Nghiên cứu, giải quyết các vấn đề về lún và ổn định từ biến của nền đất yếu dưới nền đường ô tô ngập lũ ở ĐBSCL

1

MỞ ĐẦU
1 TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI NGHIÊN CỨU
Đồng bằng Sông Cửu Long (ĐBSCL) có hệ thống sông ngòi chằng chịt, nhiều
vùng đầm lầy, cao độ mặt đất tự nhiên thấp, dễ bị ngập lũ. Cấu tạo địa chất chủ yếu là
đất yếu nên đường bộ kém phát triển, chi phí xây dựng lớn. Ổn định nền đường khi
đắp cao chống ngập kém, độ lún hàng năm của hệ thống đường đang khai thác thường
từ 2÷5 cm nên phải thường xuyên nâng cao mặt đường bằng lớp móng đá và lớp mặt
đường mới gây tốn kém và mặt đường rất dễ hư hỏng, lún cục bộ gây mất an toàn giao
thông.
Để đẩy mạnh phát triển kinh tế khu vực, cần phải phát triển hệ thống giao thông
đường bộ tồn tại cùng với lũ và đánh giá khả năng ổn định, lún từ biến của các công
trình thực tế so với tính toán lí thuyết, vì qui trình hiện nay chưa có tính lún, ổn định từ
biến của nền đất yếu dưới nền đường ô tô ngập lũ ở ĐBSCL. Đây là mục tiêu phải giải
quyết của luận án này.
2 MỤC ĐÍCH, ĐỐI TƯỢNG VÀ PHẠM VI NGHIÊN CỨU
Nghiên cứu, giải quyết các vấn đề về lún và ổn định từ biến của nền đất yếu dưới
nền đường ô tô ngập lũ ở ĐBSCL và ở thành phố Hồ Chí Minh.
3 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU
Thu thập tài liệu của các tác giả trong, ngoài nước có liên quan đến đề tài.
Nghiên cứu và phát triển lý thuyết phục vụ đề tài.
Nghiên cứu thí nghiệm trong phòng và khảo sát, thử nghiệm hiện trường.
Nghiên cứu áp dụng trên các công trình thực tế ở ĐBSCL và Thành Phố Hồ Chí
Minh.
Thông tin khoa học: tham gia hội thảo khoa học và đăng báo thông tin các kết
quả nghiên cứu được trên các tạp chí khoa học.
2

4 MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU VÀ TÍNH MỚI CỦA ĐỀ TÀI
Nghiên cứu sự thay đổi độ nhớt theo cấu trúc của đất khi dịch chuyển từ biến do

ứng suất tiếp đến trạng thái trượt của đất.
Nghiên cứu lý thuyết và chế tạo thiết bị thí nghiệm độ nhớt của đất theo nguyên
lý cắt xoay với tốc độ cắt chậm.
Nghiên cứu chuyển dịch từ biến của nền đất yếu dưới nền đường ô tô ngập lũ ở
ĐBSCL do ứng suất tiếp, từ đó làm nền tảng nghiên cứu cơ sở khoa học, thực tiễn về
hệ số an toàn từ biến do ứng suất tiếp dưới nền đường ô tô chịu ảnh hưởng của áp lực
thủy động.
Nghiên cứu về tốc độ từ biến và sự thay đổi tốc độ từ biến của nền đất yếu dưới
nền đường ô tô chịu ảnh hưởng của áp lực thủy động.
Nghiên cứu về lún từ biến do ứng suất pháp tổng, ứng suất tiếp của nền đất yếu
dưới nền đường ô tô chịu ảnh hưởng của áp lực thủy động và theo độ lớn của ứng suất
tác động so với áp lực tiền cố kết, ngưỡng từ biến của N.N. Maslov.
Ngoài các thông số áp lực tiền cố kết hay hệ số tiền cố kết OCR, hệ số rỗng e, độ
sệt I
L
, NCS nghiên cứu các dấu hiệu của đất ở ĐBSCL dễ xảy ra mất ổn định từ biến
và có giá trị lún từ biến lớn do ứng suất pháp tổng và ứng suất tiếp.
5 Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ GIÁ TRỊ THỰC TIỄN CỦA ĐỀ TÀI
NGHIÊN CỨU
 Ý nghĩa khoa học:
1. Đề xuất phương pháp đánh giá độ ổn định và biến dạng từ biến có xét yếu tố
độ nhớt thay đổi.
2. Đề xuất phương pháp xác định độ nhớt thay đổi theo chuyển dịch từ biến của
khối đất nền đến trạng thái trượt bằng phương pháp cắt xoay với tốc độchậm
 Ý nghĩa thực tiễn:
1. Kết quả nghiên cứu giúp đánh giá độ ổn định và biến dạng có xét đến yếu tố từ
biến phù hợp với đất yếu bão hòa nước của khu vực.
3

2. Kết quả nghiên cứu có thể được dùng để định hướng thiết kế cho công trình cấp

cao như đường cao tốc và làm cơ sở đề xuất cho Bộ GTVT tính toán thiết kế
đường ô tô trên nền đất yếu có xét yếu tố từ biến theo các trạng thái giới hạn.
6 CẤU TRÚC CỦA LUẬN ÁN
Luận án gồm 2 phần: Phần thuyết minh và phần phụ lục.
Phần thuyết minh: gồm phần mở đầu, 04 chương, kết luận và kiến nghị, tổng
cộng 98 trang, bao gồm 94 trang nội dung, 04 trang danh mục tài liệu tham khảo và
danh mục các công trình nghiên cứu đã công bố, 59 hình vẽ và 29 bảng số.
Phần phụ lục (được đóng tập riêng): 100 trang bao gồm các phụ lục kết quả thí
nghiệm trong phòng và thử nghiệm hiện trường, các bảng kết quả tính chi tiết.
7 CÁC CÔNG TRÌNH BỊ SỰ CỐ VÀ NGHIÊN CỨU TIÊU BIỂU
TRONG NƯỚC VÀ NGOÀI NƯỚC
7.1 Các công trình bị sự cố tiêu biểu
Sự cố lún từ biến do ứng suất tiếp làm biến dạng mặt đường quá lớn, dịch chuyển
mố cầu Văn Thánh 2, lún hầm chui mố M1, M2 Cầu Văn Thánh 2 gây mất khả năng
đảm bảo khai thác tuyến đường Nguyễn Hữu Cảnh.
Sự cố lún từ biến phát triển nhanh đến trượt nền đường dẫn vào cầu Trao Trảo,
HL 33, Quận 9, Tp. Hồ Chí Minh do đắp tăng tải quá nhanh và quá lớn đưa đến mất
ổn định, gây biến dạng từ biến và phát triển nhanh đến trượt.
Sự cố lún từ biến phát triển nhanh đếntrượt nền đường đắp vào cầu Trường
Phước, Quận 9, Tp. Hồ Chí Minh tương tự sự cố đường dẫn vào cầu Trao Trảo ở trên.
7.2 Các công trình nghiên cứu, thực nghiệm trong và ngoài nước
N.N. Maslov(1984): Nghiên cứu lý thuyết vật lý kỹ thuật về từ biến của đất loại
sét trong thực tế xây dựng.
GS.TSKH Lê Bá Lương(1972): Nghiên cứu phương pháp tính toán ổn định công
trình theo thời gian.
4

GS.TSKH Nguyễn Văn Thơ (1972-1975): Nghiên cứu độ bền lâu dài của đất
dính ở Liên Xô.
N.N. Maslov và những cộng sự của ông (1994) nghiên cứu sự giảm độ bền lâu

dài của đất dính.
Bjerrum(1967) và Butterfield(1979) với công trình thử nghiệm ở Boston - Mỹ và
Ska Edeby(1961) - Thụy Điển đã nghiên cứu sâu về chuyển vị đứng và chuyển vị
ngang từ biến của nền đất yếu dưới nền đường theo mô hình Soft soil creep.
Nghiên cứu ổn định và biến dạng theo thời gian ở dự án Bang kok - Siracha
Highway (1967).
Công trình nghiên cứu đập thí nghiệm tại học viện kỹ thuật Á Châu do Dr.
Bergado chủ trì (1991) có sử dụng PVD.
Công trình nghiên cứu ổn định và biến dạng, thực nghiệm đắp đập tải trọng ở Cà
Mau – Năm Căn có xử lý và không xử lý bấc thấm.
Đề tài KHCN cấp Nhà nước KHCN 10 - 05 nghiên cứu tiêu chuẩn thiết kế và lựa
chọn biện pháp xử lí nền đường ôtô qua vùng đất yếu năm 2000.
















Hình 0.1 Hiện tượng mất ổn định từ biến và phát triển nhanh đến trượt ở đường
dẫn vào cầu Trao Trảo, Hương lộ 33, Quận 9, TP Hồ Chí Minh năm 2000.

5

Hình 0.2 Đường quốc lộ 80 đoạn Sa
Đéc, Bắc Vàm Cống phải nâng cao độ
móng mặt đường thường xuyên do lún
cố kết và từ biến để chống ngập do
nước triều, lũ.
Hình 0.3 Sự cố lún từ biến phát triển
nhanh đến trượt nền đường đắp vào
cầu Trường Phước tại Quận 9, TP Hồ
Chí Minh vào tháng 4 năm 1999.


Hình 0.4 Sự cố lún từ biến do ứng suất tiếp đường dẫn vào cầu và hầm chui Văn Thánh
2, đường Lê Thánh Tôn nối dài TP Hồ Chí Minh.
6

CHƯƠNG I. TỔNG QUAN ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH
ĐBSCL VÀ CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH CỦA NỀN
ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ
1.1 TỔNG QUAN ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH Ở ĐỒNG BẰNG
SÔNG CỬU LONG
Vùng châu thổ sông Cửu Long tương đối bằng phẳng, được thành tạo bởi những
trầm tích trẻ xen kẽ trầm tích cổ, ngoại trừ một số ít đồi núi ở cực Nam.
Ở phía dưới tầng trầm tích trẻ là tầng trầm tích cổ. Ngược về phía Tây Ninh,
Đồng Nai thì lớp trầm tích cổ xưa xuất hiện ngay trên mặt đất, điều này chứng tỏ trầm
tích trẻ mỏng dần về hướng tiếp giáp với miền Đông Nam Bộ.
Địa tầng ở đồng bằng sông Cửu Long được chia làm 2 tầng rõ rệt là tầng trầm
tích trẻ Holocene và tầng trầm tích cổ Pleistocene

Theo [1], [2] tính chất cơ lý của đất bùn sét ở một số tỉnh đồng bằng sông Cửu Long
(như ở bảng 1-1).

Hình 1.1 Phân vùng địa chất công trình ĐBSCL

7

Bảng 1.1 Đặc trưng cơ lý của đất bùn sét ở một số tỉnh ĐBSCL
STT
Tỉnh
Tên đất
Chỉ tiêu
Tp. HCM
Bùn sét
ambQIv
Đồng Tháp
Bùn sét
ambQIv
Đồng Tháp
Bùn á sét
ambQIv
1
Chiều sâu (m)
0÷21
0÷21
0÷21
2
Số mẫu thí nghiệm
110
28
13
3
Thành phần hạt(%) – sỏi >2 mm
-
-
-

4
Cát 2 – 0,05 mm
16
14
17
5
Bụi 0,05 – 0,005 mm
29
32
33
6
Sét < 0,005 mm
42
47
46
7
Thành phần hữu cơ %
13
7
14
8
Độ ẩm W %
77.15
62.03
101.2
9
Dung trọng tự nhiên  (T/m
3
)
1.55

1.62
1.43
10
Dung trọng khô 
c
(T/m
3
)
0.87
1.00
0.71
11
Tỷ trọng G
s
(Δ)
2.64
2.64
2.62
12
Hệ số rỗng e
2.03
1.64
2.69
13
Độ bão hòa S
r
(%)
100
99.85
98.5

14
Giới hạn nhão W
L
(%)
69
58.6
74.38
15
Giới hạn dẻo Wp (%)
43
33.8
48.65
16
Chỉ số dẻo I
p
(%)
26
24.8
25.73
17
Độ sệt I
L
(B)
1.33
1.14
2.04
18
Góc ma sát  (độ)
4
6

5
19
Lực dính c (kG/cm
2
)
0.06
0.11
0.04
20
Hệ số nén a
1-2
(cm
2
/kG)
0.162
0.105
0.203





21
E
0
(kG/cm
2
)
11
15

8
22
Hệ số thấm k (cm/s)
4.10
-7

-
-


8

Bảng 1.2 Đặc trưng cơ lý của các lớp đất ĐBSCL
Tên
đất
Góc
ma sát trong
υ (độ)
Lực dính c
(kG/cm
2
)
Hệ số
nén lún
(cm
2
/kG)
Module
tổng
biến dạng

(kG/cm
2
)
Sức
chịu
tải R
(kG/cm
2
)
Trị
tiêu
chuẩn
Trị
tính
toán
Trị
tiêu
chuẩn
Trị
tính
toán
P = (1÷2)
kG/cm
2

Trị
tiêu
chuẩn
Trị
tính

toán
Lớp 1
Sét
màu
nâu
22
11÷24
18
0,22
0,05÷0,46
0,06
0,041
0,029÷0,052
50
24÷89
20
1.5
1,0÷2,0
Lớp 2
Bùn
sét
14
6÷17
6
0.14
0,08÷0,20
0,12
0,173
0,084÷0,344
8

6÷10
5
< 0,5
Lớp 3
Bùn
á sét
16
6÷18
6
0,14
0,004÷0,29
0,04
0,111
0,092÷0,240
22
16÷34
10
< 0,5
Lớp 4
Bùn
á cát
22
15÷30
18
0,19
0,02÷0,34
0,05
0,036
0,01÷0,055

35
< 0,5
Lớp 5
Sét
loang
lỗ
14
10÷35
12
0,22
0,06÷0,51
0,11
0,018
0,099÷0,033
300
200÷335
65
2.5
2,0÷4,0
Lớp 6
A cát
25
22÷35
23
0,19
0,07÷0,29
0,10
0,02
0,07÷0,041

60
2,0
1,5÷3,0
9

1.2 TỔNG QUAN MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP TÍNH ỔN ĐỊNH VÀ BIẾN
DẠNG NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ
1.2.1 Tính toán kiểm tra khả năng chịu tải của đất yếu dưới nền đường đắp
1.2.1.1 Nội dung phương pháp đánh giá khả năng chịu tải nền đất yếu
Khả năng chịu tải của nền đất yếu dưới nền đường đắp, mức độ huy động khả
năng chịu lực được đánh giá thông qua hệ số an toàn:


đ



(1-1)
q
đn
- sức chịu tải của nền đất yếu, có hai trường hợp tính toán.
q
đn
= q
at
nếu tính theo tải trọng an toàn.
q
đn
= q
gh

nếu tính theo tải trọng cho phép.
q
tt
- tải trọng tính toán thực tế của nền đường tác dụng lên đất yếu.



























a) Nền đất chịu tải phân bố đều [3], [4], [5]
Theo lí thuyết biến dạng tuyến tính và theo Sokolovski, N.P.Puzưrevski, Prandtl
cho tải trọng hình băng phân bố đều, nền không trọng lượng γ=0
Tải trọng giới hạn đàn hồi:
cp .
0



Tải trọng giới hạn:
 
cp
gh
.2








 


với K - hệ số an toàn
(1-2)
b) Nền đường, đập đất, tải trọng hình băng phân bố tam giác: γ=0, φ=0,c≠0
Ở điểm M (x = 0, z = 0,5.b); Theo N.N. Maslov: p

0
= 4.c
Nếu vùng dẻo phát triển theo chiều rộng đạt 2b, p
gh
= 6,25c




(1-3)
c) Trường hợp tổng quát: γ≠0, φ≠0, c≠0
Theo N.P.Puzưrevski:








 
(1-4)
n = c.cotgυ với q - tải trọng bên (phụ tải)
10

Theo Berezantsev, tải trọng giới hạn: 

 

(1-5)

A, B, D - các thông số được xác định theo υ
Ở đây có thể thấy rằng khi hệ số an toàn tải trọng lớn hơn 1,56 ÷ 1,64 thì nền còn
làm việc ở giai đoạn đàn hồi, vùng dẻo chỉ mới xuất hiện một điểm ở nhân hoặc hai
mép tải trọng.
1.2.1.2 Các phương pháp xác định sức chịu tải của nền đất yếu [6], [7], [8]
a) Đánh giá khả năng chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng an toàn [9]
 Trường hợp tải trọng nền đường phân bố gần với dạng tam giác cân







(1-6)
b - nửa chiều rộng của đáy nền đường.
, c,  - góc ma sát trong, lực dính, dung trọng của nền đất yếu dưới nền đường.

0
- Hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong , được xác định theo bảng 1-3




Khi  = 0, từ (1-6) và bảng (1-3), ta có:



(1-7)
 Trường hợp tải trọng nền đường phân bố theo dạng hình thang cân, khi bỏ

qua dung trọng của đất nền có thể sử dụng công thức theo [7]:





(1-8)
Trong đó: 
0
- hệ số phụ thuộc vào
b
a

và  , tra theo bảng 1.4:
Bảng 1.3 Bảng tra hệ số tải trọng an toàn 
0
theo góc ma sát trong
 (
0
)
0
5
7
9
10

0

0.5
0.435

0.410
0.386
0.370

Bảng 1.4 Bảng tra hệ số tải trọng an toàn 
0
theo tỷ lệ a/b và 
a / b
υ(
0
)

0
1
2
3
5
10
20
0
3.14
3.20
3.29
3.37
3.47
3.61
3.74
5
3.62
3.70

3.80
3.90
4.05
4.22
4.36
10
4.19
4.31
4.42
4.54
4.72
4.95
5.07
15
4.86
4.97
5.18
5.31
5.50
5.78
5.98
20
5.65
5.83
6.05
6.24
6.50
6.85
7.09

11




Hình 1.2 Tải trọng phân bố hình thang cân
 Trường hợp tải trọng nền đường phân bố gần với dạng chữ nhật, có thể sử
dụng công thức của N.P. Puzưrevski - N.M. Gerxevanov - O.K. Frôlich [8], [9]
(vùng phá hoại xuất hiện chỉ tại hai mép của diện chịu tải)




 



(1-9)
Khi  = 0, từ (1-9), ta có: q
at
= .c (1-10)
b) Đánh giá khả năng chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng giới hạn [10], [11]
Tính toán gần đúng ổn định của nền đất yếu khi coi tải trọng nền đường đắp phân
bố gần như hình chữ nhật trong bài toán phẳng có thể sử dụng công thức Prandtl [12],
khi coi đất dính lý tưởng ( = 0, c ≠ 0):




 


 
(1-11)
Dựa vào công thức (1-11), một số tác giả đề nghị xác định gần đúng tải trọng
của khối đất đắp q = .H
đ
thông qua hệ số an toàn như sau :






 






(1-12)
Trong đó:
c
u
- lực dính của nền đất yếu trong điều kiện không thoát nước, được xác định
trên máy nén 3 trục (
u
= 0), nếu không có c
u
ta có thể sử dụng c

u
td
tương đương.
, H
đ
- dung trọng và chiều cao của nền đường đắp (quy đổi tải trọng xe chạy
thành chiều cao đất đắp).
Khi xét tải trọng an toàn, có thể lấy F = 1. Khi xét tải trọng giới hạn đối với nền
đường đắp chọn: F = 1,5 ÷ 2.

12

c) Chiều cao đắp giới hạn theo khả năng chịu tải của nền đất yếu [13],[14]
Nền đường đắp có chiều cao H
đ
có tính đến tải trọng xe bằng lớp đất đắp có
chiều dày 0,5 ÷ 0,9 m, tùy theo cấp đường - tải trọng xe, nhỏ hơn chiều cao giới hạn
cho phép [h
gh
] chịu tải của nền đất yếu bên dưới:




  








(1-13)
Nếu nền đường đắp với dung trọng đất đắp là 
đđ
, từ điều kiện (1-9) có thể xác
định chiều cao giới hạn cho phép [h
gh
] theo khả năng chịu tải của nền đất yếu ( ≤ 5
0
):



đđ







 













đđ

(1-14)
c
u
- lực dính của nền đất yếu dưới nền đường, được xác định theo sơ đồ nén
không cố kết – không thoát nước (sơ đồ UU).
Nếu không có điều kiện thí nghiệm trên máy 3 trục mà chỉ có các thông số chống
cắt c
bh
, 
bh
thì có thể tính giá trị lực dính tương đương c
u
td
để tận dụng góc ma sát 
bh
theo công thức (1-15) [1], [2]:





 
đđ






(1-15)
Công thức (1-14) có thể viết lại:








đđ
 



(1-16)
1.2.2 Biến dạng lún cố kết của nền đất yếu dưới nền đường
1.2.2.1 Tính độ lún ổn định theo hệ số nén lún
Giá trị lún của mỗi lớp được tính theo:
iziii
haS
0



Tổng độ lún của đất nền ứng với chiều sâu vùng hoạt động gây lún H
c











(1-17)

Hay:













(1-18)

Trong đó:
i
i
i
e
a
a
1
0
1

là hệ số nén lún tương đối lớp đất thứ i
i
;
ii
ii
i
pp
ee
a
12
21




13

Hệ số nén lún tương đối còn được tính theo

i
i
i
E
a
0
0





 



  


với

- hệ số Poisson
 Vùng hoạt động được xác định theo ứng suất pháp 
z
:




  





(1-19)
 Theo quy phạm tính toán nền đất yếu 22TCN 262-2000 của Bộ GTVT chọn

z
= 0,15.
bt

1.2.2.2 Tính độ lún ổn định theo chỉ số nén C
c
[5], [15], [16], [17]
Ta có:





 










(1-20)
Nên




  




 



(1-21)
Ở đây có hai trường hợp tính lún cho đất cố kết thường (NC) và cho đất quá cố
kết (OC).
 Với trường hợp đất cố kết thường, công thức tính lún ổn định có dạng:




  




 




(1-22)
 Tính lún cho đất quá cố kết (OC) với p
c
- áp lực tiền cố kết
 Trường hợp P
1
< P
c
và P
2
= P
1
+ΔP < P
c
,










1
1

s
p
pp
lgCe








  




 



(1-23)
 Trường hợp P
1
≥ P
c
và P
2
= P
1

+ ΔP > P
c
;










1
1
c
p
pp
lgCe








  





 



(1-24)
 Trường hợp P
1
< P
c
và P
2
= P
1
+ ΔP > P
c
ta phân ra hai đoạn có
o ΔP = ΔP
1
+ ΔP
2
với ΔP
1
= P
c
– P
1
và ΔP
2

= P
2
– P
c








 




Hay 









(1-25)

14











c
c
c
p
pp
Ce
2
2
lg
(1-26)
Độ lún ổn định trong trường hợp này xác định theo công thức:






















c
2c
c1
1c
1
c
1
1s
p
pp
lg
e1
HC
p

p
lg
e1
HC
S

(1-27)
e
1c
là hệ số rỗng ứng với P = P
c
1.2.3 Tính lún cố kết của nền đất yếu dưới nền đường theo thời gian
1.2.3.1 Xác định độ lún theo thời gian theo lý thuyết cổ điển của Terzaghi –
Gerxevanov [8], [18], [19], [20], [21], [22], [23]
Độ lún sơ cấp của lớp đất thoát nước một chiều được xác định theo công thức:
 



















h
od
h
odt
US
h
udz
SdzuaS
0
0
0
0
.
.
1



(1-28)
0
a
- hệ số nén tương đối,
0
0
1 e
a

a



Trong đó:
u - áp lực nước trong các lỗ rỗng của đất ở thời điểm t.
z - độ sâu tính toán.
U
0
- mức độ cố kết của đất ở thời điểm t.
S
od
- độ lún ổn định toàn bộ.
 - ứng suất tổng tác dụng.
Áp lực nước trong các lỗ rỗng u theo thời gian t được xác định theo phương
trình vi phân cơ bản sau:
t
u
z
u
C
2
2
v






w
v
a
K
C

.
0


- hệ số cố kết ; K - hệ số thấm ; a
0
- hệ số nén lún tương đối
e
0
- hệ số rỗng ban đầu ;
w

- trọng lượng thể tích của nước.
15

1.2.3.2 Tính độ lún theo thời gian cố kết thấm
a) Trường hợp biểu đồ ứng suất gây lún σ
z
phân bố đều theo hướng thấm:
'
z

- ứng suất gây lún ở mặt thoát nước.
''

z

- ứng suất gây lún ở mặt không thoát nước.
Như vậy ở trường hợp này có:
Tại z = 0 (mặt thoát nước),
p
z

'


Tại z = H (mặt không thoát nước),
p
z

''


Giải phương trình vi phân cố kết thấm một hướng, ta có hàm của áp lực nước lỗ
rỗng dư:
















với:
t
H
C
N
v
2
2
4








H
z
tb
z
H
c
dz
e

a
dz
e
a
S
0
1
0
1
11


(1-29)
Và
   






H
z
tb
z
H
t
dzu
e
a

dzu
e
a
S
0
1
0
1
11



=>












HH
z
tb
t
udzdz

e
a
S
00
1
1


(1-30)
Ta lại có:



H
z
H
c
t
t
dz
udz
S
S
U
0
0
1


(1-31)

Vì trường hợp này có: 
z
= p = const nên
pHdz
H
z


0


Ta có:





5,3,1
22
2
18
1
m
Nm
t
e
m
U

(1-32)

Nếu lấy gần đúng với m = 1 thì
N
t
eU


2
8
1

(1-33)
Với
t
H
C
N
v
2
2
4



16

 Trường hợp biểu đồ ứng suất gây lún
z

phân bố tuyến tính tăng dần theo
hướng ngược với dòng thấm

z
H
p
z



Tại z = 0,
0u
(mặt thoát nước),
0
'

z


Tại z = H,
0


z
u
(mặt không thấm),
p
z

''


Giải phương trình vi phân cố kết thấm một hướng, ta có:












5,3,1
22
2
2
sin
18
m
Nm
em
m
pu



(1-34)
Và
pHdz
H
z

5,0
0




Tính toán tương tự như trên, ta có:











5,3,1
22
2
2
sin
132
1
m
Nm
t
em
m

U



(1-35)
Nếu lấy gần đúng với m = 1 thì
N
t
eU


2
32
1

(1-36)
Với
t
H
C
N
v
2
2
4



 Trường hợp biểu đồ ứng suất gây lún
z


phân bố tuyến tính giảm dần đến 0
theo hướng ngược với dòng thấm
z
H
p
p
z



Tại z = 0,
0u
(mặt thoát nước),
p
z

'


Tại z = H,
0


z
u
(mặt không thấm),
0
''


z


Giải phương trình cố kết thấm một hướng, ta có:

















5,3,1
2
2
sin
2
sin
2
1
14

m
Nm
e
H
zmm
mm
pu



(1-37)
Và
























5,3,1
22
2
2
sin2
1
116
1
m
Nm
t
e
m
m
m
U




(1-38)
Nếu lấy gần đúng với m = 1 thì
17

NN

t
eeU


32
3216
1


(1-39)
Với
t
H
C
N
v
2
2
4




Theo [18], [19], [20] ta có thể xác định thời gian cố kết T của lớp đất yếu có
chiều dày hoạt động H dưới nền đường theo thời gian cố kết t của mẫu đất có chiều
dày h ở thí nghiệm cố kết trong phòng:
n
h
H
tT









(1-40)
Trong đó:
t - thời gian nén mẫu đất có chiều dài đường thấm (h=1cm) dưới áp lực p.
H - chiều dài đường thấm đất nền chịu ảnh hưởng bởi tải trọng ngoài.
Với n là chỉ số cố kết, theo [20], chỉ số n phụ thuộc vào chỉ số dẻo (I
p
) và độ sệt
(I
L
) của đất. Đối với đất bùn, đất dính ở trạng thái nhão, dẻo nhão chọn n=2.







1.3 MÔ HÌNH NGHIÊN CỨU TỪ BIẾN THEO N.N. MASLOV [9],[20]
Từ phương trình sức chống cắt của đất :

đ
= tgυ

w
+ c
c
+ w
(1-41)
c
w
= c
c
+ w
(1-42)
υ
w
- góc ma sát trong của đất phụ thuộc độ chặt - độ ẩm của đất
c
c
- lực dính cứng của đất.
w - lực dính nhớt của đất.
c
w
- lực dính tổng phụ thuộc độ chặt – độ ẩm của đất.


Hình 1.3 Biểu đồ chỉ số cố kết n theo chỉ số dẻo I
p
ứng với các độ sệt I
L


18

Biến dạng từ biến tắt dần và từ biến không tắt dần:
Căn cứ vào điều kiện phá vỡ độ bền liên kết cứng của đất: 
lim
= tgυ
w
+ c
c

Khi  < τ
lim
= tgυ

w
+ c
c
: biến dạng từ biến không xảy ra.
Khi  > 
đ
= tgυ
w
+ c
c
+Σw: sự phá hoại của đất xảy ra.
Khi 
lim
= tgυ
w
+ c
c
<  < 
đ
= tgυ
w
+ c
c
+Σw: quá trình từ biến xảy ra.
Có hai trường hợp xảy ra:
 
lim∞
= tgυ
w
< 

limo
= tgυ
w
+ c
c
< : từ biến không tắt dần và phát triển dần
gây trượt, lực dính cứng c
c
giảm dần đến 0.
 Khi điều kiện cân bằng mới tái lập, hệ số an toàn tăng lên, biến dạng từ biến
tắt dần.
1.4 VÙNG HOẠT ĐỘNG TỪ BIẾN D
ησ
DO ỨNG SUẤT PHÁP
Theo V.V Florin, trị độ bền kết cấu của đất được xác định theo:


Hình 1.4 Sơ đồ mô hình từ biến theo N.N. Maslov

19





  

(1-43)

Hình 1.5 Biểu đồ quan hệ giữa nén lún
và áp lực nén với q
kc



Hình 1.6 Phạm vi chịu nén lún
theo q
kc
Điều kiện để xác định vùng ảnh hưởng D hoạt động lún do từ biến: σ
z
– q
kc
= 0
1.5 VÙNG HOẠT ĐỘNG TỪ BIẾN D
ητ
DO ỨNG SUẤT TIẾP
Xác định chiều dày vùng hoạt động từ biến D
ητ
do ứng suất tiếp từ điều kiện
 = 
lim
là giới hạn bắt đầu xuất hiện từ biến.
Điều kiện xuất hiện từ biến trên mặt bất lợi nhất, tại một điểm bất kỳ trong đất
nền:







 


đ


 




(1-44)
Khi

=
tb
lim

là giới hạn bắt đầu xuất hiện từ biến. Góc lệch lớn nhất khi có từ
biến:
tb
max

=
tb
w


tb

w


- xác định theo kết quả thí nghiệm.
tb
max


- được xác định theo biểu thức sau:






 





 





(1-45)
Thay 







Ta có:




 









 








(1-46)

20

Trong đó:
b
z



b - chiều rộng nửa diện chịu tải; z - chiều sâu điểm tính toán
Tải trọng ngoài phân bố theo hình thang cân:










Phương trình xác định vùng biến dạng từ biến do ứng suất tiếp khi tải trọng ngoài
tác dụng có hình thang cân có dạng:
 
     
























32
41
1321321
2
23
32
41
2
tb
w
tb
w
RR

RR
lnvd
b
a
RR
RR
ln
sin
v
sin
b
a
q2





tb
w
tb
w
scosc2sinbv2



(1-47)

Trong đó:
b.'Rv1d

b
a
bR
1
2
2
1








;
b.'Rv)d1(bR
3
22
3


b.'Rv)d1(bR
2
22
2

;
b.'Rv1d
b

a
bR
4
2
2
4









21
1
'R'R
v
b
a
arcsin

;
32
2
'R'R
v2
arcsin


nếu d
2
+ v
2
> 1
32
3
RR
v2
arcsin

nếu d
2
+ v
2
≤ 1

Hình 1.7 Sơ đồ xác định vùng hoạt động từ biến D
η
do ứng suất tiếp cho tải trọng
ngoài phân bố theo dạng hình thang cân.

21

42
3
'R'R
v
b
a

arcsin

nếu
22
2
b2
a
b2
a
1dv















43
3
'R'R
v
b

a
arcsin

nếu
22
2
b2
a
b2
a
1dv
















Vùng biến dạng dẻo là nhân của vùng biến dạng từ biến và vùng biến dạng dẻo
đồng dạng với vùng biến dạng từ biến.
Các kết quả đã nghiên cứu cho thấy vùng biến dạng dẻo tối đa chỉ cho phép phát

triển ứng với bề rộng d = 0,5÷0,6 và vùng biến dạng từ biến đã phát triển tới bề rộng
ứng với d = 1÷1,2, chiều sâu lớn nhất ứng v =
b
z

= 1÷2. Ở trạng thái này, biến dạng từ
biến đã có nguy cơ từ biến dạng từ biến tắt dần chuyển sang biến dạng từ biến phát
triển, gây phá hoại công trình.
1.6 TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG THEO LÚN CỐ KẾT VÀ LÚN TỪ BIẾN
1.6.1 Theo lý thuyết cố kết theo độ ẩm độ chặt của N.N. Maslov [9], [19]
 Xác định độ lún do biến dạng từ biến trong giai đoạn cố kết thứ II:
Giai đoạn cố kết thứ cấp hay còn gọi là cố kết từ biến, được xác định theo:
 
 
dzdT
e
TS
T
T
đcc
Z
Htb
.
00













(1-48)

T

- thời gian biến dạng từ biến; H
tb
- chiều dày vùng hoạt động do từ biến.

z
- ứng suất nén chặt do tải trọng ngoài gây ra ở độ sâu z.
η
đ
, η
c
- hệ số nhớt đầu và cuối của đất được xác định theo module lún bằng thí nghiệm
nén ép trong phòng:
 
đ
đ
e





o Hệ số nhớt cuối cùng 
c
được xác định theo :
 
II
r
II
c
T
rR


1
.
.



Trong đó: R, r
II
là các thông số của đường cong từ biến theo module lún theo thời gian
được xác định trong phòng thí nghiệm [8], [9], [19], [20]

22

 - thông số từ biến được xác định theo công thức :
tc
đc
t





 ln
1

Trong trường hợp bài toán nén ép một chiều, bài toán phẳng, lời giải của phương
trình cố kết từ biến như sau :
 
 




















đ
T
đcc
cc
tt
e
T
HqTS








.
ln
.
1


(1-49)
o Kết quả lời giải cho bài toán phẳng, thoát nước hai chiều:
 
 
 
 
 






































đ
t
đcc
cc
e
t
HB
HBH
B

HB
BqMtS










.
2
2
ln
.
1
.
2
.
1
ln 1


(1-50)
o Kết quả lời giải bài toán phẳng, tải trọng hình băng có chiều rộng đặt tải B:
 
B
DB

e
t
BPS
đ
t
đcc
cc
tt
t




















ln.ln

.
1
.
.






(1-51)
Trong đó :
S
t
(t

) - Độ lún theo thời gian có xét đến cố kết và từ biến.
H
a
, D - Chiều sâu đất nền và vùng hoạt động nén lún thứ nhất.

Hình 1.8 Biểu đồ biến dạng từ biến tỷ đối e
n
=R(t
η
)
Mẫu sét N
0
1; W
p

= 33,8%; I
L
= 0,47; p
a
= 20 kN/cm
2

23


z
, 
TN
- ứng suất nén ở độ sâu z, ứng suất trong phòng thí nghiệm.

t
, r
1
- các thông số cố kết giai đoạn thứ nhất.
t
W
, t

- thời gian cố kết và từ biến của đất nền.

đ
, 
c
- hệ số nhớt ban đầu và cuối cùng của quá trình từ biến.


đ
 1,6 . 10
7
sec.g/cm
2
= 1,6 . 10
10
Poise.

c
 2,3 . 10
10
sec.g/cm
2
= 2,3 . 10
13
Poise.
p
tt
: tải trọng tính toán; M =
  


211
1


: hệ số chuyển đổi;  : hệ số Poisson.
1.6.2 Xác định độ lún của đất bão hòa nước đồng thời cố kết thấm và từ biến tắt
dần theo Iu.K. Zareski [18], [19], [20]

Các điều kiện khống chế của bài toán:
Dựa trên mô hình lực thể tích của Florin có xét đến tác dụng tương hỗ giữa các
thành phần của đất như trong mô hình của Terzaghi – Gerxevanov với điều kiện ràng
buộc của bài toán như sau:
Có xét sự biến đổi theo thời gian trạng thái ứng suất tổng quát tại một điểm bất
kỳ:

 

 



)t(f

- hệ số áp lực hông biến đổi theo thời gian
Biến dạng của kết cấu các hạt rắn và nước không nén trong đất theo lý thuyết đàn
hồi tuyến tính.
Biến dạng từ biến theo lý thuyết từ biến lưu truyền của Maslov - Ariutinhian.
Biến dạng cố kết thấm theo lý thuyết của Terzaghi - Gerxevanov.
Lời giải của Iu.K. Zareski cho bài toán một chiều có dạng sau:












m
5,3,1m
t
0
oo
22
'
ot
dt)tt(k)t(
m
18
1.p.a.hS



(1-52)
Trong đó:
k(t – t
o
): nhân từ biến, 

 














: hàm số từ biến
















 


























24

 










t
tC
h
m
dttttket
v
0
00
)()(
2



(1-53)
Thay (1-53) vào (1-52) ta có:
 









 
 












m
m
m
m
t t
tC
h
m
ot
dtttkdttttk
m
e
m
phaS
v
5,3,1 5,3,1
0 0
0000
2222
'

)()(
1818
1
2




(1-54)
Với
 


t t
tC
h
m
dtettKdttttK
v
0 0
0
.)(
000
.)()()(
2













t
v
t
tC
h
m
tC
h
m
tt
C
h
m
ee
dtee
v
v
0
1
2
.
.)
2

(
1
0
.)(
)(
)(1
.
1
2
2
01










(1-53)
Thay (1-52) và (1-55) vào (1-54) ta có:


















 








m
m
m
m
t
v
t
tC
h
m
tC

h
m
e
C
h
m
ee
m
e
m
pahtS
v
v
5,3,1 5,3,1
.
11
1
2
.
.)(
1
22
.)(
22
0
1
1
2
2
)

2
(1
1818
1
)(














(1-56)
Với





m
m
tC
h

m
v
e
m
U
5,3,1
.)(
22
1
2
18
1












m
m
v
t
tC
h

m
t
C
h
m
ee
m
eU
v
5,3,1
1
2
.
.)(
1
22
.
2
)
2
(1
18
1
1
2
1










Ta có:







2
1
'
o1
'
o
UaUap.h)t(S


; Gọi
1
'
o
''
0
.aa





Ta có
 
2
''
01
'
o
UaUap.h)t(S 
;
vn
t
o
C
K
a
.
.
0
'




(1-57)
Ở đây:
C
v

- Hệ số cố kết xác định bằng thí nghiệm.
0

- Hệ số áp lực nước lỗ rỗng thời điểm đặt tải t = 0; 






25

u - Áp lực nước lỗ rỗng; p
n
- Áp lực tác dụng lên hạt rắn; K
t
- Hệ số thấm của đất
Theo (1-57) ta có thể viết:
(t) = a
o
phU
1
+
'
o
a
phU
2

(1-58)

Khi đạt đến độ lún ổn định toàn bộ (t

) ta có: U
1
= 1; U
2
= 1
S

= a
o
ph +
'
o
a
ph
1



(1-59)
1.7 BIẾN DẠNG TỪ BIẾN DO ỨNG SUẤT TIẾP ĐỐI VỚI CÔNG TRÌNH
CHỊU LỰC ĐỨNG p
0
VÀ LỰC NGANG q
0
[9], [23]
1.7.1 Thiết lập công thức tính toán tốc độ chuyển vị
Theo Newton, trong môi trường dịch thể nhớt lý tưởng, tốc độ chảy nhớt
z

v
ở độ
sâu z kể từ mặt lớp có chiều dày d (trong trường hợp đơn giản khi ứng suất tiếp
const
z



và hệ số nhớt
const
tz


) được xác định theo công thức:
 
zdv
z




(1-60)
Và tại mặt lớp z=0, có:
d.v
z




(1-61)

Cả hai công thức trên đều tương ứng với trường hợp
0
lim


, tức là đối với
đất sét chảy theo quan điểm của N. N. Maslov.
Theo Bingam – Svedov, đối với trường hợp đàn hồi dẻo nhớt, có sức kháng ban
đầu (tức τ
lim
≠ 0 theo quan điểm N. N. Maslov), khi ứng suất pháp không thay đổi theo
chiều sâu lớp (P
z
= const) ta sẽ có:
 
zdv
z




(1-62)
Tốc độ chuyển vị
0
v
trên mặt lớp khi z=0 sẽ là:
d.v
0




(1-63)
Theo quan điểm của N. N. Maslov, chuyển vị từ biến xảy ra khi ứng suất tiếp


ứ

 


 




(1-64)
Thay
cw
ctgp 

0lim
ta sẽ có:
d
ctgp
v
cw
.
)(
0
0






(1-65)