Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ quảng ninh đến quảng nam các chuyên đề nghiên cứu về tiêu chuẩn an toàn, thấm, trượt, lún, biến dạng đê biển

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PHÁT TRIỂN NÔNG THÔN
VIỆN KHOA HỌC THUỶ LỢI VIỆT NAM






BÁO CÁO TỔNG KẾT CÁC CHUYÊN ĐỀ NGHIÊN CỨU
• PHÂN TÍCH LỰA CHỌN TIÊU CHUẨN AN TOÀN CHO ĐÊ BIỂN
• NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH THẤM
• NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH
TRƯỢT
• NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN LÚN-BIẾN
DẠNG
• MỘT SỐ QUY ĐỊNH SỬ DUNG PHẦN MỀM TRONG TÍNH TOÁN ĐÊ
BIỂN
• MỘT SỐ QUY ĐỊNH VỀ THÀNH PHẦN VÀ NỘI DUNG HỒ SƠ THIẾT
KẾ ĐÊ BIỂN

THUỘC ĐỀ TÀI:
“
NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP ĐỂ ĐẮP ĐÊ BẰNG VẬT LIỆU ĐỊA PHƯƠNG VÀ ĐẮP TRÊN
NỀN ĐẤT YẾU TỪ QUẢNG NINH ĐẾN QUẢNG NAM
”
Mã số: 05 Thuộc chương trình: NGHIÊN CỨU KHOA HỌC CÔNG NGHỆ PHỤC VỤ XÂ
Y
DỰNG ĐÊ BIỂN VÀ CÔNG TRÌNH THUỶ LỢI VÙNG CỬA SÔNG VEN BIỂN
Chủ nhiệm đề tài: PGS. TS Nguyễn Quốc Dũng
Cơ quan chủ trì đề tài: Viện Khoa học Thuỷ lợi Việt Nam

7579-7
22/12/2009

Hà Nội 2009


1
Mục lục
3.1. Lựa chọn tiêu chuẩn an toàn 2
3.2. Nội dung và trường hợp tính toán: Thấm, ổn định trượt và lún 8
3.3. Tính toán ổn định: Thấm, Trượt và Lún 12
3.4. Một số quy định trong tính toán ổn định trượt đê biển 18
3.5. Quy định về thành phần và nội dung Hồ sơ thiết kế đê biển 25

2
NGHIÊN CỨU TIÊU CHUẨN AN TOÀN VÀ PHƯƠNG PHÁP TÍNH
TOÁN THIẾT KẾ
Trên cơ sở các kích thước hình học, vật liệu được sử dụng, giải pháp công
nghệ được áp dụng đã được xác định từ trước, nội dung của chương này sẽ
trình bày đến các vấn đề tính toán và thiết kế để đảm bảo khi thực hiện việc
xây dựng và khi đưa vào sử dụng đê biển đảm bảo các điề
u kiện ổn định. Các

tiêu chuẩn an toàn, điều kiện và phương pháp tính có mối quan hệ với nhau, để
người đọc nắm bắt có hệ thống, nên nội dung báo cáo này sẽ trình bày liên tục
các chuyên đề từ số 9 đến 14. Tên các chuyên đề cụ thể là:
Chuyên đề 9: Phân tích, lựa chọn tiêu chuẩn an toàn cho đê biển;
Chuyên đề 10: Nghiên cứu đề xuất phương pháp tính toán ổn định thấm;
Chuyên đề 11: Nghiên cứu đề xuất phương pháp tính toán
ổn định trượt;
Chuyên đề 12: Nghiên cứu đề xuất phương pháp tính toán lún;
Chuyên đề 13: Một số quy định sử dụng phần mền trong tính toán thiết kế;
Chuyên đề 14: Một số quy định về thành phần và nội dung hồ sơ thiết kế.
3.1. Lựa chọn tiêu chuẩn an toàn
2.1. Các yêu cầu về an toàn thấm:
a. Độ bền thấm đặc biệt
+ Đối với thân đê: Để đảm bảo không xuât hiệ
n hang thấm tập trung trong thân
đê, cần thoả mãn điều kiện:
J
k
đ
≤[J
k
]
đ
(2-25)
Trong đó:
J
k
đ
: Gradient kiểm tra độ bền thấm đặc biệt của thân đê;
[J

k
]
đ
: Gradient kiểm tra cho phép thân đê, xác định theo bảng 2-1.
Bảng 2-1. Trị số gradient cho phép [J
k
]
đ
ở khối đắp thân đê.
Cấp công trình
Loại đất
Cấp đặc biệt và I Cấp II Cấp III Cấp IV
Sét 1.00 1.10 1.20 1.30
Á sét 0.70 0.75 0.85 0.90
Cát trung bình 0.50 0.55 0.60 0.65

3
Á cát 0.40 0.45 0.50 0.55
Cát mịn 0.35 0.40 0.45 0.50
+ Đối với nền đê: Để đảm bảo không xuât hiện hang thấm tập trung trong nền
đê, cần thoả mãn điều kiện:
J
k
n
≤[J
k
]
n
(2-26)
Trong đó:

J
k
n
: Gradient kiểm tra độ bền thấm đặc biệt của nền đê;
[J
k
]
đ
: Gradient kiểm tra cho phép đối với nền đê.
b. Độ bền thấm bình thường
+ Kiểm tra xói ngầm cơ học: Trong thiết kế, ngoài việc kiểm tra độ bền thấm
đặc biêt, còn phải kiểm tra độ bền thấm bình thường (xói ngầm cơ học, trôi
đất) tại cửa ra của vùng thấm. Để không xảy ra xói ngầm cơ học, cần không
chế gradient thấm tại cửa ra của thân đê và nền đ
ê nhỏ hơn gradient thấm cho
phép.
J
ra
≤[J]

(2-27)
Trong đó:
J
ra
: Gradient thấm tại cửa ra vùng thấm
[J]: Gradient thấm cho phép của đất. Đối với đất không dính, trị số này
phụ thuộc vào hệ số η=d
60
/d
10

và được lập sẵn đồ thị tiện tra cứu.

Hình 2.4. Biểu đồ quan hệ J
gh
và [J] với
η


4
+ Kiểm tra khả năng trôi đất: Để không xảy ra hiện tượng trôi đất, thì gradient
thấm tại cửa ra phải nhỏ hơn gradient thấm cho phép.
J
ra
≤[J]
t đ
(2-27)
Trong đó:
J
ra
: Gradient thấm tại cửa ra vùng thấm
[J]
tđ
: Gradient thấm cho phép của đất, được lấy theo bảng 2.2.
Bảng 2.2. Trị số gradient thấm cho phép [J]
tđ
khi kiểm tra chảy đất

Thứ tự Loại đất [J]
tđ

1 Cát bột
0.25∼0.30
2 Cát mịn
0.30∼0.35
3 Cát vừa
0.35∼0.40
4 Cát thô
0.40∼0.45
5 Sỏi nhỏ, sỏi vừa
0.45∼0.50
6 Sỏi thô kẹp cuội sạn
0.50∼0.55
7 Đất cát
0.40∼0.50
8 Đất thịt (sét)
0.50∼0.60
9 Đất sét mềm
0.60∼0.70
10 Đất sét cứng
0.70∼0.80
2.2. Các yêu cầu về ổn định:
a) Khối đắp và nền phải đảm bảo ổn định, không bị phá hoại do trượt trồi trong
quá trình thi công đắp (đắp phần nền theo thiết kế hoặc đắp cao hơn cao độ
thiết kế để gia tải trước) và trong suốt quá trình đưa vào khai thác sử dụng sau
đó. Để đảm bảo an toàn cho thân đê và nền đê, trong tính toán cần phải tuân
thủ điều kiệ
n sau:

R
K

m
Nn
n
ttc
≤
(2-28)
Hoặc
m
Kn
N
R
K
nc
tt
≥= (2-29)

5
Trong đó:
n
c
- Hệ số tổ hợp tải trọng.
- Trong tính toán theo trạng thái giới hạn thứ nhất:
n
c
= 1,00 - đối với tổ hợp tải trọng cơ bản;
= 0,90 - đối với tổ hợp tải trọng đặc biệt;
- Trong tính toán theo trạng thái giới hạn thứ hai: n
c
= 1,00
K - Hệ số an toàn chung của công trình.

N
tt
- Tải trọng tính toán tổng quát (lực, mômen, ứng suất), biến dạng hoặc
thông số khác mà nó là căn cứ để đánh giá trạng thái giới hạn.
R - Sức chịu tải tính toán tổng quát, biến dạng hoặc thông số khác được
xác lập theo tiêu chuẩn thiết kế.
m - Hệ số điều kiện làm việc.
k
n
- Hệ số bảo đảm được xét theo quy mô, nhiệm vụ của công trình. Khi
tính toán trạng thái giới hạn theo nhóm thứ nhất, k
n
được xác định
theo cấp công trình. Khi tính toán theo trạng thái giới hạn thứ hai, lấy
k
n
=1,00.
b) Các tiêu chuẩn an toàn ổn định riêng:
b1. Hệ số an toàn chống trượt (K) của đê đất được quy định trong bảng 2.3.
Bảng 2.3. Hệ số an toàn ổn định chống trượt (K)
Cấp công trình Đặc
biệt
I II III IV
Điều kiện sử
dụng bình
thường
1,30 1,25 1,20 1,15 1,10
Hệ số an
toàn
Điều kiện sử

dụng bất thường
1,20 1,15 1,10 1,05 1,05
b2. Hệ số an toàn ổn định chống trượt (K) của công trình thành đứng (công
trình bê tông, hoặc đá xây, ) mặt trên tiếp xúc với nền đất được quy định
trong bảng 2.4.
Bảng 2.4. Hệ số an toàn ổn định chống trượt (K) của công trình thành đứng

6
Cấp công trình Đặc
biệt
I II III IV
Điều kiện sử
dụng bình
thường
1,35 1,30 1,25 1,20 1,15
Hệ số an
toàn
Điều kiện sử
dụng bất thường
1,20 1,15 1,10 1,05 1,05
b3. Hệ số an toàn ổn định chống trượt (K) của công trình thành đứng (công
trình bê tông, hoặc đá xây, ) mặt trên tiếp xúc với nền đá được quy định trong
bảng 2.5.
Bảng 2.5. Hệ số an toàn ổn định chống trượt (K) của công trình thành đứng
Cấp công trình Đặc
biệt
I II III IV
Điều kiện sử
dụng bình
thường

1,15 1,10 1,05 1,05 1,00
Hệ số an
toàn
Điều kiện sử
dụng bất thường
1,10 1,05 1,05 1,00 1,00
b4. Hệ số an toàn ổn định chống lật (K) của công trình thành đứng (công trình
bê tông, hoặc đá xây, ) được quy định trong bảng 2.6.
Bảng 2.6. Hệ số an toàn ổn định chống trượt (K) của công trình thành đứng
Cấp công trình Đặc
biệt
I II III IV
Điều kiện sử
dụng bình
thường
1,60 1,55 1,50 1,45 1,40
Hệ số an
toàn
Điều kiện sử
dụng bất thường
1,50 1,45 1,40 1,35 1,30
c) Hệ số an toàn về ổn định không được nhỏ hơn hệ số an toàn cho phép (K)
theo cấp công trình và theo điều kiện làm việc được quy định trong các bảng từ
2.3 đến 2.6.

7
Hệ số ổn định tính được trong điều kiện làm việc bình thường không được
vượt quá 15% đối với đê cấp III trở xuống, và không được vượt quá 20% đối
với đê cấp I, II so với trị số quy định trong các bảng 2.3 đến 2.6. Riêng đê cấp
đặc biệt trị số cho phép vượt của hệ số an toàn nhỏ nhất có thể được quy định

riêng được cấp có thẩm quyề
n quyết định.
2.3. Các yêu cầu về tiêu chuẩn an toàn lún
a) Số liệu quan trắc lún theo chiều thẳng đứng và quan trắc di động ngang của
vùng đất hai bên nền đắp trong quá trình đắp nền và đắp gia tải trước phải
không được vượt quá trị số quy định dưới đây:
+ Tốc độ lún ở đáy nền đắp tại trục tim của nền đê không được vượt
quá 10mm/ngày đêm.
+ T
ốc độ di động ngang của các cọc quan trắc đóng hai bên nền đắp
không được vượt quá 5mm/ngày đêm.
b) Phải tính toán độ lún tổng cộng của nền và thân đê dưới tác dụng của tải
trọng bản thân và tải trọng bên ngoài lâu dài kể tư khi bắt đầu đất đắp nền cho
đến khi lún kết thúc hoàn toàn để thực hiện việc đắp phòng lún. (đắp rộng thêm
bề rộng nền đê so với bề
rộng thiết kế).
Bề rộng phải đắp thêm mỗi bên của nền đường (bm) được xác định theo công
thức:
b
m
= S . m (2-30)
Trong đó:
+ 1/m là độ dốc ta luy nền đắp thiết kế
+ S được tính theo phương pháp quy định ở mục d, điều 2.14 với 2
thành phần Si (lún tức thời do biến dạng ngang không thoát nước,
xét đến khả năng nở hông của đất yếu dưới nền đắp) và lún cố kết Sc
(do nước lỗ rỗng thoát ra và đất yếu bị nén chặt dưới tải trọng đắp).
c) Đố
i với đê không sử dụng kết cấu áo đường (không kết hợp làm đường giao
thông) thì không cần đề cập đến vấn đề lún cố kết còn lại khi thiết kế. Tuy

nhiên cần kiểm tra lún để đánh giá lún tổng, lún không đều của các bộ phận,
phán đoán khả năng gây nứt do lún không đều, gây mất ổn định cục bộ kéo
theo đến mất ổn định tổng thể.

8
d) Đối với các tuyến đê có yêu cầu giao thông, có các công trình trên tuyến đê
thì khi hoàn thành công trình nền mặt đường xây dựng, phần độ lún cố kết còn
lại ∆S tại trục tim của nền đê được cho phép như ở bảng 2.7 dưới đây:
Bảng 2.7- Phần độ lún cố kết cho phép còn lại ∆S tại trục tim của nền đê sau
khi hoàn thành công trình
Vị trí đoạn nền đắp trên đất yếu
Loại cấp đê
Gần mố cầu

Chỗ có đê
hoặc đường dân
sinh chui dưới
Các đoạn
nền đắp thông
thường
1. Đường cao tốc và
đường cấp 80
≤ 10cm

≤ 20cm

≤ 30cm

2. Đường cấp 60 trở
xuống có tầng mặt

cấp cao A1
≤ 20cm

≤ 30cm

≤ 40cm

Ghi chú bảng 2.7:
+ Phần độ lún cố kết còn lại ∆S là phần lún cố kết chưa hết sau khi làm
xong áo đường;
+ Chiều dài đoạn nền đường gần mố cầu được xác định bằng 3 lần
chiều dài móng mố cầu liền kề. Chiều dài đoạn nền đắp có đê hoặc
có lối chui qua đường ở dưới được xác định bằng 3÷5 lần bề
rộng
móng đê hoặc bề rộng lối đi qua đường;
+ Nếu phần độ lún cố kết còn lại ∆S vượt quá các trị số cho phép ở
bảng 2.7 thì mới cần phải có các biện pháp xử lý để giảm ∆S đề cập
ở các điều 2.8 đến 2.11. Nếu thỏa mãn các trị số cho phép ở bảng 2.7
thì không cần áp dụng các biện pháp tăng nhanh cố kết;
3.2. N
ội dung và trường hợp tính toán: Thấm, ổn định trượt và lún
2.4. Trường hợp tính toán thấm:
a) Đối với những tuyến đê cửa sông ở vùng có biên độ triều cao, mưa nhiều,
cần tính toán kiểm tra ổn định thấm cho thân đê và nền đê đảm bảo không xuất
hiện hang thấm tập trung, xói ngầm cơ học hay trôi đất.
b) Các trường hợp tính toán:

9
+ Phía sông/biểnlà mực nước thiết kế, phía đồng là mực nước tương
ứng;

+ Phía sông là mực nước lũ thiết kế, phía đồng là mực nước thấp hoặc
không có nước;
+ Phía sông là mực nước lũ lớn nhất, phía đồng là mực nước thấp hoặc
không có nước;
+ Trường hợp bất lợi nhất đối với sự ổn định của mái đ
ê khi phía sông
nước rút nhanh.
c) Tính toán dòng thấm, đối với trường hợp nền đê tương đối phức tạp có thể
đơn giản hoá thích đáng, đồng thời tiến hành theo những quy định sau:
+ Trường hợp các lớp đất mỏng kề nhau mà hệ số thấm chênh lệch
trong phạm vi 5 lần, có thể coi như một lớp, lấy hệ số thấm bình
quân gia quyền để làm cơ sở tính toán;
+ Tr
ường hợp nền đê có hai lớp, nếu lớp đất nằm dưới có hệ số thấm
nhỏ hơn hệ số thấm của lớp trên 100 lần trở lên, có thể xem lớp đất
nằm dưới là lớp không thấm nước; nếu lớp mặt là lớp thấm nước yếu
thì có thể tính toán nền hai lớp;
+ Khi hệ số thấm của lớp đất nền tiế
p giáp với đáy đê lớn hơn hệ số
thấm của thân đê 100 lần trở lên, có thể coi thân đê là không thấm
nước, chỉ tính thấm theo dòng chảy có áp đối với nền đê, vị trí
đường bão hoà của thân đê có thể xác định theo cột nước áp lực
trong nền.
2.5. Trường hợp tính toán ổn định
a) Chọn mặt cắt tính toán phải có tính chất đại biểu, được lựa chọn trên c
ơ sở
nhiệm vụ đoạn đê, cấp công trình, điều kiện địa chất, kết cấu đê, chiều cao
thân, vật liệu đắp v.v
b) Các trường hợp tính toán ổn định đê biển:
- Trường hợp đê biển làm việc trong điều kiện sử dụng bình thường:

+ Mái đê phía trong ở thời kỳ thấm ổn định hoặc không ổn định, ở
thời kỳ triều cao;
+ Mái đê phía ngoài trong thời kỳ triều rút nhanh;
- Trường hợp đê biển làm việc trong điều kiện sử dụng bất thường:

10
+ Mái đê trong và ngoài thời kỳ thi công;
+ Mái trong và ngoài đê gặp tải trọng bất thường ở mực nước
trung bình nhiều năm.
- Đê ở vùng nhiều mưa: Cần kiểm tra ổn định chống trượt của mái đê
trong thời kỳ mưa.
c) Các thông số tính toán của đất nền, đất đắp được căn cứ vào các trường hợp
tính tương ứng với điều kiện làm việc
được lựa chọn theo điều 2.39
2.6. Tải trọng tính toán ổn định và dự báo lún
a) Các tải trọng tính toán dùng khi kiểm tra ổn định và dự báo lún gồm tải
trọng đắp nền và đắp gia tải trước, tải trọng xe cộ, tải trọng động đất (nếu có).
Vì việc tính toán đều đưa về bài toán phẳng, do vậy các tải trọng tính toán đều
được xác định tương ứng với phạm vi phân bố trên 1 m dài
đê.
b) Tải trọng đắp nền và đắp gia tải trước được xác định đúng theo hình dạng
đắp trên thực tế (hình thang với mái dốc có độ dốc thiết kế, có thể có thêm
phản áp hoặc trong trường hợp đào bớt đất yếu trước khi đắp thì có thêm hai
dải tải trọng phản áp vô hạn ở hai bên).
c) Tải trọng xe cộ được xem là tải trọng của số xe nặng tối đ
a cùng một lúc có
thể đỗ kín khắp bề rộng nền đường (hình 2-5) phân bố trên 1 m chiều dài
đường; tải trọng này được quy đổi tương đương thành một lớp đất đắp (không
có lực dính và góc ma sát trong, chỉ có trọng lượng riêng của đất) có chiều cao
là h

x
xác định theo công thức sau:
lB
Gn
h
x

.
γ
= (2-31)
Trong đó:
+ G là trọng lượng một xe (chọn xe nặng nhất), Tấn
+ n là số xe tối đa có thể xếp được trên phạm vi bề rộng nền đường
(như sơ đồ xếp xe ở hình 2-5)
+ γ là dung trọng của đất đắp nền đê, T/m
3

+ l là phạm vi phân bố tải trọng xe theo hướng dọc, m (như hình II.1);
Có thể lấy l = 4,2 m với xe G =13 tấn, lấy l = 6,6 m khi xe có G =30
tấn, lấy l = 4,5 m với xe xích có G = 80 tấn.

11

Hình 2-5- Sơ đồ xếp xe để xác định tải trọng xe cộ tác dụng lên
đất yếu
+ B là bề rộng phân bố ngang của các xe (mét) được xác định như ở
sơ đồ hình 2-5 theo công thức sau:
B = n.b + (n ư1)d + 2 (2-32)
+ Trong đó thường lấy b = 1,8 m với các loại ô tô, b = 2,7 m với xe
xích; d là khoảng cách ngang tối thiểu giữa các xe (thường lấy d =
1,3 m); e là bề rộng lốp đôi hoặc vệt bánh xích (thường lấ
y e = 0,5 -
0,8m); còn n được chọn tối đa nhưng phải bảo đảm B tính được theo
(2-32) vẫn nhỏ hơn bề rộng nền đường. Như vậy khi tính toán có xét
đến tải trọng xe cộ thì tải trọng đắp xem như được cao thêm một trị
số h
x
.
d) Tải trọng động đất được kể đến khi tính toán kiểm tra mức độ ổn định là lực
quán tính do động đất của bản thân khối trượt, lực này xem như tỷ lệ thuận với
trọng lượng bản thân khối trượt:
W
i
= K
c
. Q
i
(2-33)
Trong đó:
+ W
i
là lực động đất tác dụng trên một mảnh trượt i (hoặc khối trượt i)
(Tấn), W

i
có điểm đặt là trọng tâm mảnh (hoặc khối trượt) và có
phương nằm ngang từ phía trong nền đường ra phía ngoài mái ta luy
nền đắp;
+ Q
i
là trọng lượng của mảnh trượt i (hoặc khối trượt i), Tấn;
+ K
c
là hệ số tỷ lệ được lấy tùy thuộc cấp động đất như ở bảng 2.8.
Bảng 2.8 - Hệ số tỷ lệ Kc

12
Cấp động đất 7 8 9 10 11
Hệ số K c 0,025 0,05 0,10 0,25 0,5
Phân vùng động đất của nước ta có thể tham khảo ở Quy chuẩn Xây dựng Việt
Nam và chỉ những vùng có thể có động đất từ cấp 7 trở lên thì khi tính toán
mới phải xét đến lực động đất. Ngoài ra còn có thể tham khảo cách tính lực
động đất ở Tiêu chuẩn ngành 22TCN 221-95.
3.3. Tính toán ổn định: Thấm, Trượt và Lún
2.7. Tính toán thấm:
a) Sư dụng các công thức giải tích để tính toán cho những đê có mặt cắt đơn
giả
n về địa chất, cấp đê nhỏ, cho những đê quai.
b) Nên sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để tính toán thấm cho đê; sư
dụng phần mềm Geoslope/W với modul Seep/w và được thực hiện trên máy
tính.
2.8. Tính toán ổn định trượt tổng thể mái:
2.19.1. Trong quá trình này sử dụng phương pháp phân mảnh cổ điển hoặc
phương pháp Bishop với mặt trượt tròn khoét xuống vùng đất yếu làm ph

ương
pháp cơ bản để tính toán đánh giá mức độ ổn định của nền đắp trên đất yếu.
2.19.2. Phương pháp phân mảnh cổ điển được tính theo sơ đồ Hình 2-6 và hệ
số ổn định K
j
ứng với một mặt trượt tròn có tâm O
j
được xác định theo Công
thức (2-34):

Hình 2-6. Sơ đồ tính ổn định theo phương pháp phân mảnh với mặt trượt tròn;
(h
x
là chiều cao quy đổi tải trọng xe cộ).

13
()
()
()
[]
∑
∑
+α
+ϕα+
=
n
1
jiiii
n
1

jiiiii
j
R/YWsinQ
R/YFtgcosQc
K
l
(2-34)
Trong Hình 2-6 mảnh trượt i rộng d
i
chịu tác dụng của trọng lượng bản thân
Q
i
, lực động đất W
i
(nếu cần xét đến); ngoài ra, nếu có rải vải ĐKT để tăng
cường ổn định thì toàn khối trượt còn chịu tác dụng của lực giữ F (lực kéo mà
vải phải chịu, đơn vị T/m). Các lực tác dụng này có cánh tay đòn so với tâm
trượt O
j
và Y
i
(lực W
i
) và Y (lực F). Đối với một mặt trượt trong có tâm O
j
thì
Y
i
sẽ thay đổi theo vị trí trọng tâm của mảnh trượt, còn Y sẽ là không đổi.
W

i
được xác định theo công thức 2.33:
i
l - chiều dài cung trượt trong phạm vi mảnh i.
n - tổng số mảnh trượt được phân mảnh trong phạm vi khối trượt.
α
i
- góc giữa pháp tuyến của cung
1
l với phương của lực Q
i
.
R
j
- bán kính đường cong của cung trượt.
c
i
và ϕ
i
là lực dính đơn vị và góc ma sát trong của lớp đất chứa cung trượt
1
l của mảnh trượt i (nếu cung
1
l nằm trong vùng đất đắp thì dùng trị số
lực dính và góc ma sát trong của đất đắp).
3. Khi tính toán theo phương pháp Bishop thì hệ số ổn định K
j
ứng với một
mặt trượt tròn có tâm O
j

(Hình 2-6) được xác định theo công thức sau:
()
()
[]
∑
∑
+α
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+
α
ϕ
=
n
1
jiiii
n
1
jiii
i
ii
j
R/YWsinQ
R/YFmc
cos

tgQ
K
l
(2-35)
Với:
1
ii
j
i
tgtg
K
1
1m
−
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
αϕ+=
(2-36)
Các ký hiệu trong (2-35) và (2-36) đều có ý nghĩa như trong (2-34) ở trên Hình
2-6. Cách xác định chúng cũng hoàn toàn giống như khi tính toán theo phương
pháp phân mảnh cổ điển. Chỉ khác là quá trình tính toán theo (2-35) và (2-36)
là quá trình tính lặp mò dần vì m
i
ở (2-36) lại phụ thuộc vào K

j
; do vậy, nếu sử
dụng phương pháp Bishop thì buộc phải sử dụng các phương pháp tính trên
máy vi tính. Sử dụng phần mềm GeoSlope/w với modul Slope/w.

14
2.9. Tính toán lún
Lún nền đê biển chủ yếu là nói đến sự biến hình thể tích của khối đất, sản sinh
ra do trọng lượng bản thân đê biển, tải trọng ngoại sinh và tác dụng của ứng
suất nội bộ đất nền.
Nếu nền đê biển bị lún nhiều, không chỉ sẽ ảnh hưởng đến sự sử dụng bình
thường của công trình mà luôn dẫn đến s
ự phá hoại công trình. Ví dụ, lún
nhiều sẽ gây ra khe nứt lớn của thân đê, làm xuất hiện hiện tượng thẩm lậu rất
nguy hiểm cho sự an toàn của đê biển.
Tính toán lún đê biển chủ yếu tiến hành đối với trường hợp nền đất yếu. Đất
yếu thường là loại bùn, đất bồi tích và loại đất sét có cường độ tự nhiên thấp,
tính nén lớn, hàm lượng nước nhi
ều. Các loại đất dính có hàm lượng nước tự
nhiên lớn hơn giới hạn lỏng, tỷ lệ khe rỗng tự nhiên lớn hơn bằng 1,5 đều gọi
là bùn bồi tích. Loại đất dính có tỷ lệ khe rỗng tự nhiên nhỏ hơn 1,5 nhưng lớn
hơn bùn hoặc bằng 1,0 thì gọi là đất bồi tích.
a) Xác định độ lún tổng cộng của thân đê và nền đê ở vị trí đường tim đỉ
nh đê
và các vị trí cần thiết khác
b) Mặt cắt tính toán theo điều kiện địa chất của nền đê, lớp đất đắp, mặt cắt
thân đê và tải trọng mà chia thành nhiều đoạn, chọn mặt cắt đại biểu để tính
toán độ lún.
c) Lún nền đê gồm 2 thành phần: Lún ban đầu và lún cố kết. Lún ban đầu là
phần lún gây ra lập tức ngay sau khi gia tải đất nền. Đối v

ới nền đất bão hoà,
đó là do sự trương nở hông của khối đắp, đối với nền đất phi bão hoà, ngoài sự
trương nở hông ra, còn do sự nén ếp hoặc bị thoát ra của chất khí trong khe
giữa các hạt đất.
Trong trường hợp chiều rộng đáy của đê biển lớn hơn chiều dày lớp nền
bị nén, không tính lượng lún ban đầu, nhưng nếu tỷ số tương đối củ
a 2 đại
lượng đó tương đối nhỏ, thì lượng lún ban đầu không thể bỏ qua.
Lún cố kết là thành phần chính yếu của lún đất nền đê biển, gây ra do nước và
khí trong đất nền bị đẩy ra dưới tác dụng của tải trọng, làm cho thể tích khối
đất bị nén ép dần và giảm nhỏ.
Trên thực tế, hậu kỳ cố kết của khối đất còn có lún cố kết thứ c
ấp, thời
gian duy trì khá dài, thông thường cũng không thể bỏ qua.
d) Tính toán lún ban đầu:
Trị số lún ban đầu S
i
được tính toán như sau:

15
S
i
=
E
B
P
)1.(

2
µ

ζ
−
(2-37)
Trong đó:
P- áp lực phân bố đều trên nền đê biển, (KN/m
2
)
B- kích thước cạnh ngắn của nền đê, (m)
µ- tỷ số Poisson của đất (đối với đất bão hoà, µ = 0,50)
E- modun biến dạng của đất nền (KN/m
2
), thường tìm được thông
qua thí nghiệm cắ không thoát nước 3 trục hoặc thí nghiệm nén đơn trục. Tốt
nhất, trong thiết bị 3 trục, tiến hành thí nghiệm chất tải và dỡ tải nhiều lần, tìm
ra modun gia tải để làm modun đàn hồi;
ζ- hệ số ảnh hưởng, có thể tham khảo trị số trong bảng 2.8
Bảng 2.9. Hệ số ảnh hưởng
ζ

Trị số ζ đối với đất nền có tính dẻo
Ghi chú
Tỷ lệ
dài rộng
của nền
đê L/B
Điểm giữa Điểm gốc
Trung bình
toàn nền
Trị số ζ đối với nền cứng
trung bình toàn nền

2 1,53 0,77 1,30
3 1,78 0,89 1,52
5 2,11 1,05 1,83
10 2,58 1,29 2,25
100 4,0 2,0 3,70
Hơi nhỏ hơn so với trị số
của nền có tính dẻo
Khi không có số liệu về trị số E, có thể tính như sau:
S
i
=
o
S
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
÷
3
1
4
1
(2-39)
S
o
là tổng trị số lún khi cọc bên không chuyển dịch ra bên ngoài, sau khi
đã hoàn tất chất tải.
e) Tính toán lún cố kết

Giá trị lún cố kết S
c
tính toán theo phương pháp tổng cộng chia lớp:
S
c
= ∑S
j
=
j
j
jj
h
e
ee
1
21
1+
−
∑
(2-40)

16
Trong đó:
e
1j
- tỷ lệ rỗng khi nén đã ổn định dưới tác dụng của trọng lực của
lớp đất thứ j;
e
2j
- tỷ lệ rỗng khi nén đã ổn định dưới tác dụng của ứng lực tỷ lệ

của lớp đất thứ j và ứng lực phụ gia;
h
j
- chiều dày lớp đất thứ j;
S
j
- lượng nén áp của lớp đất thứ j.
Các bước tiến hành tính toán lún cố kết theo phương pháp tổng cộng chia
lớp như sau:
1. Xác định mặt cắt đặc trưng tính toán lún, trên mỗi một mặt cắt chọn một
số điểm tính toán lún. Thông thường cần chọn một số điểm khống chế
trên đường thẳng đứng của trục đê và hai phía, đồng thời kết hợ
p trạng
thái lớp đất nền, xác định vị trí điểm. Sau đó căn cứ vào tính chất của tải
trọng (chính tâm hay lệch tâm) tìm trị số và phân bố ứng lực nền.
2. Phân lớp nền: Các mặt phân giới lớp đất tự nhiên và mực nước ngầm
đều lấy làm mặt phân lớp. Chiều dày mỗi lớp không nên quá lớn,
khoảng (2-4)m hoặc bằng 0,4 lần chiều rộng nền
đê. Tổng chiều dày tính
toán, căn cứ vào điều kiện chiều dày đảm bảo ứng lực phụ gia theo
phương pháp thẳng đứng bằng (0,1-0,2) lần ứng lực tự trọng theo
phương thẳng đứng để xác định.
3. Tìm ứng lực tự trọng phương thẳng đứng σ
s
(tính từ mặt đất) của các
điểm tính toán tại các lớp phân chia trên đường thẳng đứng, vẽ đường
cong phân bố của nó, như hình 1. thể hiện.
4. Tính toán ứng lực phụ gia theo phương pháp thẳng đứng σ
z
tại mặt các

lớp phân chia trên đường thẳng đứng của điểm tính toán (tính từ đáy
nền, tức khi móng đặt sâu ở độ sâu h, thì cường độ tải trọng phân bố cần
trừ đi γ
đ
h mới tính ứng lực phụ gia, với γ
đ
là dung trọng của đất). Vẽ
đường cong phân bố ứng lực phụ gia.
Trị số σ
z
của mặt cắt đê biển có đáy dài và hẹp, chịu tải trọng thẳng
đứng phân bố hình thang được tính toán như sau:
σ
z
= K
q
.P (2-41)
Trong đó: P- tải trọng cực đại của hình thang lực (kN/m
2
);
K
q
- hệ số ứng lực phụ gia, tra hình 2.
p


17

Hình 1. Phân bố σ
s


Hình 2. Hệ số ứng lực phụ gia dưới tác dụng của phân bố áp lực dạng hình
thang
σ
s
= γ
d
.h
Phân bố σ
z
σ
si
σ

zi
h
i
σ
z
= (0,1-0,2)σ
s
Mặt đất
H

O


18
Nếu đáy nền còn có tải trọng ngang thì σ
z
còn phải cộng thêm ứng lực phụ gia
phương thẳng đứng do tải trọng ngang gây ra.
5. Theo phương pháp trung bình toán học, tính toán ứng lực trung bình σ
si

và ứng lực phụ gia trung bình σ
zi
của các lớp tính toán. Từ đường cong
nén của đất nền (đường cong e ~ p hoặc e ~ logp), tìm ra tỷ số khe rỗng
e
1j
và e
2j
tưng ứng với σ

sj
và (σ’
sj
+ σ
zj
).
6. Theo công thức (2-40), tính toán tổng trị số lún của các lớp S
c
. Lượng
lún cuối cùng S
∞
= m
s
.S
c
với m là hệ số kinh nghiệm. Vì phương pháp
tổng công chia lớp dựa vào công thức tính toán lượng nén ép trong điều
kiện không có biến hình bên, m
s
phản ánh trị số lún phụ gia do biến hình
đàn hồi hai bên gây ra, phụ thuộc vào tốc độ thi công, có thể lấy m
s
=
1,2 ÷ 1,6. Lún nền đất yếu là một quá trình lâu dài. Sau khi đê biển thi
công xong, lún còn duy trì mấy năm đến mấy chục năm sau, khi thiết kế
đê cần lưu ý điểm này.
3.4. Một số quy định trong tính toán ổn định trượt đê biển
2.10. Quy định chung:
Xây dựng trên nền đê đất sét yếu, đê biển thường có nguy cơ đổ vỡ thân đê do
đất nền không ổn định. Trước khi đất nền m

ất ổn định thường xuất hiện các
triệu chứng như:
- Lún sụt tăng lên đột biến;
- Biến dạng hông của đất nền tăng lên đột xuất, khiến mặt đất phồng lên;
- Thân đê xuất hiện khe nứt dọc hướng trục, chiều dài chiều rộng khe
nứt ở rộng dần, sau đó phát triển vết nứt ngang, cuối cùng phát triển thành mặt
trượt dạ
ng cung tròn;
- Áp lực khe rỗng trong đất nền tăng lên đột xuất hoặc xuất hiện mạch
đùn, sủi ở chân mái.
Những triệu chứng đó xuất hiện trước khi khối đất đê trượt khoảng (4 ÷ 5)
ngày, điều đó chứng tỏ sự mất ổn định của thân đê và nền là một quá trình phát
triển từ phá hoại cục bộ đến phá hoại tổng thể.
Phân tích ổn định đê biển thông thường sử dụng phương pháp phân tích trượt
cung tròn. Phương pháp trượt cung tròn có nhiều loại, nhưng bất cứ sử dụng
phương pháp nào trước hết đều phải phân tích các yếu tổ hợp tải trọng tác dụng
lên đê biển, xét đến các mực nước trong, ngoài khác nhau, các trường hợp làm
việc của kết cấu để có phương pháp thí nghiệm phù hợp mô hình, đồng thời

19
phân tích các trường hợp tính toán đối với mặt cắt hoàn công và mặt cắt thi
công.
Khi tính toán trọng lượng bản thân của đê, phần trong nước tính toán theo
dung trọng đẩy nổi, còn phần trên mực nước, nếu là đá đổ thì tính theo dung
trọng khô, nếu là khối đất thì tính theo dung trọng bão hoà hoặc dung trọng ướt
- tự nhiên. Đối với trường hợp trong ngoài đê có độ chênh lệch mực nước, sản
sinh dòng thấm, thì ảnh hưởng của l
ực thấm được xử lý như sau:
Khi tính tính toán mô men gây trượt, phần đê dưới đường bão hoà, trên
đường mực nước thấp thiết kế, thì tính theo dung trọng bão hoà; khi tính toán

mô men chống trượt thì tính theo dung trọng nổi. Còn vị trí đường bão hoà, có
thể đơn giản hoá thành đường nối 2 mực nước giữa 2 mái trong, ngoài.
Các phương pháp tính toán trượt cung tròn khác nhau thì sử dụng chỉ tiêu
cường độ đất nền khác nhau. Những phân tích ổn định đê biển thông thường
nên sử dụ
ng phương pháp Bishop để tính toán.
Một số phương pháp tính toán khác:
Phương pháp tổng ứng lực, khi kiểm tra ổn định mặt cắt đê thời khì thi công
nên dùng các chỉ tiêu cường độ cắt không thoát nước hoặc cắt nhanh, tính ổn
định của mặt cắ thời kỳ hoàn công có thể sử dụng chỉ tiêu cường độ cố kết
không thoát nước hoặc cố kết cắt nhanh. Chú ý khi tính toán nên căn cứ vào
tình hình thực tế để
chiết giảm một cách thích đáng mô men chống trượt và chỉ
tiêu cường độ của thân đê.
Đối với những công trình loại trung bình và lớn nên sử dụng phương pháp ứng
lực hữu hiệu cố kết. Vì trong công thức tính toán của phương pháp này đã xét
đến tác dụng cố kết do tải trọng bản thân đê gây nên cho đất nền, nên chỉ tiêu
cường độ của đất nền sử dụng cắt không thoát nướ
c, cắt cố kết không thoát
nước.
Đối với công trình loại nhỏ, sử dụng phương pháp ϕ=0, chỉ tiêu cường độ là
chỉ tiêu trắc định cắt bản chữ thập hiện trường, cường độ của nó tăng lên theo
độ sâu đất nền.
Đối với công trình lớn, khi có điều kiện nên sử dụng phương pháp ứng lực hữu
hiệu. Với phương pháp này, nên sử dụng chỉ
tiêu cường độ hữu hiệu, đồng thời
xác định một cách chính xác phân bố áp lực nước khe rỗng. Thông thường,
dùng thí nghiệm cắt cố kết không thoát nước 3 trục của đo đạc áp lực nước khe
rỗng để trắc định, cũng có thể sử dụng thiết bị cắt trực tiếp để tiến hành thí
nghiệm cắt chậm để trắc định. Tốt nhất thông qua quan trắc hi

ện trường, sử

20
dụng tài liệu áp lực nước khe rỗng thực tế để kiểm chứng. Đối với trường hợp
trong đất nền có lớp kẹp đất yếu, thường dùng phương pháp tính toán đơn giản
hoá về mặt trượt phức hợp.
Hệ số an toàn ổn định chống trượt của đê biển được định ra trên cơ sở xét đến
một cách tổng hợp về phương pháp tính toán, ch
ỉ tiêu cường độ, cấp công trình
và tổ hợp tải trọng. Bảng 2.10. dưới đây là một ví dụ về phạm vi an toàn ổn
định đê biển ứng với mỗi phương pháp phân tích khác nhau
Bảng 2.10.
Phương pháp tính
toán
Phương pháp ứng
suất cố kết hữu
hiệu
Phương pháp ϕ=0
Phương pháp ứng
suất hữu hiệu
Hệ số an toàn 1,05 ÷ 1,25 1,10 ÷ 1,30 1,30 ÷ 1,50
2.11. Những chú ý khi vận dụng phương pháp tính toán phân mảnh cổ điển và
Bishop
1. Bề rộng mảnh trượt d
i
không được quá 2m và phải phân mảnh sao cho chiều
dài cung trượt trong phạm vi mỗi mảnh
1
l phải nằm trong cùng một lớp đất.
Mỗi mảnh trượt bao gồm tất cả các lớp đất kể từ mặt trượt trở lên (có thể gồm

cả tầng cát đệm, phần đắp chìm trong đất yếu, phần lớp đất không yếu, phần
đắp gia tải trước và phần chiều cao đắp tương ứng với tải trọng xe cộ quy đổi).
2. Xác định trọng lượng b
ản thân mỗi mảnh trượt Q
i
như sau:
∑
γ=
N
1
kkii
h.dQ
(2.42)
Trong đó: h
k
là chiều cao của mảnh i trong phạm vi mỗi lớp đất khác nhau có
dung trọng thể tích khô γ
k
khác nhau (N là số các lớp đất khác nhau trong
phạm vi mảnh i). Đối với các lớp đất yếu nằm dưới mức nước ngầm thì trị số
γ
k
phải dùng trọng lượng thể tích đẩy nổi (trừ đi 1).
Chú ý rằng, đối với các mảnh trượt nằm trong phạm vi bề rộng của mặt đê thì
khi tính Q
i
phải kể đến thêm chiều cao quy đổi tải trọng xe cộ h
x
và chiều cao
đắp gia tải trước (nếu có).

3. Phải tính toán với nhiều mặt trượt tròn (O
j
, R
j
) khác nhau để xác định được
mặt trượt nguy hiểm nhất và hệ số ổn định nhỏ nhất K
j min
(viết tắt là K
min
). Trị
số K
min
này được dùng để đánh giá đối với các yêu cầu về ổn định trượt trồi,
lấy bằng 1,20 theo phân mảnh (riêng trường hợp dùng kết quả thí nghiệm cắt

21
nhanh không thoát nước ở trong phòng thí nghiệm thì K
min
= 1,10) và lấy bằng
1,4 khi áp dụng phương pháp Bishop. Chú ý rằng phải xác định được vị trí mặt
trượt nguy hiểm nhất dự báo theo tính toán để làm cơ sở cho việc thiết kế bố trí
các giải pháp xử lý như chiều sâu bố trí phương tiện thoát nước thẳng đứng
hoặc để xác định vùng hoạt động khi tăng cường ổn định bằng vải ĐKT (hình
3). Trong trường hợp lớp đất yế
u mỏng, mặt trượt có thể gồm các đoạn cung
tròn kết hợp với một đoạn thẳng ở đáy lớp đất yếu (đặc biệt là khi đáy có độ
dốc trên 10
o
).

Hình 3. Vùng hoạt động và bị động của khối đất đắp
4. Nếu không sử dụng máy tính thì khó có thể mò tìm mặt trượt nguy hiểm
nhất bằng cách cho vị trí tâm O
j
của chúng thay đổi trong vùng “tâm trượt
nguy hiểm nhất” như thể hiện ở trên Hình 4.

Hình 4. Sơ đồ xác định vùng tâm trượt nguy hiểm (I là điểm giữa mái đê, C là
chân đê)
Nếu đắp đất có lực dính lớn thì giao điểm này thường qua điểm A hoặc lân cận
A (từ A đến giữa tim đê), nếu đất đắp bằng cát (lực dính C = 0) thì giao điểm
giữa mặt trượt nguy hiểm nhất với bề rộng mặt đê có thể thay đổi trên cả phạm
vi AB,.
5. Nếu áp dụng các giải pháp đắp thành nhiều đợt thì việc xác định chiều cao
đắp cho phép đối với mỗi đoạn được làm như sau:

22
- Giả thiết một chiều cao đắp nền;
- Tính toán mức độ ổn định của nền ở chiều cao đắp này tương ứng với sức
chống cắt của đất yếu được xác định khác nhau cho mỗi đợt đắp. Nếu kết quả
nghiệm toán thoả mãn điều kiện ổn định tối thiểu quy định và trị số K
min
không
quá lớn (nên tận dụng K
min
= 1,2) thì chấp nhận chiều cao giả thiết nói trên là
chiều cao thiết kế cho mỗi đợt đắp, nếu không thì giả thiết lại cho đến khi kết
quả nghiệm toán cho K
min
= 1,2.

Có thể sử dụng các loại toán đồ tra sẵn chiều cao đắp giới hạn H
gh
hoặc các
công thức tính tải trọng giới hạn P
gh
tuỳ thuộc các đặc trưng sức chống cắt của
đất yếu để đưa ra trị số chiều cao đắp nền giả thiết nói trên một cách nhanh
chóng nhưng sau đó vẫn phải nghiệm toán lại theo phương pháp mặt trượt tròn
(chú ý rằng P
gh
= γ
d
.H
gh
với γ
d
là dung trọng của đất đắp hoặc đắp gia tải
trước).
Nếu sử dụng các chương trình tính toán trên máy vi tính có sẵn thì có thể giả
thiết từ 3 đến 4 trị số chiều cao đắp rồi cho chạy máy để xác định trị số K
min

tương ứng với mỗi chiều cao đó và thông qua quan hệ K
min
= f (H
đắp
) để xác
định chiều cao đắp cho phép tương ứng K
min
= 1,2.

2.12. Các trường hợp tính toán ổn định và thông số tính toán tương ứng
1. Có 3 trường hợp tính toán ổn định đòi hỏi phải sử dụng sức chống cắt tính
toán ở trạng thái khác nhau như dưới đây:
a) Trường hợp I: Đê được xây dựng trong điều kiện đất yếu phía dưới chưa kịp
cố kết hoặc có cố kết nhưng ở mức độ không đ
áng kể như các trường hợp cụ
thể dưới đây:
- Trường hợp tính toán đánh giá mức độ ổn định phục vụ đề xuất các giải pháp
thiết kế;
- Trường hợp áp dụng các giải pháp đắp trực tiếp, đắp có rải vải địa kỹ thuật,
đào một phần đất yếu;
- Trường hợp đắp nền đợt đầu tiên khi áp dụng giả
i pháp đắp thành nhiều đợt,
khi áp dụng giải pháp thoát nước thẳng đứng.
b) Trường hợp II: Đất đắp trên nền đất yếu sau khi hoàn thành đưa vào khai
thác sử dụng, đất yếu phía dưới đã đạt mức độ cố kết 90% trở lên.
c) Trường hợp III: Đắp đê trong quá trình xây dựng với giải pháp đắp làm
nhiều đợt, vừa đắp vừa chờ cố kết (tận dụng hết thờ
i gian thi công cho phép)
mức độ cố kết của đất yếu tăng dần trong những đợt đắp thứ hai, thứ ba.

23
Nếu kết quả tính toán ổn định theo trường hợp I với chiều cao đắp một lần
bằng chiều cao đê thiết kế đã cho thấy đảm bảo được các yêu cầu ổn định thì
dù áp dụng giải pháp xử lý nào cũng không cần đề cập đến việc tính toán theo
các trường hợp II và III.
2. Đối với trường hợp I, các đặc trưng về sức chống cắt đưa vào tính toán phả
i
được xác định như sau:
- Đối với đất đắp và lớp cát đệm: Trị số lực dính c và góc ma sát ϕ được xác

định bằng mẫu chế bị ở độ chặt và độ ẩm đúng như thực tế thông qua thí
nghiệm cắt nhanh không thoát nước trong phòng thí nghiệm. Nếu đất đắp bị
ngập nước hai bên thì mẫu cắt cần chế bị ở độ ẩm bất lợi nhấ
t tương ứng.
- Đối với các lớp đất tự nhiên yếu hoặc không yếu nằm dưới đất đắp: Sử dụng
kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường và trị số lực dính tính toán C
u
được
xác định theo công thức
s
i
u
S.C µ= (mPa) (2.43)
Với:
S
s
- sức chống cắt nguyên dạng (mPa) không thoát nước thí nghiệm cắt
cánh hiện trường;
µ - hệ số hiệu chỉnh (theo Bjerum) xét đến ảnh hưởng bất đẳng hướng của
đất. Trị số µ lấy tuỳ thuộc vào chỉ số dẻo I
p
theo Bảng 2.11.
Bảng 2.11: Trị số
µ
lấy tuỳ thuộc vào chỉ số dẻo I
p

I
p
10 20 30 40 50 60 70

µ
1,09 1,0 0,925 0,86 0,8 0,75 0,7
- Chỉ khi không có cách nào có được thiết bị thí nghiệm cắt cánh hiện trường
thì mới được dùng đặc trưng sức chống cắt theo kết quả thí nghiệm cắt nhanh
không thoát nước ở trong phòng thí nghiệm (C
i
, ϕ
i
).
3. Đối với trường hợp II: Đặc trưng sức chống cắt của các lớp đất yếu và
không yếu nằm dưới đất đắp (C và ϕ) được xác định với mẫu nguyên dạng
thông qua thí nghiệm cắt nhanh cố kết trong phòng thí nghiệm; đối với các lớp
đất đắp (kể cả tầng cát đệm, nếu có) vẫn được xác định như ở trường hợp I.
4. Đối v
ới trường hợp III: Các đặc trưng sức chống cắt của các lớp đất và đất
đắp đều được xác định như đối với trường hợp I nhưng trị số S
s
trong công
thức (2.42) nay được thay bằng trị số S
u
xác định như sau:

24
S
u
= U[0,22.σ
z
+ S
s
(σ

pz
/σ
vz
)
0,2
] (2.44)
Trong đó:
U - mức độ cố kết dự báo có thể đạt được kể từ lúc bắt đầu đắp đợt đầu
tiên cho đến khi bắt đầu đắp đợt tiếp theo: U tính bằng phần số thập phân
của 1 (ví dụ đất cố kết 90% thì U = 0,9).
S
s
có ý nghĩa như ở công thức (2.43) với thí nghiệm cắt nhanh hiện
trường từ lúc chưa đắp (đất ở trạng thái tự nhiên).
σ
z
, σ
pz
, σ
vz
được xác định như sau với tải trọng đắp đợt đầu:
σ
vz
- ứng suất (áp lực) thẳng đứng do trọng lượng bản thân các lớp đất yếu
gây ra ở độ sâu z (mPa)
∑
γ
=
σ
iivz

h. (2.46)
γ
i
và h
i
- trọng lượng thể tích và bề dày lớp đất i nằm trong phạm
vi từ mặt tiếp xúc của đất yếu với đáy đất đắp (z = 0) đến độ sâu z trong
đất yếu; chú ý rằng đối với các lớp đất yếu nằm dưới mức nước ngầm thì
trị số γ
i
phải dùng trọng lượng thể tích đẩy nổi (trừ đi 1).
σ
z
- ứng suất (áp lực) thẳng đứng do tải trọng đắp (phần đất đắp
và phần đắp gia tải trước nếu có, nhưng không kể phần chiều cao đắp h
x

quy đổi từ tải trọng xe cộ) gây ra ở độ sâu z trong đất yếu kể từ đáy nền
đắp (mPa); σ
z
được tính theo toán đồ Osterberg.
σ
pz
- áp lực tiền cố kết ở độ sâu z trong đất yếu (mPa); σ
pz
được
xác định từ thí nghiệm cố kết.
Với S
u
tính được theo (2.44) sẽ tính được lực dính tính toán (tức là sức chống

cắt tính toán)
i
u
C
theo công thức (2.43) tuỳ thuộc mức độ cố kết của đất yếu sau
khi đắp đợt đầu. Trị số sức chống cắt tính toán này khi U = 1 phải nhỏ hơn trị
số sức chống cắt của trường hợp II
S
u
≤ (σ
z
+ σ
vz
) tgϕ
i
+ c
i
(2.47)
Trong đó: c
i
và ϕ
i
được xác định thông qua thí nghiệm cắt nhanh cố kết trong
phòng thí nghiệm với mẫu nguyên dạng. Nếu C
u
tính theo công thức (2.43 và
2.44) lớn hơn trị số vế phải của công thức (2.46) thì dùng trị số vế phải này để
tính toán.