rổng e
1
=
1,427. Sau 15 năm, đất ở thân đê có
c
= 1,25 T/m
3
với = 2,67, đất
đạt tỉ số kẽ rổng: e
2
= 1,136.
Mẫu đất dùng để thí nghiệm nén cố kết đợc lấy ở độ sâu (3,4 ữ
3,6) m và tính toán mô đun lún e
p
w
, e

p

theo các cấp áp lực P khác nhau
đợc biểu diễn bằng đồ thị trên hình 5-6.
Tính toán lún của đê: Sơ đồ tính toán trình bày trên hình 5-7.
Với H
a
= 7,0m nền đồng nhất, tại giữa lớp chịu nén z = 3,5m có

gl
z
+

bt
z
= 11,03 T/m
2
1,10 kG/cm
2
.



16

Hình 5-6: Sự thay đổi hệ số nén lún tơng đối ở cuối giai đọan cố
kết thấm (e
p
w
) và trong giai đoạn từ biến (e
p

) theo áp lực nén (P).












Hình 5-7: Sơ đồ mặt cắt ngang tuyến đê. Biểu đồ ứng suất dới đê.
P, kG/cm
2

0.25 0.50 1.0 2.0
e

p
w
3.07x10
-2

4.45x10
-2

1.10x10
-1

1.67x10
-1

e
p

4.19x10
-3

9.07x10
-3

1.58x10
-2

5.30x10
-2

1. 00 E - 03

1. 00 E - 02
1. 00 E - 01
1. 00 E +00
0 0. 25 0. 5 0. 7 5 1 1. 2 5 1.5 1.75 2 2. 25
á
p lực nén P, kG/cm
2
Hệ số nén lún tơng đối e
p
e
p



= f
2
(P)
e
p
w
= f
1
(P)
P=17x3.5=5.95 T/m
2

10.5m 6.0m
10.5m
H
ủ

=3.5m
B=16.5m
3.5m
3.5m

z
= K
z
.P

z
bt
=

w
.z
5.6 T/m
2

5.14 T/m
2

5.95 T/m
2

11.2 T/m
2

5.47 T/m
2

0

m = 3.0
m = 3.0
+4.0m
+0.5m


17


+
1 2
1
e e
1 e
+
c
0
C
1 e
+
+
,
z v0
,
v0
1
Trên biểu đồ ở hình 5-6, ứng với P = 1,1 kG/cm

2
ta có: e
p
w
=
1,16.10
-1
; e
p

= 1,95.10
-2
.
S
w
= e
pz
w
. H
a
= 1.16/10 x 7,0 = 0,812 m
S

= e
pz

(H
a
S
w

) = 1.95/100 x (7,0 0,812) = 0,12 m
Độ lún của thân đê đợc tính theo công thức:
S
tđ
= .h
đ
(5-27)

e
1
= 1,427; e
2
= 1,136; h
đ
= 3,5m;
S
tđ
= (1.472 - 1.136)/(1 + 1.472) x3,5 = 0,42 m
áp dụng công thức (5-13) tính thêm độ lún tức thời dới nền đê
khi thi công : S
tt
= 0,4S
w
= 0,4 x 0,812 = 0,32m
Độ lún toàn bộ của đê là:
S
đ
= S
tđ
+ S

tt
+S
w
+ S

= 0,42 + 0,32 + 0,812 + 0,12 = 1,67 m
5.4. Kết quả tính lún của đoạn đê Gò Công tại vị trí k10+963 theo
một số phơng pháp khác.
5.4.1. Tính lún theo chỉ số nén cố kết C
c
và chỉ số nén thứ cấp C




(Phơng pháp Raymond và Wahls đề nghị năm 1976)
Trong luận án Tiến sĩ kỹ thuật đã bảo vệ năm 2006 [16] Võ Ngọc
Hà cũng sử dụng tài liệu địa chất công trình đoạn đê Gò Công, đợc
giới thiệu ở trên, để tính toán kiểm tra độ lún của đê tại vị trí K10 +
963. Độ lún của khối đất đắp ở thân đê (S
tđ
) đợc tính theo công thức
(5-27) và tính đợc: S
tđ
= (1.472 - 1.136)/(1 + 1.472) x 3,5 = 0,42 m
Độ lún của nền đê do cố kết sơ cấp (cố kết thấm) đợc tính công
thức: S
w
=

h
i
x log
10
(5-28)

Kết quả tính toán xác định đợc: S
w
= 0.79 m
Độ lún của nền đê do cố kết thứ cấp (từ biến) tính theo công thức
đợc đề nghị bởi Raymond và Wahls (1976):


18


+
p
C
1 e
t
0
T
T
S

= H x log
10
(5-29)
Tính đợc: S

= 0.074 m.
áp dụng công thức (5-13) tính đợc độ lún tức thời dới nền đê khi
thi công: S
tt
= 0,4S
w
= 0,4 x 0,79 = 0,316 m
Độ lún toàn bộ của đê là: S
đ
= 0.42 + 0.79 + 0.074 + 0,316 = 1,60 m
5.4.2. Tính lún theo hệ số nhớt của đất nền
Độ lún S
T
đợc tính theo công thức (1-50) do giáo s ..
èủởợõ đề nghị : (công thức 4 27 trang 79 tài liệu [8])

0
0
( )
1
. .ln . ln
T
a c c
T tt
c c
B H e
T
S P B
B

à

à


+
= +


(1-50)
Nghiên cứu sinh sử dụng các số liệu về hệ số nhớt của đất nền
ĐBSCL ở chơng II và các đặc trng của đoạn đê Gò Công để tính S
T

sau 15 năm khai thác. Kết quả tính đợc độ lún nền đê S
T
= S
nđ
= 1,64 m
Nếu kể cả độ lún thân đê S
tđ
= 0,42 m thì độ lún tổng cộng của đê là:
S
đ
= 1,64 + 0,42 = 2,06 m
5.4.3. độ lún quan trắc đợc tại đoạn đê Gò Công :
Nh số liệu giới thiệu ở mục 5-3, độ lún của nền đê và thân đê
sau khi thi công xong 15 năm là: S
qtr
= 4,0 2,64 = 1,36 m. Nếu kể cả

độ lún tức thời trong quá trình thi công S
tt
= 0,32 m, độ lún quan trắc
thực tế của đê là: S
qtr
= 1,36 + 0,32 = 1,68m
5.4.4. Nhận xét.
1. Cùng chiều dày vùng chịu nén dới đê: H
a
= 7,0m, cùng
phơng pháp và kết quả tính lún thân đê: S
tđ
= 0,42m, nhng độ lún
của nền đê (S
nđ
) tính theo phơng pháp khác nhau sẽ không giống nhau
và đa đến độ lún tổng cộng của đê (S
đ
) khác nhau.


19

2. Tạm thừa nhận số liệu quan trắc lún thực tế là S
qtr
= 1,68m để
so sánh cho thấy sự chênh lệch độ lún S giửa các phơng pháp tính và
số liệu quan trắc là S = -5% đến +22%.
Sự sai khác này có thể do chọn sơ đồ tính toán, kết quả thí
nghiệm chọn các thông số để tính lún không hoàn toàn phù hợp với

nhau.
Ngay cả số liệu quan trắc lún cũng cha hoàn toàn tin cậy. Số liệu
tính lún theo (e
w
p
) và (e

p
) do nghiên cứu đề nghị tuy gần sát với số liệu
quan trắc thực tế, nhng vì số liệu quan trắc thực tế còn quá ít, mới chỉ
có số liệu của một công trình.
Do vậy trong ngành Thủy lợi cần có qui định quan trắc quá
trình lún của đê từ khi thi công và theo thời gian khai thác để có cơ sở
lựa chọn phơng pháp tính lún thích hợp hơn đối với đê ở ĐBSCL.
5.5. Quan hệ giửa độ lún từ biến (S



) và độ lún cố kết thấm (S
w
) của
nền đất dính dới đê ở ĐBSCL.
Dựa theo công thức (5-23) và (5-24) xác lập tỉ số giữa S

và S
w

là:
(1 )
w

p p
w
w p
e e
S
S e



= (5-30)
Đặt
(1 )
w
p p
w
p
e e
e



= ; Ta có: S

= .S
w
(5-32)
Trong mục 5.5.2 trình bày đặc điểm biến đổi mô đun lún e
w
p
và e

p

trong quá trình nén cố kết của đất dính có trạng thái độ sệt (B) khác
nhau ở ĐBSCL. Trên cơ sở số liệu đó, trong mục 5.5.3 xác định hệ số
theo trạng thái độ sệt (B) của đất nền (Bảng 5-7). Bảng 5-7
B
0 B < 0,5

0,5 B < 0,75

0,75 B < 1,0

B 1,0
, %
10 15 18 20


20


5.6. Một số kết luận rút ra từ chơng V.
- Khi tính lún, vùng chịu nén H
a
của nền đất yếu dới đê ở
ĐBSCL có thể xác định theo điều kiện đợc ghi trong SniP II-16-76:
(công thức 5-2):
gl
z

0.50
bt
z




- Khi khảo sát địa chất công trình nền đê có thể chọn độ sâu hố
khoan: H
k
= 2.h
đ

- Tổng độ lún của nền đê (bao gồm lún do cố kết thấm S
w
và lún
do từ biến S

) có thể dự tính theo công thức (5-25) với nền đồng chất và
theo công thức (5-26) với nền có nhiều lớp.
- Trong khi không có số liệu thí nghiệm để tính độ lún từ biến
(S

) có thể xác định độ lún (S

) thông qua độ lún cố kết thấm (S
w
) theo

công thức (5-32): S

= .S
w
. Hoặc tính độ lún tổng cộng của nền đê sau
khi thi công theo công thức (5-33): S
nđ
= (1+). S
w

- chọn theo bảng 5-7 phụ thuộc vào độ sệt B của đất nền. Trị
số này sử dụng với trờng hợp áp lực lên đất nền thay đổi trong phạm vi
P = 0,5 ữ 2,0 kG/cm
2
và ở thời kỳ đầu của giai đoạn từ biến.
CHƯƠNG VI: Dùng giải pháp đắp đất nâng dần chiều cao đê theo
nhiều giai đoạn, tạo điều kiện cố kết tăng sức chịu tải của nền đất
yếu dới đê.
Trong các mục 6-1 và 6-2 của chơng này, tác giả nêu lên
những giải pháp khi đắp đê qua vùng đất yếu; Cơ sở lý thuyết phân đoạn
đắp đê; Yêu cầu về sơ đồ thí nghiệm sức chống cắt đối với đất nền;
Trình tự và công thức tính toán phân đoạn đắp đê theo chiều cao trên
nền đất yếu. Trong mục 6-3, áp dụng kết quả nghiên cứu đã tính phân
đoạn thi công một số tuyến đê thực tế ở ĐBSCL. Kết quả tính toán đợc
tổng hợp trong bảng 6-5 của luận án.


21

6.4. Một số nhận xét rút ra từ chơng VI.

Đất nền đê phần lớn là bùn sét, sét chảy, với dung trọng đất đắp
đ

= (1,60 ữ 1,64) T/m
3
, chiều cao giới hạn cho phép của khối đất đắp trên
nền đất yếu không lớn: [h
gh
] = (1,20 ữ 2,0)m.
Nhiều đoạn đê có h
đ
> [h
gh
], cần phải phân đoạn đê theo chiều cao
để đắp. Chiều dày lớp đất đắp lần thứ nhất (h
1
) nên chọn bằng chiều cao
an toàn (h
at
) của khối đất đắp đối với nền đất yếu: h
1
= h
at
= (1 ữ 1,5) m.
Mức độ cố kết yêu cầu của nền đất yếu sau khi đắp xong lớp đất thứ
nhất nên chọn U
t
= 80%. Để đạt U
t
= 80% cần ngừng thi công trong

khoảng thời gian T = 3 ữ 6 tháng. Thực tế thi công ở đồng bằng sông
Cửu Long thờng phải gián đoạn từ 5 ữ 6 tháng tránh mùa lũ, vì vậy cần
bố trí thời đoạn đắp đê vào hai mùa khô.
Kết luận và đề nghị
I. Kết luận chung.
1.1 Sử dụng phơng pháp thí nghiệm nén cố kết trên máy nén
không nở hông theo phơng pháp Casagrande có thể xác định hệ số
nhớt () của đất theo thời gian (với mức độ cố kết khác nhau) và theo
độ sệt (B) của đất. Đồng thời có thể xác định mô đun lún e
w
p
, e

p
và hệ
số nhớt
nc
,
tb
của đất trong giai đoạn cố kết thấm và ở bớc đầu của
giai đoạn từ biến phục vụ tính toán ổn định đê trên nền đất yếu ở Đồng
bằng Sông Cửu Long.
1.2. Hệ số nhớt () của đất thay đổi theo thời gian (t) phụ thuộc vào
tải trọng tác dụng và tổng hợp cuối cùng là thay đổi theo trạng thái độ
sệt (B) của đất.
- Trong cùng một thời đoạn gia tải 24h ứng với từng cấp tải trọng P
khác nhau, giai đoạn cố kết thấm đạt mức độ cố kết U=100% sau
khoảng thời gian 3 ữ 5 giờ và chuyển sang giai đoạn từ biến.
- Dới mỗi cấp áp lực nén P khác nhau, hệ số nhớt () tăng theo
thời gian t. Hệ số nhớt tăng nhanh trong giai đoạn cố kết thấm. Khi đạt

22

mức độ cố kết U=100% bắt đầu giai đoạn từ biến hệ số nhớt () có xu
hớng tăng chậm.
- Trạng thái độ sệt (B) của mẫu đất giảm nhiều trong giai đoạn cố
kết thấm và hầu nh không thay đổi hoặc thay đổi không đáng kể trong
giai đoạn từ biến.
- ở mỗi cấp áp lực nén, hệ số nhớt () tăng theo sự giảm độ sệt (B)
của đất. Nếu gọi hệ số nhớt () khi đất đạt mức độ cố kết U=100% bắt
đầu chuyển sang giai đoạn từ biến là hệ số nhớt ban đầu (
o
) và hệ số
nhớt ở cuối mỗi cấp gia tải (24 giờ nén) là hệ số nhớt cuối (
c
)ta sẽ có :
* ở trạng thái chảy:
o
= a x 10
10
,
c
= a x 10
12
, poise
* ở trạng thái dẻo:
o
= a x 10
11

,
c
= a x 10
13
, poise
* ở trạng thái nửa cứng và cứng:
o
= a x 10
11
,
c
= a x 10
14
, poise
Với 0 < a < 10
1.3. Tỷ số các thành phần của lực dính m =
w
w
C

thay đổi theo trạng
thái độ sệt (B) của đất (bảng 3-2 trong luận án):
* ở trạng thái cứng (B 0) và nửa cứng (0 B 0,25) tỷ số trung
bình m =
w
w
C

= 19%, chứng tỏ lực dính nhớt (
w

) chỉ chiếm phần nhỏ
trong lực dính tổng quát (C
w
) của đất, phần lớn lực dính còn lại chủ yếu
là lực dính kết cấu (C
c
), vì C
c
= C
w
-
w

* Lực dính nhớt (
w
) chiếm tỷ lệ lớn trong lực dính tổng quát (C
w
)
của đất ở trạng thái dẻo mềm, dẻo chảy.
* ở trạng thái chảy (B > 1) lực dính của đất chủ yếu là lực dính
nhớt: C
w
=
w
, còn lực dính kết cấu (C
c
0).
1.4. Khi chịu tác dụng của tải trọng thích hợp không gây ra mất ổn
định công trình, thì đất sẽ cố kết thoát nớc, độ sệt B của đất giảm, lực
dính kết cấu cứng (C

c
) đợc hình thành và phát triển theo thời gian, có
tác dụng tăng sự ổn định lâu dài của công trình.
1.5. Kết quả thí nghiệm cắt theo sơ đồ cố kết cắt nhanh (CU)
của các nhóm đất bùn sét, sét chảy ở ĐBSCL dới các cấp áp lực nén P
= 0.2 ữ 0.6 kG/cm
2
(tơng ứng với cột đất đắp ở thân đê) cho thấy rằng:


23

- Mức độ tăng góc ma sát trong (
cu
) và lực dính (C
cu
) của đất theo
mức độ cố kết (U
t
) có thể phân thành 3 giai đoạn:
+ Khi U
t
10%: Sự tăng
cu
, C
cu
hầu nh không đáng kể
+ Khi 20% U
t
80%:

cu
, C
cu
đều tăng lớn rõ rệt
+ Khi 80% U
t
100%:
cu
, C
cu
tăng không đáng kể
Do vậy khi tính toán gia tải, nén trớc nền đất yếu, hoặc tính toán
phân đoạn đắp đê theo chiều cao nhằm tận dụng khả năng cố kết để
tăng sức chịu tải của nền đất ta chỉ cần chọn mức độ cố kết yêu cầu
U
yc
= 80%.
1.6. Độ lún tổng hợp do cố kết thấm và từ biến của nền đê (S
nđ
)
đợc xác định theo các công thức sau:
+ Tính theo công thức (5-25) với nền đê đồng nhất trong phạm vi H
a
:
S
n
đ
= H
a
(

)
z z z z
w w
p p p p
e e e .e

+ (5-25)
+ Tính cộng lún theo công thức (5-26) nếu trong phạm vi (H
a
) có nhiều
lớp đất mỏng có chiều dày h
i
khác nhau:
S
n
đ
= h
i
(
)

+
i
w w
p pi pi pi
e e e .e
(5-26)
1.7. Khi không có số liệu thí nghiệm để tính độ lún từ biến (S

)

của nền đê, có thể xác định gần đúng độ lún từ biến (S

) theo độ lún do
cố kết thấm (S
w
) bằng công thức thực nghiệm (5-32): S

= .S
w
. Hoặc
tính độ lún tổng cộng của đất nền theo công thức (5-33) S
nđ
= (1 + ).S
w

Hệ số chọn ở bảng 5-7, phụ thuộc vào độ sệt B của đất nền.
Trị số này sử dụng với trờng hợp áp lực lên nền thay đổi trong phạm
vi P = 0,5 ữ 2,0 kG/cm
2
và tính lún ở thời kỳ đầu của giai đoạn từ biến.
1.8. Trong chơng VI trình bày các cơ sở lý thuyết, phơng pháp thí
nghiệm và các bớc tính toán phân đoạn đắp đê theo chiều cao nhằm
nâng cao khả năng chịu tải của nền đất yếu trong quá trình cố kết. Kết
quả tính toán áp dụng vào việc thi công một số tuyến đê thực tế ở
ĐBSCL đã chứng tỏ hiệu quả của phơng pháp này, nếu thời gian thi
công cho phép kéo dài qua hai mùa khô.
II. Một số đề nghị.