Công Nghệ Đường Sắt - Xây Dựng Nền Đường Sắt Phần 7 ppt

N®s.228

Mặt trượt ñi qua nền ñất yếu
và có tiếp tuyến nằm ngang tại ñộ sâu h
h = 0,25H h = 0,5 H h = H h = 1,5 H
ðộ dốc
taluy
1:m
A B A B A B A B
1:1,00 2,56 6,10 3,17 5,92 4,32 5,80 5,78 5,75
1:1,25 2,66 6,32 3,24 6,02 4,43 5,86 5,36 5,80
1:1,50 2,80 6,53 3,32 6,13 4,54 5,93 5,94 5,85
1:1,75 2,93 6,72 3,41 6,26 4,66 6,00 6,02 5,90
1:2,00 3,10 6,87 3,53 6,40 4,78 6,08 6,10 5,95
1:2,25 3,26 7,23 3,66 6,56 4,90 6,16 6,18 5,98
1:2.50 3,46 7,62 3,82 6,74 5,03 6,26 6,26 6,02
1:2,75 3,68 8,00 4,02 6,95 5,17 6,36 6,34 6,05
1:3,00 3,93 8,40 4,24 7,20 5,31 6,47 6,44 6,09
Ví dụ 5-1: Kiểm toán ổn ñịnh nền ñường cao 7 m, ñắp trên ñất yếu có chiều
dày 10 m gồm 3 lớp, các số liệu trên (hình 5-10).
Nội dung kiểm toán như sau:
a) Kiểm toán ổn ñịnh chống ép trồi bằng phương pháp tra ñồ thị

Hình 5.10.
Ta có: 69,1
10
9,16
==
h
B
.

N®s.229

Tra ñồ thị hình 5-8, ứng với: 69,1=
h
B
ta ñược N
C
=5,21.
q
gh
=C
u
.N
C
= 20 x 5,21 = 104,2 kPa
ứng suất do tải trọng nền ñắp gây ra ở ñáy nền ñường là:
q = γ
ñ

H = 18 x 7 = 126 kPa
Hệ số an toàn F =
5,1][827,0
126
2,104
=<== F
q
q
gh

Vậy nền ñường có khả năng bị ép trồi.
b) Kiểm toán ổn ñịnh chống trượt cục bộ bằng phương pháp tra bảng:
Hệ số an toàn:
F = f . A + B.
H
Cu
d
γ

Trong ñó:
ϕ
u
= 0 ; f = tgϕ
u
= 0; lực dính không thoát nước: lấy trị số nhỏ nhất:
Cu = 20 kPa;
γ
ñ
=18 kN/m
3

; H = 7m; 1: m = 1: 1,5;
428,1
7
10
==
H
h
.
Tra bảng 5-2, ứng với
428,1=
H
h
ñược B = 5,86
F = 0 + 5,86
7
18
20
x
=0,930 < [F] = 1,5
Vậy nền ñường có khả năng bị trượt cục bộ.
2.
Phương pháp cố kết ứng suất có hiệu
Do tác dụng cố kết thoát nước, cường ñộ của ñất yếu ñược nâng cao. Tuy
nhiên, theo khái niệm về lý thuyết cố kết, người ta giả ñịnh tải trọng ngoài tăng lên
tức thời, còn trên thực tế, ñất ñắp không thể gia tải tức thời, cũng không thể ñắp từng
lớp rồi ñợi ñất móng có ñủ thời gian cố kết mới ñắp tiếp. Bởi vậy, khi tính toán, nếu
chỉ dùng chỉ tiêu cắt nhanh C
u
, ϕ
u

hoặc chỉ tiêu cắt nhanh cố kết ϕ
cu
, C
cu
ñều không
phản ánh chính xác mức ñộ ổn ñịnh của nền ñắp trên ñất yếu. ðể kết quả tính toán sát
với thực tế, phải nghiên cứu kỹ tác dụng cố kết trong quá trình ñắp nền ñường, ñộ cố
kết, trị số áp lực nước lỗ rỗng tại các ñiểm trong ñất móng. Thông thường, người ta
dựa vào các số liệu và các công thức lý thuyết, khi có ñiều kiện, có thể chôn các máy
cảm ứng ño áp lực nước lỗ rỗng ở hiện trường ñể tính ñộ cố kết.
Phương pháp cố kết ứng suất có hiệu dựa trên cơ sở của phương pháp chia
mảnh truyền thống, với giả thiết dạng mặt trượt là mặt trụ tròn. Tuy nhiên, trong tính
toán có xét ñến sự gia tăng cường ñộ của ñất móng, sự gia tăng này phụ thuộc vào
mức ñộ cố kết tại thời ñiểm tính toán.

N®s.230

Vì nền ñắp có chiều dài diện tích chịu tải lớn hơn rất nhiều so với chiều rộng
của nó, sự phân bố ứng suất trên ñất coi là bài toán phẳng. Bởi vậy, khi kiểm toán ổn
ñịnh, ñể ñưa về bài toán phẳng, người ta lấy một mét dài nền ñường làm ñơn vị tính
toán. Trọng lượng mảnh i là Q
i
(qua trọng tâm mảnh i) ñược dời theo phương thẳng
ñứng xuống mặt trượt. Q
i
ñược phân thành phân lực tiếp tuyến với mặt trượt T
i
và
pháp tuyến là N
i

.
Trong ñó:
N
i
= Q
i
sin α
i
T
i
= Q
i
cos α
i
α
i
là góc hợp bởi ñường thẳng ñứng qua tâm trượt O và ñường nối
tâm O với ñiểm ñặt của Q
i
.
Thành phần N
i
gây ra lực ma sát trên mặt trượt, có chiều ngược với chiều trượt.
Thành phần T
i
thì tuỳ theo vị trí của mảnh i so với ñường thẳng ñứng qua tâm trượt
O mà nó có thể cùng hoặc ngược chiều với chiều trượt. Lực dính C
i
l
i

tác dụng trên
mặt trượt mảnh i luôn ngược chiều với hướng trượt.
ðể xét ảnh hưởng của tải trọng nền ñắp tới ñộ gia tăng cường ñộ ñất móng do
cố kết, trọng lượng các mảnh Q
i
ñược tách ra thành Q
Ii
và Q
IIi
là trọng lượng phần ñất
móng và phần ñất ñắp. Tương tự trên ta có N
Ii
và N
IIi
; T
Ii
và T
IIi
là các thành phần
pháp tuyến và tiếp tuyến trên mặt trượt của Q
Ii
và Q
IIi
. Hệ số ổn ñịnh K theo phương
pháp cố kết ứng suất có hiệu ñược tính như sau:
K=
∑ ∑
∑
∑
∑

++
+++++
AB BC
IIiIIiIi
BC
iiIIiicucu
AB
IIiuIi
TTT
TCtgNCtguNtgN
)(
)()(
'
ll
ϕϕϕ
; (5-12).
Trong ñó:
C,ϕ - lực dính ñơn vị và góc ma sát trong của ñất ñắp.
C
cu
, ϕ
cu
- lực dính ñơn vị và góc ma sát trong của ñất móng, xác
ñịnh bằng thí nghiệm cắt nhanh cố kết.
ϕ
u
- góc ma sát trong của ñất móng, xác ñịnh từ thí nghiệm cắt
nhanh.
i
l

- chiều dài cung trượt mảnh i.
T'- phân lực tiếp tuyến ngược chiều với hướng trượt.
u
- ñộ cố kết bình quân của ñất móng.
ðể ñánh giá mức ñộ ổn ñịnh của nền ñường, ta phải giả ñịnh nhiều cung trượt
và tính hệ số ổn ñịnh tương ứng của chúng, cung trượt nào có hệ số ổn ñịnh nhỏ nhất
là cung trượt nguy hiểm nhất. Khi hệ số ổn ñịnh K
min
≥ [K] mới có thể nói rằng nền
ñường ổn ñịnh.


N®s.231

Hệ số ổn ñịnh [K] thường
lấy từ 1,15 ñến 1,25. Vì có thể vẽ
vô số cung trượt giả ñịnh, tương
ứng với nó ta có thể tính ñược vô
số hệ số ổn ñịnh K, trong khi ñó
chỉ có một trị số K
min
của cung
trượt nguy hiểm nhất. Vì vậy
khối lượng tính toán rất lớn.

Hình 5-11.
Phương pháp ứng suất cố kết có
hiệu kiểm toán ổn ñịnh nền ñường
ðể giảm bớt khối lượng
tính toán, có thể áp dụng kinh

nghiệm thiết kế của Trung Quốc:
vị trí tâm trượt nguy hiểm nhất
thường nằm trong phạm vi hình
t
ứ giác gạch chéo FHIG
(hình 5-12). Trong ñó BF
nghiêng 36
0
so với mặt nền
ñường, FG và EH là các ñường
thẳng ñứng qua chân taluy và qua
ñiểm E giữa taluy.

Hình 5-12.
Phạm vi vùng chứa tâm
trượt nguy hiểm nhất theo kinh nghiệm
Tất nhiên, khi tính toán, cần tính bổ sung vài cung trượt có tâm nằm ngoài
phạm vi này nữa.
3.
Phương pháp tổng cường ñộ
Trong phương pháp này, cường ñộ chống cắt ñược dùng là kết quả thí nghiệm
cắt cánh tại hiện trường hoặc kết quả thí nghiệm xuyên, không cần xét tới các chỉ
tiêu C và ϕ của móng, cũng không cần xét tới ñộ cố kết của móng. Phương pháp này
thích hợp ñối với trường hợp kiểm toán ổn ñịnh nền ñường trên móng là ñất sét yếu
bão hoà có hệ số thấm rất nhỏ, thời gian thi công rất ngắn. Khi ñất yếu có hệ số thấm
lớn không nên dùng phương pháp này.
Hệ số ổn ñịnh K tính theo công thức sau:

∑
∑

=
truot
on
M
M
K

Trong ñó:

∑
M
trượt
- mô men của các lực gây trượt ñối với tâm O.

∑
M
trượt
= Q.g
Q- lực thẳng ñứng của phần khối trượt bên phải ñường thẳng ñứng
qua tâm trượt O, bao gồm hoạt tải và tổng trọng của ñất
ñắp.
g- khoảng cách từ trọng tâm của Q ñến ñường thẳng ñứng OF.
∑
M
ổn
- mô men của các lực chống trượt của ñất ñắp ñối với tâm O

N®s.232

∑

M
ổn
: M
1
+ M
2
M
1
- mô men của các lực chống trượt của ñất ñắp trên ñoạn DG
M
1
= R (Ntg
ϕ
+ C
l
);
DGl =

ϕ
, C- chỉ tiêu cắt nhanh của ñất ñắp sau khi ñầm chặt (hình 5-13)
và (5-14).

Hình 5-13.
Phương pháp tổng cường
ñộ kiểm toán ổn ñịnh nền ñường
Hình 5-14
.Mô men chống trượt M
1
của
ñất ñắp

Nếu gọi S là tổng cường ñộ của ñất móng, với giả thiết là một hằng số, thì mô
men chống trượt M
2
trên ñoạn cung trượt EFG ñược tính như sau:
M
2
= S. L. R
L - chiều dài cung trượt EFG
Thực tế ño ñạc chỉ ra rằng: tổng cường ñộ S của ñất móng phụ thuộc vào chiều
sâu của tầng ñất yếu theo tỉ lệ tăng nhất ñịnh (hình 5-15).
S = S
o
+
λ
h
Trong ñó:
S
o
- tổng cường ñộ của ñất móng tại ñáy nền ñắp ;
λ
- tỉ lệ tăng cường ñộ của ñất móng theo chiều sâu (hình 5-
15).
h- Chiều sâu tính từ mặt ñất móng ñến ñiểm tính toán.
Trên cung trượt EFG, lấy một ñoạn cung trượt dài
dl
, trên
dl
, tổng cường ñộ
ñất móng gây ra mô men chống trượt dM
2

(hình 5-16).

N®s.233


Hình 5-15.
Sự thay ñổi cường ñộ
không thoát nước S của ñất yếu theo ñộ sâu Z.



Hình 5-16.
Mô men chống trượt trong ñất móng M
2

dM
2
= R.S.
dl

= R
2
. S. d
θ

Chiều sâu h của
dl
tính như sau:
h = R. cos
θ

- y
Vì vậy:
S = S
o
+
λ
(Rcos
θ
-y)
dM
2
= R
2
[S
o
+
λ
(Rcos
θ
-y)] d
θ

Do ñó, trên ñoạn cung trượt EFG trong ñất móng, mômen chống trượt M
2
tính
như sau:

θθλ
θθ
dyRSRdMM

o
)]cos([22
11
0
2
0
22
−+==
∫∫


N®s.234


θθλ
dyRSRM
R
x
o
])cos([2
arccos
0
2
2
∫
−+=


( )







+






−= x
R
x
ySRM
o
λλ
arccos2
2
2

Tổng mô men của các lực chống trượt là:

( )







+






−++=
∑
x
R
x
ySRClNtgRM
oon
λλϕ
arccos2)(
2

Khi tính hệ số ổn ñịnh, ngoài công thức tính toán thông thường như công thức
(5-12), cần căn cứ vào những tình huống và những tham số thiết kế khác nhau ñể
chọn công thức phù hợp.
1) Khi tính toán, cần xét qui luật gia tăng cường ñộ của ñất móng khi có cố kết
và sự biến ñổi của nó theo chiều sâu. Có thể có các trường hợp sau:
- Trường hợp 1: Khi ñất mềm lắng ñọng tương ñối sâu, cường ñộ biến ñổi theo
chiều sâu có qui luật rõ ràng, hệ số ổn ñịnh K tính như sau:

(
)
( )

∑
∑
∑
+
++
=
II
cuIIo
TT
tgNuLhS
K
1
ϕλ

Trong ñó:
T
I
, T
II
lần lượt là phân lực gây trượt của trọng lượng ñất móng và
ñất ñắp (kN/m);
L- chiều dài cung trượt (m);
N
II
- phân lực pháp tuyến trên cung trượt của trọng lực ñất ñắp
(kN/m);
h- ñộ sâu ñất móng của phân miếng (m);
S
0
- cường ñộ ban ñầu của mặt lớp ñất móng (kPa);

λ
- tỷ lệ tăng của cường ñộ ñất móng thiên nhiên theo chiều sâu
(kPa/m). (hình 5-15 ).
- Trường hợp 2: khi sự lắng ñọng của ñất mềm có gián ñoạn, cường ñộ biến ñổi
theo chiều sâu không có quy luật rõ ràng , công thức tính hệ số ổn ñịnh k như sau:

( )
∑
∑
∑
+
+
=
II
cuIIu
TT
tgNulS
K
1
ϕ

Trong ñó:
S
u
- cường ñộ bình quân của mỗi lớp ñất (kPa).
Những ký hiệu khác ý nghĩa như trước.
Nếu ñất móng có lớp ñất tương ñối dày, cường ñộ biến ñổi theo chiều sâu có
qui luật rõ ràng thì có thể sử dụng cả hai phương pháp trên ñể tính toán.
2) Khi ñáy nền ñắp ñược rải một lớp vải ñịa kỹ thuật, do tấm vải chịu lực kéo
làm tăng mômen ổn ñịnh, có thể căn cứ vào tình hình biến dạng của nó mà tính theo

hai mô hình sau:

N®s.235

Mô hình 1: giả sử tại vị trí mặt trượt cắt qua tấm vải, phương lực kéo của tấm
vải tiếp tuyến với mặt trượt, ta có công thức tính hệ số ổn ñịnh như sau:

(
)
( )
∑
∑
∑
+
+++
=
III
cuIIo
TT
PtgNuhS
K
ϕλ
l

Hoặc:
( )
∑
∑
∑
+

++
=
III
cuIIu
TT
PtgNuS
K
ϕ
l

Trong công thức trên: P là lực kéo tấm vải ñịa kỹ thuật (kN/m)
Hình 5-17.
Mô hình biến dạng của tấm vải ñịa kỹ thuật
Mô hình hai: giả sử lực kéo tấm vải ñịa kỹ thuật có hướng như ở hình 5-17 (b),
hệ số ổn ñịnh ñược tính theo công thức sau:

(
)
(
)
( )
∑
∑
∑
+
++++
=
III
cuIIo
TT

RbtgaPtgNuhS
K
/
ϕϕλ
l

Hoặc:
(
)
( )
∑
∑
∑
+
+++
=
III
cuIIu
TT
RbtgaPtgNuS
K
/
ϕϕ
l

Ngoài việc kiểm toán ổn ñịnh khi cung trượt xuyên qua tấm vải ñịa kỹ thuật,
vẫn phải tiến hành tính toán ngoài phạm vi trải tấm vải này, nghĩa là kiểm toán khả
năng toàn bộ nền ñắp bị trượt.
Trường hợp xây dựng nền ñắp cao trên ñất yếu, khi chưa ñắp ñến cao ñộ thiết
kế, ñất móng ñã phát sinh vấn ñề, vì vậy,việc kiểm toán ổn ñịnh không chỉ tiến hành

ở chiều cao thiết kế mà còn phải kiểm toán trong cả quá trình xây dựng.
Khi ñất móng là những lớp ñất yếu dày, do di ñộng nghiêng của ñất móng làm
nền ñắp chịu kéo, khi tính toán ổn ñịnh, có thể bỏ qua lực cản chống cắt bên trong
nền ñắp, nhưng phải tiến hành tính toán chiều sâu vết nứt thẳng ñứng trong nền
ñường.

N®s.236
5.5. Tính độ lún của nền đường trên đất yếu
Khác với việc tính lún đối với nền đường bình thường, do tính chất của đất yếu
bão hoà, khi tính lún của nền đường trên đất yếu không xét đến ảnh hưởng của tải
trọng động. Mặc khác, độ lún của nền đường trên đất yếu thường lớn và thời gian lún
kéo dài. Độ lún này gồm độ lún của bản thân nền đắp và độ lún của đất móng nền
đường. Khi thi công, đất đắp được đầm chặt nên khi tính toán không xét tới độ lún
của bản thân nền đường. Vì vậy ta có thể hiểu rằng việc tính lún ở đây là độ lún của
nền đất yếu dưới nền đắp.
Độ lún của nền đất yếu gồm độ lún tức thời S
d
và độ lún do cố kết S
c
.
Nếu gọi S là tổng độ lún, ta có: S = S
d
+ S
c
.
5.5.1. Tính độ lún tức thời S
d
Tính lún tức thời S
d
với giả thiết biến dạng lún khi thể tích không đổi. Có nhiều

phương pháp tính S
d
, theo tài liệu của Trung Quốc, độ lún S
d
được tính theo công
thức sau:
S
d
= F.
E
Bq.
; (cm) (5 -13)
Trong đó:
F - hệ số lún, có thể tra ở hình (5-18):
B - chiều rộng tải trọng tính đổi;
2
a
bB 
q- ứng suất thẳng đứng ở đáy nền đắp tại tim đường.
E- mô đun đàn hồi của đất móng.
Hình 5.18. Hệ số lún F.
Khi nền đất yếu gồm nhiều lớp thì thay E trong công thức (5-13) bằng mô đun
đàn hồi trung bình E
tb
tính theo công thức:
N®s.237
h
hE
E
ii

tb


Trong đó:
E
i
và h
i
- mô đun đàn hồi và chiều dày của lớp đất thứ i.
h = h
i
- chiều dày nền đất yếu
5.5.2. Tính độ lún do cố kết ép gọn S
c
Độ lún do cố kết S
c
được tính theo phương pháp phân tầng cộng lún. Để tính
toán, ta chia đất móng thành nhiều lớp. Chiều dày mỗi lớp không lớn hơn 0,4 lần
chiều rộng đáy nền đắp.
Khi nền đất yếu rất dày thì chỉ tính lún trong phạm vi tầng chịu nén H
c
. Theo
qui định của Liên Xô, chiều dày tầng chịu nén H
c
được tính từ mặt đất móng đến vị
trí có ứng suất phụ 
z
do tải trọng ngoài gây ra thoả mãn điều kiện 
z
= 0,2

m


.
Trong đó:
m


- ứng suất do tải trọng bản thân của đất móng. Tuy nhiên, theo tài liệu
của Trung Quốc, chiều dày tầng chịu nén lại được tính đến vị trí có 
z
= 0,1
m


.
Khi phía dưới tầng chịu nén có tầng cát hoặc tầng nham thạch ổn định thì độ
lún được tính đến tận đỉnh của các tầng này.
1. Tính độ lún S
c
theo hệ số độ rỗng
S
c
=




i
h

1
21
1 

; (5-14)
Trong đó:
1

- hệ số rỗng ban đầu trước khi đắp của lớp đất thứ i.
2

- hệ số rỗng cuối cùng của lớp đất i sau khi đã hoàn thành cố kết
dưới tác dụng của tải trọng ngoài.
h
i
- chiều dày lớp đất thứ i.
2. Tính độ lún cố kết S
c
theo chỉ số nén lún C
c
Phương pháp này được dùng khi đất có tính nén lún lớn.
Căn cứ vào thí nghiệm nén không nở hông, vẽ đường cong

lge
(hình 5-
19). Từ đó có thể xác định được trị số áp lực trước cố kết 
p
, chỉ số nén C
c
và hệ số

nở C
s
dùng để tính lún.
Trị số áp lực trước cố kết 
p
tương ứng với điểm đổi dốc của đường cong

lge
. Chỉ số nén lún C
c
là độ dốc của đoạn thẳng MN trên đường cong

lge
khi > 
p
. Ta có :
.
lg
MN
l
C
c




Chỉ số nở C
s
là độ dốc của đoạn thẳng DL
N®s.238

DL
l
C
S

lg


Nếu gọi
voi

là ứng suất có hiệu thẳng đứng của lớp đất thứ i, tính đến giữa lớp
tính toán. Khi 
pi
> 
voi
ta có đất quá cố kết , nghĩa là áp lực trước cố kết của lớp
thứ i cao hơn áp lực có hiệu thực tế.
Khi
voipi


ta có đất cố kết tiêu chuẩn.
Nếu 
pi
< 
voi
- đất thiếu cố kết.
Với đất quá cố kết và cố kết tiêu chuẩn, độ lún do cố kết ép gọn tính theo công
thức sau:

pi
qivoi
i
n
oi
ci
c
h
C
S






lg
1
1

; (5-15)
Với đất thiếu cố kết, ta có:














pi
qivoi
ci
voi
pi
si
oi
i
c
CC
h
S




lglg
1 
; (5-16)
Trong đó:
h
i
, C
ci
, C

si
là chiều cao, chỉ số nén lún, chỉ số nở của lớp đất thứ i
xác định trên toạ độ nửa logarit.
oi

- độ rỗng ban đầu của lớp đất thứ i.

voi
- ứng suất có hiệu thẳng đứng của lớp đất thứ i.

pi
- áp lực trước cố kết của lớp đất i.

qi
- ứng suất thẳng đứng trong lớp đất i do tải trọng nền đắp gây
ra.
q
i
= I
i
. 
đ
. H ; (kPa).
Trong đó:

đ
và H là dung trọng và chiều cao đất đắp.








z
b
z
a
fI
i
;
 tra đồ thị Osterberg hoặc tra bảng.
Chỉ số nén lún C
ci
được tính theo công thức:
















i
ii
ii
ii
ci
q
q
qq
C
1
21
12
21
1lg
lglg

Trong đó:
N®s.239
i1

và
i2

- hệ số rỗng của đất ở lớp i trước và sau khi đắp nền
đường, tương ứng với áp lực trước khi đắp q
1i
= 
voi
và áp lực
sau khi đắp q

2i
= 
voi
+ q.
Khi lập nhiệm vụ thiết kế, có thể tính chỉ số nén lún C
c
một cách gần đúng như
sau:
C
c
= 0,009 (W
L
- 10)
Trong đó:
W
L
- giới hạn chảy.
Đường cong

lge
xác định bằng thí nghiệm nén không nở hông. ở Trung
Quốc, căn cứ vào số liệu đo lún ngoài thực tế, đối với đất có cố kết bình thường, độ
lún cuối cùng S

được tính theo công thức kinh nghiệm sau:
Hình 5-19.
S

= m S
c

.
Trong đó:
m - hệ số kinh nghiệm lấy từ 1,1 đến 1,4. Với loại đất qúa cố kết,
trị số m  2.
Hệ số m phụ thuộc vào đặc tính biến dạng của đất, tỉ lệ giữa tải trọng ngoài và
áp lực cố kết tự nhiên, hình dạng của tải trọng, tỉ lệ giữa chiều rộng tác dụng của tải
trọng và chiều dày nền đất yếu, tốc độ gia tải v.v…
Công thức trên là một công thức kinh nghiệm giúp cho việc tính lún được
thuận tiện và đơn giản, bởi lẽ khó có thể đo đạc một cách chính xác mô đun đàn hồi
E để tính độ lún do biến dạng đàn hồi không nở hông S
d
.
N®s.240
Tuy nhiên, khi tính lún của tầng đất yếu, do độ lún tức thời S
d
thường xảy ra rất
nhanh và có thể hoàn thành khi thi công xong nền đường, vả lại, trị số của nó lại rất
nhỏ so với độ lún do cố kết ép gọn S
c
, vì vậy người ta thường bỏ qua không xét đến
giá trị của nó. Khi đó, độ lún cuối cùng của nền đường S

= S
c
.
Độ lún tại thời điểm t là: S
t
=
c
t

Su 
Trong đó:
t
u
- độ cố kết bình quân của tầng đất yếu tại thời điểm t.
Do đó, có thể tính độ lún lúc thi công xong S
tc
và độ lún còn lại trong thời kỳ
khai thác S.
S = S

- S
tc
Ví dụ 5-2: Tính độ lún của nền đường có chiều cao thiết kế 8m, đắp trên nền
đất yếu dày 12m gồm 3lớp, các đặc trưng của nền đường và đất móng như hình (5-
20). Mực nước ngầm nằm ở mặt đất.
Hình 5-20. Số liệu tính toán trong ví dụ 5-2.
Dùng phương pháp phân tầng cộng lún để tính lún do cố kết. ứng suất có hiệu
thẳng đứng
'
voi

tính đến điểm giữa các lớp:
Lớp 1:
   
KPaKPa
h
pnvo
555,101017
2

3
2
'
11
1
'
1


Do đó lớp 1 là đất quá cố kết.
Lớp 2:
       
60311015
2
4
10173
2
2
2
11
'
2
 KPa
h
h
nnvo

 Lớp 2 là lớp đất quá cố kết.
 Lớp 3:
     

nnnvo
h
hh


3
3
2211
'
3
2
=
     
62561016
2
5
1015410173
'
3

p
KPa

N®s.241
 Lớp 3 cũng là đất quá cố kết  tính lún theo công thức (5-15)
Độ lún tính theo công thức:
'
'
3
1

lg
1
pi
ivoi
i
i
oi
ci
q
h
C
S









q
i
- ứng suất thẳng đứng ở tim đường tại điểm giữa lớp đất thứ i do tải trọng
nền đắp gây ra:
q
i
= I
i


đ
H
Trong đó:







z
b
z
a
fI
i
;
với a = 12m và b = 3,2m
Điểm giữa của từng lớp đất yếu ở độ sâu Z
1
=1,5m; Z
2
=5m và Z
3
=7,5m. Tra đồ
thị Osterberg (hình 5-21) được hệ số I bằng tổng của phần phải và phần trái của nền
đường.
Z
(m)
Z

a
Z
b
0,5I
I
1,5
8
5,1
12

13,2
5,1
2,3

0,49
0,98
5
4,2
5
12

64,0
5
2,3

0,449
0,90
7,5
6,1
5,7

12

42,0
5,7
2,3

0,42
0,84
Lập bảng tính độ lún của nền đường với chiều cao đắp H=8m.
q
i
= I
i

đ
. H
= I
i
. 19 . 8
= 152 I
i
N®s.242
Hình 5-21. Đồ thị Osterberg
hi (m)
oi
ci
C
1
q
i

=152I
i
pi
ivoi
q
'
'



'
'
lg
1
pi
ivoi
oi
ci
i
q
hi
C
S








(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
3
389,0
7,11
05,1


152x0,98=1
48,96
899,2
55
96,1485,10


0,389 x 3
x
lg
2,899=0,539
N®s.243
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
4
80,0

5,11
0,2


152x0,9=13
6,8
797,2
60
8,13631


0,80x4x
lg
2,797=1,429
5
348,0
3,11
8,0


152x0,84=1
27,68
96,2
62
68,12756


0,348x5x
lg
2,96 = 0,82

Độ lún của nền đường: S = 2,788m
5.6. các biện pháp gia cố nền đất yếu
Khi tải trọng nền đắp vượt quá sức chịu tải của nền đất yếu hoặc khi thời gian
lún quá dài thì phải tìm cách gia cố nền đất yếu.
Có khá nhiều biện pháp gia cố, nhưng tốt nhất là nên cho tuyến đi tránh vùng
đất yếu, hoặc cho tuyến đi qua vị trí có tầng đất yếu mỏng hơn, hoặc nếu có thể thì
giảm chiều cao nền đắp.
Căn cứ vào tính chất các biện pháp gia cố, có thể chia thành các loại sau:
- Thay toàn bộ hay một phần lớp đất yếu bằng những vật liệu có khả năng chịu
tải tốt hơn. Các biện pháp này gồm: vét bùn, thả đá hộc, dùng mìn vét bùn…
- Các biện pháp làm tăng tốc độ cố kết, nâng cao cường độ của đất yếu. Ví dụ:
dùng lớp đệm cát, giếng cát, cọc giấy, băng nhựa thoát nước v.v…
- Các biện pháp cải tạo sự phân bố ứng suất và điều kiện biến dạng của nền đất
yếu gồm: bè gỗ, hộ đạo phản áp…
- Các biện pháp làm tăng độ chặt của nền đất yếu : cọc đất, cọc vôi, phương
pháp nén trước bằng tải trọng tĩnh v.v…
- Các phương pháp ngăn chặn không cho đất mềm ở giữa đùn ra hai bên:
phương pháp đóng cọc gỗ, cọc ván gỗ, cọc ván thép…
- Các phương pháp thi công xử lý nền : phương pháp hạ thấp mực nước ngầm,
phương pháp khống chế tốc độ thi công;
- Các phương pháp tổng hợp : dùng hộ đạo kết hợp giếng cát, dùng hộ đạo kết
hợp đệm cát, dùng bè gỗ kết hợp đệm cát, v.v
- Các phương pháp gia cố nền đất yếu bằng hoá lý : phương pháp gia cố đất xi
măng, phương pháp phụt vữa xi măng, phương pháp đệm silicat v.v…
Khi thiết kế, cần phải căn cứ vào tính chất, chiều dày lớp đất yếu, chiều cao
nền đường, thời hạn thi công, điều kiện và giá thành xây dựng để lựa chọn biện pháp
gia cố thích hợp.
Sau đây xin giới thiệu một số phương pháp xử lý nền đất yếu thường dùng.
5.6.1. Phương pháp vét bùn
Đây là một phương pháp có hiệu qủa tốt, nó cải thiện được cơ bản tính chất của

đất móng, tuy nhiên, nó là một công việc rất nặng nhọc nên thường chỉ được áp dụng
trong một phạm vi tương đối hẹp, tầng bùn mỏng, dưới đáy có tầng đất cứng và khi
điều kiện thoát nước thuận lợi.
N®s.244
Có thể thay một phần hay toàn bộ chiều dày lớn bùn bằng loại đất ổn định
trong nước và có cường độ cao hơn, như đất sét hoặc các loại đất thoát nước tốt như
cát, đá dăm, cuội sỏi.
Theo địa chất công trình, bùn được chia làm 3 loại:
Bùn loại 1: Khi đào hố có vách thẳng đứng sâu 2m, sau 5 ngày đêm vẫn không
biến dạng, sức chịu tải khoảng 1 daN/cm
2
. Bùn loại 2: cũng đào hố như vậy,nhưng
hố bị biến dạng sau 5 ngày đêm, sức chịu tải khoảng 0,5~0,8 daN/cm
2
. Bùn loại 3 là
bùn ở trạng thái lỏng, sức chịu tải  0,3 daN/cm
2
.
Đất dùng để đắp nền đường trên bùn loại 1 không được dùng loại đất đen, cát
bột, đất hoàng thổ, đất sét chứa lượng thạch cao quá 5% hoặc đất muối. Khi chiều
cao nền đường đắp trên bùn loại 1 nhỏ hơn 3m, có thể vét một phần bùn ở đáy nền
đường, bố trí rãnh thoát nước ở hai bên, cách chân taluy ít nhất là 2m, chiều rộng đáy
rãnh b  0,9m và chiều sâu rãnh h  0,8m. Độ lún S sơ bộ lấy bằng 25% chiều dày
lớp bùn còn lại. Quan hệ giữa chiều cao H của nền đường và chiều sâu vét bùn h có
thể tham khảo như sau:
Khi H = 1,2  1,5m  h = 2,6m
H = 1,5 2,0m  h = 1,5m
H = 2,0  2,5m  h = 1,0m.
Khi chiều cao nền đắp H  3m thì không cần vét bùn.
Ta luy nền đường phải lớn hơn 1: 1,5

- Nền đường đắp trên bùn loại 2: Khi chiều dày tầng bùn nhỏ hơn 3m, phải
thay toàn bộ lớp bùn bằng loại đất thấm như cát, đá dăm, cuội sỏi (hình 5-22).
Hình 5-22.
Khi lớp bùn dày hơn 3m thì phần nền đường chìm trong bùn không được nhỏ
hơn 3m.
- Nền đường đắp trên bùn loại 3: trong bất cứ trường hợp nào cũng phải đảm
bảo nền đường chìm xuống tận đáy lớp bùn.
Khi thi công phải đắp bờ để tát nước, bờ bằng đất đắp trực tiếp lên mặt đất yếu
ở phía ngoài chân ta luy để sau này có thể đắp thêm làm hộ đạo phản áp, phần nền
đường chìm trong bùn không được nhỏ hơn 3m.
5.6.2. Phương pháp gia cố bằng bè gỗ
N®s.245
Khi không thể đào bỏ mặt lớp đất yếu vì khối lượng vét bùn lớn, có thể trải một
lớp vải địa kỹ thuật (géo textile) lên mặt lớp đất yếu, hoặc có thể rải đều một lớp sú
vẹt, cũng có thể bó các cành cây có đường kính từ 25 cm thành bè mỏng (bè mềm),
hoặc có thể dùng cây có đường kính lớn buộc thành bè cứng trải trên mặt lớp đất yếu
trước khi đắp nền để không cho cát chìm sâu vào tầng bùn. Tấm vải địa kỹ thuật
hoặc lớp cành cây còn có tác dụng chịu một phần lực cắt do tải trọng ngoài gây ra,
phân bố đều áp lực lên lớp đất yếu và ngăn không cho nước cuốn trôi đất đắp.
Phương pháp gia cố bằng bè gỗ đã được dùng từ lâu đời để xử lý nền đất yếu khi xây
dựng nền đường hoặc đê đập. Dùng bè gỗ còn có tác dụng mở rộng nền móng và mở
rộng phạm vị cung trượt nguy hiểm nhất ,do đó có thể nâng cao độ ổn định cho nền
đường.
Nội dung chủ yếu của phương pháp gia cố này là xác định chiều dày và chiều
rộng của bè gỗ, trị số độ dốc ta luy 1: m.
Có thể xác định chiều rộng bè gỗ thông qua kiểm toán ổn định bằng phương
pháp cung trượt tròn, khi cho cung trượt đi qua mép ngoài của bè gỗ. Chiều dày của
bè gỗ phải đủ lớn để mặt trượt không cắt qua bè gỗ. Phương pháp này chỉ áp dụng
khi xây dựng nền đường qua vùng bùn lầy có mực nước khá cao, bè gỗ thường xuyên
bị ngâm chìm trong nước để gỗ không bị mục.

Hình 5-23.
5.6.3. Phương pháp thả đá hộc
Phương pháp này không cần phải hút nước trong quá trình thi công, nó được
dùng khi đất yếu là bùn loại 3 nằm sâu dưới nước, việc thi công thay đất khó khăn,
chiều dày lớp bùn từ 34m. Kích thước đá hộc được xác định căn cứ vào độ đặc
của bùn, thường dùng loại đá có đường kính D0,3m.
Khi thi công, nên bắt đầu thả từ tim đường ra 2 bên để ép bùn ra phía ngoài.
Khi đá đã cao bằng mặt nước, dùng đầm lu cỡ lớn, lu nhiều lần để đá chìm sâu vào
bùn, sau đó rải tầng lọc ngược rồi mới đắp nền đường.
Hình 5.24. Phương pháp thả đá hộc
N®s.246
Nội dung tính toán tầng lọc ngược là xác định kích thước hạt vật liệu và
chiều dày tầng lọc ngược.
Đường kính cỡ hạt D1 (D50) của tầng lọc ngược, hoặc lớp trên của kết cấu
tầng lọc dạng có nhiều lớp, được xác định theo biểu thức:
D
1
= 1,5 t
m
Với t
m
là chiều rộng khe hở giữa các tấm của kết cấu chịu lực phía trên tầng
lọc: t
m
= 1  2 cm.
Độ thô của các hạt vật liệu của lớp dưới kết cấu tầng lọc được tính theo công
thức:
10
2


d
d
D
Trong đó:
D
2
- đường kính trung bình của vật liệu lớp dưới của tầng lọc;
d
đ
- đường kính trung bình của hạt đất.
Vật liệu làm tầng lọc phải đảm bảo hệ số không đồng đều hạt n theo qui định
sau:
- Với tầng lọc có một lớp:
.125
10
60

D
D
n
Khi tầng lọc có 2 lớp:
- Lớp trên:
32
10
60
1

D
D
n

- Lớp dưới:
2010
10
60
2

D
D
n
Chiều dày tầng lọc tối thiểu là 30 cm khi đắp trong nước, 20cm khi đắp khô.
Tầng lọc có 2 lớp phải dày từ 30 50cm.
Phương pháp thả đá hộc có ưu điểm là thi công đơn giản. Tuy nhiên, phương
pháp này khó đảm bảo ổn định nền đường vì không thể xác định chính xác độ lún
của đá hộc, có khi tốn rất nhiều đá, vì khi chìm xuống đáy, đá có thể bị trượt theo
mặt dốc của tầng đất cứng, do đó phải thận trọng khi dùng phương pháp này.
5.6.4. Phương pháp đóng cọc gia cố chân taluy
Phương pháp này thường được dùng để gia cố nền đường đang khai thác. Dùng
các cọc gỗ, cọc bê tông cốt thép đóng ở chân ta luy, xuyên qua tầng bùn, sâu vào lớp
đất cứng để ngăn không có đất yếu trồi ra hai bên chân taluy.
Phương pháp này dùng khi tầng đất mềm có chiều dày tương đối nhỏ, phía đáy
có tầng đất tương đối cứng thì hiệu qủa tốt.
Đặc biệt, khi tầng đất cứng ở đáy có độ dốc ngang thì càng thích hợp.
5.6.5. Thi công nền đắp theo giai đoạn
Khi xây dựng nền đường trên đất yếu, để đảm bảo nền đường ổn định thì phải
tìm biện pháp xử lý, trong đó, biện pháp đơn giản nhất là đắp nền đường theo nhiều
giai đoạn, sau mỗi giai đoạn, phải chờ cho đất móng đạt được độ cố kết nhất định,
N®s.247
cường độ chống cắt tăng để có thể chịu được tải trọng lớn hơn mới đắp tiếp giai đoạn
sau.
Trước hết, ta cần kiểm tra xem có thể áp dụng biện pháp này mà không cần

dùng thêm biện pháp xử lý nào nữa không.
Chiều cao giới hạn của nền đường được tính theo công thức:










cu
c
d
uo
c
tgu
N
F
C
H

.
2
1
Trong đó:
C
uo
- lực dính đơn vị ban đầu của đất

móng, được xác định bằng thí nghiệm cắt
không cố kết, không thoát nước.

đ
- dung trọng đất đắp.
F - hệ số an toàn, lấy F = 1,5
N
c
- hệ số phụ thuộc tỷ số
h
B
, tra
hình 5-8 với B là chiều rộng trung
bình của nền đường, h là chiều dày
tầng đất yếu.
Hình 5-25. Xây dựng nền
đắp theo giai đoạn.
Nếu H
c
> H thì nền đường có thể xây dựng theo nhiều giai đoạn, không cần
thêm biện pháp gia cố nào nữa .
Nếu H
c
< H thì phải dùng hộ đạo phản áp hoặc kết hợp cả hộ đạo với việc bố trí
hệ thống giếng cát mới có thể thi công nền đường theo giai đoạn.
Nội dung chủ yếu của việc tính toán thi công nền đường theo giai đoạn là xác
định chiều cao nền đắp của từng giai đoạn và thời gian gián cách giữa các giai đoạn.
Chiều cao nền đắp ở giai đoạn 1 đảm bảo nền đường không bị ép trồi, được xác
định theo công thức của Mandel-Salenon là:
uo

d
c
C
F
N
H 



1
Sau khi đắp đến chiều cao H
1
, chờ cho đất móng đạt độ cố kết yêu cầu
u
% sẽ
đắp tiếp giai đoạn 2. Khi đó, lượng gia tăng trung bình của cường độ chống cắt của
đất móng C
u
lấy gần đúng là:
C
u
=
u
2
1

z
tg
cu
.

Trong đó:

z
- ứng suất cố kết có hiệu thẳng đứng trong đất móng ở độ sâu
Z.
N®s.248

z
= 
đ
. H
1
.

cu
- góc ma sát trong, xác định bằng thí nghiệm cắt nhanh thoát
nước.
Do đó:
C
u
=
cud
tgHu


1
2
1
Chiều cao đắp ở giai đoạn 2 được tính khi cường độ đất móng là C
uo

+C
u
:
 











cuduo
d
c
uuo
d
c
tgHuC
F
N
CC
F
N
H



12
2
1
Tương tự như vậy, ta có thể tính chiều cao đất đắp ở giai đoạn n:







 cunduo
d
c
n
tguHC
F
N
H


1
2
1
Thời gian gián cách giữa các giai đoạn được xác định căn cứ vào độ cố kết
u
cần đạt tới cường độ đảm bảo có thể xây dựng giai đoạn tiếp theo mà không bị mất
ổn định.
5.6.6. Hộ đạo phản áp
Hộ đạo phản áp là một phương pháp cân bằng lực học , dùng tải trọng của hộ

đạo tạo nên mô men chống trượt. Nó được dùng thích hợp với nền đắp cao khoảng 8
- 9m và không vượt quá 2 lần chiều cao giới hạn. Thiết kế hộ đạo phản áp chủ yếu là
xác định chiều rộng và chiều cao hợp lý của hộ đạo , đủ để đảm bảo ổn định của nền
đường và ổn định của cả bản thân hộ đạo.
Hình 5-26. Hộ đạo phản áp.
Hiện nay có nhiều phương pháp tính kích thước của hộ đạo theo các giả thiết
khác nhau: có tác giả dựa vào kết quả của phương pháp hạn chế khu vực dẻo, có tác
giả thông qua kiểm toán ổn định bằng phương pháp cung trượt tròn, cũng có tác giả
căn cứ vào lý luận cân bằng giới hạn để xác định mặt trượt và suy ra trạng thái giới
hạn của đất móng. Trong các phương pháp trên thì phương pháp cuối cùng là chặt
chẽ nhất, tuy nhiên việc tính toán như vậy lại phức tạp nên ít được dùng.
Để đảm bảo ổn định của bản thân hộ đạo, chiều cao h của nó không được vượt
quá chiều cao giới hạn của nền đường. Theo kinh nghiệm thiết kế của Trung Quốc;
chiều cao hộ đạo bằng khoảng
3
1
đến
2
1
chiều cao nền đắp là thích hợp. Bề rộng hộ
đạo được xác định thông qua kiểm toán ổn định bằng phương pháp cung trượt tròn.
Khi tầng đất mềm tương đối mỏng thì mặt trượt nguy hiểm nhất không phải là mặt
N®s.249
trụ tròn nữa, khi đó kiểm toán ổn định theo mặt trượt cong phẳng tổ hợp. Người ta
thường chọn bề rộng nền đường có hộ đạo lớn gấp hai lần chiều rộng khu vực dẻo.
Tức là: B = 2b
Hình dạng hộ đạo nên dùng dạng đơn cấp là đẹp nhất. Khi lớp đất mềm tương
đối mỏng, mặt lớp đất cứng phía dưới nằm nghiêng thì nên dùng hộ đạo có bề rộng
hai bên không bằng nhau, ở phía thấp có bề rộng lớn hơn.
Khi phạm vi vùng đất mềm hẹp và sâu, có thể dùng hộ đạo dạng nhiều cấp.

Nếu khu vực thi công có nhiều cát, có thể dùng cát đắp hộ đạo để tạo điều kiện
cho nước trong đất móng thoát ra ngoài dễ dàng, tăng nhanh quá trình cố kết của đất
móng. Khi dưới tầng đất mềm không sâu có tầng cát thì ảnh hưởng này cần được xét
tới để giảm bớt kích thước của hộ đạo.
Khi thi công, nên đắp đồng thời cả nền đường và hộ đạo, không đắp nền đường
trước, đắp hộ đạo sau để tránh hiện tượng ép trồi khi thi công.
5.6.7. Tầng đệm cát
Lớp đệm cát tạo ra một mặt thoát nước ở đáy nền đắp, làm tăng nhanh quá
trình cố kết thoát nước của đất móng, do đó nâng cao khả năng chịu tải của đất móng
và có thể rút ngắn thời gian thi công so với khi không dùng đệm cát.
Đệm cát và thay lớp vỏ cứng bằng cát thường được sử dụng nơi có tầng đất yếu
không dày, hoặc ở nơi có lớp bùn tương đối dày nhưng ở dưới lại có một lớp cát tạo
thành hai mặt thoát nước, chiều cao nền đường từ 6 ~ 9m (khoảng gấp 2 lần
chiều cao giới hạn).
Thi công lớp đệm cát đơn giản, chiếm diện tích ít hơn so với hộ đạo phản áp,
không cần sử dụng các máy thi công đặc biệt, nhưng cần khống chế tốc độ thi công
để đất móng có đủ thời gian cố kết thoát nước, do đó đòi hỏi thời gian thi công tương
đối dài. Hàng ngày vừa đắp vừa theo dõi độ lún và chuyển vị ngang của cọc biên,
theo kinh nghiệm thi công, nếu tốc độ lún  10mm/ngày, tốc độ chuyển vị ngang của
cọc biên  2 3 mm/ngày thì có thể tiếp tục đắp, nền đường vẫn ổn định.
Nội dung thiết kế đệm cát gồm: Chọn mặt cắt ngang của nền đường dùng đệm
cát, kiểm toán ổn định chống ép trồi và ổn định chống trượt của nền đường, tính độ
lún cuối cùng S

, độ lún lúc thi công xong S
tc
, độ cao phòng lún và độ mở rộng mặt
nền đường do lún.
1. Kết cấu nền đường
Có thể rải lớp đệm cát trực tiếp lên trên lớp vỏ cứng của nền đất yếu (hình 5-

27).
N®s.250
Hình 5-27. Lớp đệm cát rải trực tiếp trên mặt đất yếu.
Như vậy có thể tận dụng khả năng chịu tải của lớp vỏ cứng. Tuy nhiên, lớp này
thường có hệ số thấm nhỏ hơn lớp đất yếu phía dưới nên nó hạn chế rất nhiều sự
thoát nước qua lớp vỏ này, làm giảm hiệu qủa của lớp đệm cát. Trong trường hợp
này, thường xác định chiều dày lớp đệm cát h
c
theo kinh nghiệm, có thể tham khảo ở
bảng 5-3 dưới đây.
Chiều dày lớp đệm cát rải trực tiếp trên đất móng
Bảng 5-3
Độ lún của nền đường (m)
1,5
1,5 ~ 2,0
> 2,0
Chiều dày đệm cát h
c
(m)
0,8
1,0
1,20
Để khắc phục nhược điểm của loại kết cấu trên , có thể đào bỏ lớp vỏ cứng, sau
đó rải lớp cát đệm. Trong trường hợp này, chiều dày lớp đệm cát phụ thuộc vào trị số
ứng suất tác dụng trên mặt lớp đệm cát, có thể tham khảo trong bảng 5-4.
Chiều dày lớp đệm cát khi đào bỏ lớp vỏ cứng
Bảng 5-4
ứng suất trên mặt đệm cát (daN/cm
2
)

< 1,0
1,0~1,5
1,5~2,0
2,0~3,0
Chiều dày đệm cát (m)
1~1,5
2~2,5
2,5~3,0
3,0~4,0
Kết cấu nền đường loại này có ưu, nhược điểm hoàn toàn ngược lại với loại
trên. Khi mực nước ngầm tương đối cao, lớp vỏ cứng dày thì khối lượng đào đất và
lượng cát lớn, việc thi công cũng rất khó khăn, vì vậy loại này ít được dùng.
Vật liệu dùng làm lớp đệm tốt nhất là loại cát thô và cát hạt vừa, hàm lượng
hữu cơ không quá 2~ 5%. Để tiết kiệm, có thể trộn 70% cát vàng với 30% cát đen,
hoặc ba phần sỏi có cỡ hạt 20 ~ 30mm với hai phần cát vàng.
2. Tính độ cố kết theo phương thẳng đứng
V
U
Khi gia cố nền đường bằng đệm cát, dưới tác dụng của tải trọng nền đắp, nước
trong đất móng thoát ra ngoài theo phương thẳng đứng. Ta gọi độ cố kết theo phương
N®s.251
thẳng đứng là
V
U
. Mức độ ổn định và độ lún của nền đường ở thời điểm bất kỳ đều
liên quan mật thiết đến độ cố kết
V
U
của đất móng tại thời điểm đó.
Căn cứ vào điều kiện thoát nước và dạng biểu đồ ứng suất phụ (tức biểu đồ ứng

suất 
z
trong đất móng do tải trọng nền đắp gây ra), người ta đưa ra 5 sơ đồ cố kết
tiêu chuẩn (hình 5-28).
Sơ đồ O: Lớp đất yếu chịu tác dụng của tải trọng phân bố đều kín khắp trên
mặt (khi chiều rộng đáy nền đắp lớn hơn nhiều so với chiều dày lớp đất yếu), ứng
suất phụ 
z
không thay đổi theo chiều sâu, độ cố kết thẳng đứng
V
U
được tính theo
công thức:
V
T
V
eU
4
2
2
8
1




; (5-17)
Trong đó:
e - cơ số logarit, e = 2,71828;
T

v
- nhân tố thời gian.
2
H
t
CT
VV

C
v
- hệ số cố kết theo phương thẳng đứng.
t - thời gian cố kết.
H- chiều dày tầng thoát nước.
Khi có một mặt thoát nước: H bằng chiều dày tầng đất yếu.
Khi có hai mặt thoát nước: H là một nửa chiều dày tầng đất yếu.
Khi tầng đất yếu có nhiều lớp đất khác nhau, hệ số cố kết bình quân của tầng
đất yếu là C
vtb
tính theo công thức:
2
2











vi
i
vtb
C
h
H
C
Trong đó:
Chiều dày tầng đất yếu H = h
i
;
Hệ số thấm trung bình của tầng đất yếu: k
vtb
:


n
vi
i
vtb
k
h
H
k
1
Hình 5-29 là biểu thị quan hệ giữa
V
U
và T

V
khi áp lực cố kết hình chữ nhật,
có một hoặc hai mặt thoát nước.
N®s.252
Hình 5-28. Các sơ đồ tính độ cố kết
V
U
.