Gia cố đường trên nền đất yếu vùng đồng bằng sông Cửu Long bằng cọc xi măng đất

-1-

CHƯƠNG MỞ ĐẦU: TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI
Tại Việt Nam từ các khu vực châu thổ Bắc Bộ, Thanh - Nghệ Tĩnh, ven
biển Trung bộ, đến đồng bằng Nam Bộ đều có những vùng đất yếu.
Đất nền vùng Đồng bằng sông Cửu Long thường là các lớp trầm tích
mềm yếu, có độ ẩm cao, có hàm lượng hữu cơ lớn. Do đó khi xây dựng công
trình nói chung và công trình thuỷ lợi nói riêng thường gặp sự cố lún rất
nhiều, lún lâu dài và lún không đều. Trong thời gian gần đây, hàng loạt các
công trình xây dựng đã gặp sự cố gây tốn kém rất lớn và ảnh hưởng xấu tới
đời sống xã hội của nhân dân ta. Một trong những nguyên nhân gây sự cố
công trình trong vùng đất yếu này là thiết kế giải pháp xử lý nền không hợp
lý, không kiểm soát được quá trình lún của đất nền theo thời gian…
Đất mềm yếu nói chung là loại đất có khả năng chịu tải nhỏ (áp dụng
cho đất có cường độ kháng nén quy ước dưới 50 daN/cm2), có tính nén lún
lớn, hệ số rỗng lớn (e >1), có môđun biến dạng thấp (Eo < 50 kgN/cm2), và
có sức kháng cắt nhỏ. Khi xây dựng công trình giao thông hoặc các công trình
khác trên đất yếu mà thiếu các biện pháp xử lý hợp lý thì sẽ phát sinh biến
dạng thậm chí gây hư hỏng công trình. Nghiên cứu xử lý đất yếu là nhằm làm
tăng độ bền của đất, làm giảm tổng độ lún và độ lún lệch, rút ngắn thời gian
thi công và giảm chi phí đầu tư xây dựng.
Các phương pháp cổ điển dùng giếng cát thoát nước thẳng đứng và cọc
cát làm chặt đất kết hợp với việc chất tải tạm thời là phương pháp đơn giản
nhất nhưng vẫn đạt hiệu quả cao cả về kỹ thuật, thời gian và kinh tế. Theo
phương pháp này, người ta thường dùng giếng cát đường kính 50-60 cm,
được nhồi vào nền đất yếu bão hoà nước đến độ sâu thiết kế để làm chức năng
như những kênh thoát nước thẳng đứng, nhằm đẩy nhanh quá trình cố kết nền
đất yếu. Do đó, phương pháp này luôn phải kèm theo biện pháp gia tải trước
để tăng nhanh quá trình cố kết. Trong thực tế, phương pháp này đã được áp

-2-

dụng phổ biến từ năm 1990 để xử lý nền đất yếu. Công trình có quy mô lớn
đầu tiên áp dụng giếng cát để xử lý nền đất yếu được triển khai trên đường
Thăng Long - Nội Bài (Hà Nội) và đoạn Km 93 QL5 (đoạn Cảng Chùa Vẽ,
Hải Phòng). Sau này được áp dụng đại trà trên nhiều tuyến QL khác nữa,
trong đó có đường Láng - Hoà Lạc (Hà Nội), đường Pháp Vân - Cầu Giẽ ...
Từ năm 1960 trở lại đây phương pháp sử dụng vải địa kỹ thuật được các nước
trên thế giới áp dụng rộng rãi trong xử lý đất yếu. Đặc biệt từ những năm
1990 trở lại đây, các nước ASEAN đã áp dụng phổ biến vải địa kỹ thuật với
chức năng cơ bản là: ngăn cách, lọc nước, gia cường đất yếu, làm lớp bảo vệ
và ngăn nước. Vải địa kỹ thuật cũng đã được áp dụng lần đầu tiên tại Việt
Nam từ cuối những năm 90 của thế kỷ 20 trên QL5, QL51, QL10 và đường
Láng - Hoà Lạc (Hà Nội).
Phương pháp gia cố nền đất yếu bằng cọc đất - xi măng là công nghệ được
biết đến và áp dụng từ những năm 1970 và phát triển mạnh mẽ phải tính từ
những năm 1990 trở lại đây. Phương pháp cọc đất – xim¨ng có thể được chia
ra làm 2 loại : phương pháp trộn khô, phun khô và phương pháp trộn phun ướt
- mà thực chất phương pháp này là phun vữa. Đối với Việt Nam, công nghệ
cọc đất – xim¨ng lần đầu tiên được Thuỵ Điển chuyển giao công nghệ cho Bộ
Xây dựng vào những năm 1992-1994, sử dụng trong gia cường nền nhà và
công trình xây dựng dân dụng. Tại nhiều nước trên thế giới, việc sử dụng
công nghệ cọc đất – xim¨ng cho gia cố nền đất yếu trong các dự án đường bộ,
đường sắt đã cho hiệu quả rất cao. Do vậy, nếu nghiên cứu để áp dụng cho
các dự án đường bộ đắp trên nền đất yếu khu vực đồng bằng sông Cửu Long
thì rất có thể sẽ là một trong các phương pháp hiệu quả góp phần giải quyết
tình trạng lún kéo dài và kém ổn định của nền đường tại khu vực này.
Từ những năm 90 của thập kỷ trước, bên cạnh phương pháp cổ điển, lần đầu
tiên công nghệ mới xử lý đất yếu bằng phương pháp bấc thấm thoát nước
thẳng đứng (PVD) kết hợp gia tải trước đã được đưa vào sử dụng rộng rãi trên

thế giới. Tại Việt Nam, công nghệ mới bấc thấm này đã được sử dụng trong


-3-

xử lý nền đất yếu cho Dự án nâng cấp QL5 trên đoạn Km 47 - Km 62 vào
năm 1993, sau đó dùng cho QL51 (TP Hồ Chí Minh đi Vũng Tàu) và đường
Láng - Hoà Lạc. Từ 1999 - 2004, phương pháp này đã được sử dụng rộng rãi
để xử lý đất yếu trong các dự án nâng cấp và cải tạo QL1A, QL18, QL60,
QL80 ...
Các vấn đề mắc phải của nền đường đắp trên đất yếu trong thời gian
qua ở Việt Nam chủ yếu dưới dạng nền đường bị lún sụt - trượt trồi và ở dạng
lún kéo dài ảnh hưởng lớn đến chất lượng khai thác đường. Gần đây nhất,
nhiều đoạn nền đường đắp trên đất yếu tuyến Pháp Vân - Cầu Giẽ trên QL1A
(đoạn cửa ngõ Hà Nội), mặc dù đã được xử lý và không xuất hiện các vết nứt
nhưng biến dạng lún vẫn còn kéo dài. Theo số liệu đo đạc cho thấy, sau một
năm đưa vào khai thác, nền vẫn lún thêm khoảng 40-60 cm, ảnh hưởng lớn
đến khai thác.
Tuy nhiên, hiện nay vật liệu cát trong thiên nhiên ngày càng cạn kiệt,
khai thác cát sẽ gây ô nhiễm môi trường, kiểm soát chất luợng thi công giếng
cát, cọc cát gặp không ít khó khăn. Do vậy, đề tài này tập trung nghiên cứu xử
lý nền đất khu vực đồng bằng sông Cửu Long cho xây dựng đê, đường bằng
phương pháp Cọc đất – xi măng . Đây là phương pháp mới phát triển mạnh
mẽ trong thời gian gần đây và đã được nhiều nước trên thế giới áp dụng cho
gia cố nền đất yếu trong xây dựng đê, đập, đường bộ đạt hiệu quả rất cao.
Đề tài sử dông các lý thuyết cố kết, tính lún của các nước phát triển để
tính toán độ lún của nền khi chưa xử lý và sau khi đã đươc xử lý. Đồng
thời trong nghiên cứu này dùng phần mềm PLAXIS để tính toán tốc độ lún
theo thời gian, ổn định mái dốc của khối đất đắp theo thời gian khi nền đất
chưa được xử lý và khi nền đất đã được xử lý bằng phương pháp Cọc đất

– xi măng. Đề tài được áp dụng tính toán cho công trình thực tế ở Đồng
bằng sông Cửu Long, đó là đường giao thông từ thành phố Cà Mau đến
cụm công nghiệp Khí - Điện – Đạm giai đoạn I ( KM 0 + 000 đến KM 8
+350).


-4-

CHƯƠNG 1: ĐƯỜNG GIAO THÔNG TỪ THÀNH PHỐ CÀ
MAU ĐI KHU CÔNG NGHIỆP KHÍ ĐIỆN ĐẠM
1.1. GIỚI THIỆU CHUNG
Căn cứ vào các tài liệu khảo sát địa chất đường đầu cầu do công ty Tư
Vấn thiết kế Giao thông Vận tải Phía Nam ( TEDI SOUTH) tiến hành ta thÊy
®ường giao thông từ thành phố Cà Mau đến cụm công nghiệp Khí Điện Đạm
có điểm bắt đầu từ Km0+000 (giao lộ đường Ngô Quyền và đường Nguyễn
Trãi) và kết thúc tại điểm nối vào đường số 2 thuộc khu công nghiệp Khí
Điện Đạm. Đoạn đường được chia ra làm 2 phân đoạn:
Phân đoạn 1: Từ Km0+000 đến cầu Khánh An Km8+350 gồm 7 cầu:
Kênh Thống Nhất (Km1+994)
Giồng Kè (Km3+887)
Bạch Ngưu (Km4+631)
Xáng Ba Trí (Km5+230)
Kênh Xáng giữa (Km5+825)
Rạch Bần 1 (Km6+391)
Rạch Bần 2 (Km6+745)
Phân đoạn 2: Từ Km8+350 đến Km14+215 gồm có 3 cầu:
Khánh An (Km8+720)
Rạch Nhum (Km10+970)
Rạch Ván (Km13+950)
1.2. ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN

1.2.1. Đặc điểm địa hình địa mạo và cấu trúc nền đất
Nền đất có bề mặt khá bằng phẳng, địa hình bị phân cắt mạnh bởi hệ
thống sông ngòi và kênh rạch. Những vùng trùng thường bị ngập hoặc bán
ngập. Cấu tạo nên dạng địa hình này là các trầm tích Halocen, thành phần hóa
học là bùn sét, có nguồn gốc hỗn hợp sông – biển – đầm lầy, bề dày từ 15 –
20 m. Các trầm tích này phân bố rộng khắp trong vùng.


-5-

Nằm trực tiếp dưới các trầm tích halocen là các trầm tích Pleistocen
nguồn gốc sông – biển, thành phần thạch học gồm sét, sét pha và cát. Các
trầm tích Pleistocen có bề dày khá lớn, phân bố rộng.
1.2.2. Đặc điểm địa chất
Căn cứ vào các tài liệu khảo sát địa chất đường đầu cầu B¹ch Ng­u do
công ty Tư Vấn thiết kế Giao thông Vận tải Phía Nam ( TEDI SOUTH) tiến
hành, đất nền từ mặt đất xuống độ sâu khảo sát gồm có 3 lớp chính:
Lớp đất đắp: được thấy trong một số hố khoan và có cao độ mặt lớp từ
+0.6 đến +1.1, cao độ đáy lớp biến thiên từ -0.6 m đến 1.0 m với chiều dày
thay đổi từ 0m đến 1.4m. Lớp này có đặc trưng là cát hạt nhỏ, màu vàng, xám
đen.
Lớp bùn sét: Nằm dưới lớp đất đắp, có màu xám trắng, xám xanh. Cao
độ đáy lớp biến thiên từ -17.0m đến -22m. Lớp có chiều dày trong khoảng
17.5m đến 21.5 m. Chỉ tiêu cơ lý đặc trưng của lớp được thể hiện trong bảng
1.1.
Lớp sét: Nằm dưới lớp bùn sét, có màu vàng, xám xanh, vàng sậm, đôi
chỗ kẹp cát hoặc vỏ sò, trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng. Dựa vào các lỗ
khoan cầu cao độ đáy lớp biến thiên từ -30m đến -38m, lớp có chiều dày
trung bình từ 12m đên 16m. Chỉ tiêu cơ lý đặc trưng của lớp được thể hiện
trong bảng 1.2.

Mực nước đo tại các lỗ khoan dao động từ cốt -0.05 đến -0.068 với
mực nước trung bình là +0.0m.


-6-

Bảng 1.1 Các thông số đặc trưng của lớp bùn sét đường dẫn c¸c đầu cầu
Chỉ tiêu

Cao độ mặt đất

Ký
hiệu

Đơn vị

Thong

Giong

Bach

Xang

Ke

Nguu

Ba Tri

Nhat

Kenh
Xang
Giua

Rach

Rach

Ban

Ban 2

m

0.8

0.6

1.1

0.75

0.9

1

0.6

m

-0.05

0.58

-0.18

0.1

0.02

0

-0.1

Cao độ mặt lớp

đỉnh

-0.6

0.6

-0.5

0.75

0.6

1

-0.8

Cao độ đáy lớp

đáy

-22

-17

-17.5

-18.5

-18

-17.7

-18.8

m

21.4

17.6

17.00

19.25

18.6

18.7

18

0

0

0

0

0

0

0

Mực nước ngầm

GL

Kenh

GW
L

Chiều dày lớp

H

SPT

N

Dung trọng kh«

γk

kN/m3

15.6

15.5

15.2

15.9

15.5

14.7

15

Độ ẩm

Wn

%

67.2

67

65.5

64.5

70.2

67

67

Tỉ trọng

G

2.69

2.69

2.69

2.69

2.69

2.68

2.68

Hệ số rỗng

e

1.9

1.9

1.86

1.79

1.95

1.85

1.89

Độ bão hòa

S

%

96

96

95

97

97

97

95

Giới hạn chảy

LL

%

55

55

55

51.7

54.8

53

54

Giới hạn dẻo

PL

%

26.2

27.7

28

27

27

27

27.5

Chỉ số dẻo

PI

%

28.8

27.8

27

24.7

27.8

26

26.6

B

1.42

1.47

1.38

1.52

1.55

1.53

1.48

Chỉ số nén

Cc

0.8

0.95

0.8

0.65

0.95

0.74

0.77

Hệ số cố kết

Cv

15

12

15

26

20

22

12

Lùc dÝnh

C

kPa

7

5.7

8.5

5

4

6

7

Gãc ma s¸t trong



độ

4

3

4

3

3

3

4

10-8
m2/s


-7-

Bảng 1.2. Các thông số đặc trưng của lớp sét đường dẫn c¸c đầu cầu
Chỉ tiêu

Ký
hiệu

Kenh

Đơn vị

Thong
Nhat

Giong

Bach

Xang

Ke

Nguu

Ba Tri

Kenh
Xang
Giua

Rach

Rach

Ban

Ban 2

CĐ mặt lớp

đỉnh

-22

-17

-17.5

-18.5

-18

-17.7

-18.8

CĐ đáy lớp

đáy

-30

-30

-30

-30

-30

-30.5

-29

m

16.5

13

12.5

11.5

12

12.8

10.2

8

18

13

7

13

11

16

Chiều dày lớp

H

SPT

N

Dung trọng riêng
kh«
Dung trọng riêng
­ít
HÖ sè thÊm

γk

KN/m3 20.2

18.8

15.5

19

18.8

19

20

γ ­ít

KN/m3 24.3

22.9

19.6

23.1

22.7

23.1

24.3

m/ngay 1x10-4

1x10-4

1x10-4

1x10-4

1x10-4

1x10-4

1x10-4

23.7

32

29.9

32

31.7

29

24

K

Độ ẩm

Wn

%

Tỉ trọng

G

2.72

2.73

2.73

2.73

2.73

2.74

2.74

Hệ số rỗng

e

0.67

0.92

0.87

0.9

0.91

0.87

0.67

Độ bão hòa

S

%

96

95

94

97

95

93

98

Giới hạn chảy

LL

%

35.4

49

44

49.8

48.4

46

41

Giới hạn dẻo

PL

%

17.5

27.7

25.4

28

25.8

25

20

Chỉ số dẻo

PI

%

17.9

21.2

18.7

21.8

22.6

20

20

40

40

40

40

40

40

40

10-4

Hệ số cố kết

Cv

Lùc dÝnh

C

kPa

28

48

38.4

58

40

68

55

Gãc ma s¸t trong



độ

9

10

18

10

12

13

13

cm2/s


-8-

1.3. MẶT CẮT NGANG ĐIỂN HÌNH
Các thông số chung của mặt cắt ngang có chiều dày đất đắp cao nhất

các đường đầu cầu và chiều cao nâng cốt của các đoạn đường dẫn đầu cầu
được thể hiện trong bảng 1.3 dưới đây:
Bảng 1.3. Các thông số chung về đường dẫn đầu cầu
Kênh
Chỉ tiêu

Giồng

Bạch

Xáng

Kè

Ngưu

Ba Trí

(3+887)

(4+631)

(5+230)

Km3+

Km4+

Km5+

km1+ 972

800

582

Ký

Đơn

Thống

hiệu

vị

Nhất
(1+994)

Đầu cầu1

MC

Kênh

Rạch

Rạch

Bần

Bần 2

(6+391)

(6+745)

Km5+

Km6+

Km6+

200

825

360

736

Xáng
Giữa
(5+825)

Chiều cao đất
đắp

EH

m

2.5

4.7

5.1

2.8

2.9

3.2

2.2

L

m

192

120

155

158

212

205

116

đất

GL

m

0.68

0.33

-0.50

-0.29

-0.25

-0.01

0.5

Cao độ thiết

FG

kế

H

m

3.22

5.28

4.60

2.55

2.63

3.17

2.69

Km3+

Km4+

Km5+

Km5+

Km6+

Km6+

Km2+ 018

973

669

340

860

420

780

Dài đường
dẫn
Cao độ mặt

mặt
Đầu cầu 2

cắt

Chiều cao đất
đắp

EH

m

2.5

3.8

4.3

2.6

3

3.5

2.4

L

m

200

126

171

157

203

208

220

đất

GL

m

0.68

1.36

0.52

-0.6

-0.38

-0.31

0.23

Cao độ thiết

FG

kế

H

m

3.22

5.28

4.83

1.96

2.58

3.16

2.6

Dài đường
dẫn
Cao độ mặt


-9-

CHNG 2: TNG QUAN V PHN TCH NG SUT
BIN DNG V N NH
2.1 Phương pháp tính ứng suất biến dạng nền và thân
đường dẫn
2.1.1 Hiện tượng ép co đất bão hoà nước
Đối với đất bão hoà nước, hiện tượng ép co xảy ra khi các hạt dịch
chuyển được khi chịu nén, nước trong lỗ rỗng thoát ra khi nền đất chịu tải

trọng ngoài. Nếu nước chưa hoặc không ép thoát ra ngoài thì lỗ rỗng không
được thu hẹp và môi trường đất không được nén chặt lại. Tốc độ ép co của đất
dưới tác dụng của tải trọng ngoài hay tải trọng bản thân của khối đất đắp tuỳ
thuộc vào tốc độ ép thoát nước tức là phụ thuộc vào hệ số thấm của đất.
Tuy nhiên trong thực tế thì môi trường đất nền và đặc biệt đất đắp
thường chưa đạt tới trạng thái bão hoà. Do đó trong môi trường đất gồm ba
pha (hạt rắn, nước và khí), do đó quá trình cố kết xảy ra phức tạp hơn, hiện
tượng này xảy ra do cả quá trình thoát nước và khí trong lỗ rỗng trong môi
trường đất.
Ngoài quá trình cố kết thấm, quá trình ép co còn liên quan đến quá trình
từ biến của cốt đất, tức là áp lực nước lỗ rỗng dư đã tiêu tán hết, nhưng quá
trình ép co vẫn tiếp tục xảy ra do các hạt đất bị vỡ, màng màng nước liên kết
qung quanh hạt bị biến dạng về hình dạng. Quá trình này liên quan đến tính
nhớt của màng nước bao quanh hạt đất. Quá trình này còn gọi là quá trình cố
kết thứ cấp.
Nhìn chung quá trình cố kết của đất xảy ra khá phức tạp, tuy nhiên quá
trình cố kết thấm vẫn đóng vai trò quan trọng. Khi quá trình cố kết thấm kết
thúc thì quá trình cố kết thứ cấp bắt đầu. Quá trình cố kết thứ cấp thường chỉ
xảy ra với 1 số loại đất nhất định và thường xảy ra ở những đất có thành phần


- 10 -

hạt mịn cao, hàm lượng hữu cơ cao. Trong tính toán công trình thường bỏ qua
quá trình cố kết từ biến.
2.1.2 Sự chuyển hoá ứng suất trong quá trình cố kết thấm của đất
bão hoà nước
Khi tải trọng truyền lên nền đất bão hoà nước, theo thời gian thì một
phần tải trọng truyền cho nước và một phần truyền cho cốt đất. Tải trọng
truyền cho nước sẽ gây ra áp lực nước lỗ rỗng dư và làm nước lỗ rỗng ép thoát

ra ngoài. Tải trọng truyền lên cốt đất sẽ gây ra áp lực nén chặt và có tác dụng
nén chặt đất. Khi áp lực nước lỗ rỗng tăng thì ứng suất hiệu quả giảm và
ngược lại. Năm 1923 K.Terzghi đã đề xuất mô hình cơ học đơn giản mô
phỏng 1 phân tố đất bão hoà nước và dùng làm công cụ để giải thích quá trình
cố kết thấm và sự chuyển hoá ứng suất của đất dưới tác dụng của tải trọng
ngoài. Mô hình gồm 3 bộ phận chính: bình dựng đầy nước, một lò xo đặt đứng
trong bình và 1 nắp bình có đục lỗ đặt phía trên dạng pittông (hình 2.1). Toàn
bộ mô hình đặc trưng cho mẫu đất bão hoà nước (hình 2.2). Lò xo đặc trưng
cho cốt đất, nước trong bình đặc trưng cho nước chứa đầy trong lỗ rỗng của
đất.

Hình 2.1: Mô hình cố kết thấm

Hình 2.2: Mẫu đất bão hoà nước

Từ mô hình của K. Terzaghi ta nhận thấy, khi tác dụng áp lực p lên nắp
bình, nếu lỗ nắp bình bịt kín thì nước trong bình không thể thoát ra. Do nước
hầu như không bị nén ép nên độ lún bằng không và áp lực nước lỗ rỗng u = p.


- 11 -

áp lực nước lỗ rỗng còn được gọi là ứng suất trung hoà. Khi mở lỗ đục ở nắp
bình thì nước sẽ bắt đầu thoát ra ngoài. Khi thời gian t càng tăng thì nước
thoát ra càng nhiều, biến dạng của lò xo càng lớn, có nghĩa là ứng suất trong
lò xo tăng lên. Điều đó chứng tỏ chứng khi nước trong lỗ rỗng thoát ra dần
thì ứng suất trung hoà, u, sẽ tiêu tán (lúc này u nhỏ hơn p) để chuyển thành
ứng suất hiệu quả, ' , (ứng suất tác dụng lên lò xo). ở thời điểm t đủ lớn,
nước ngừng thoát ra (nước trong lỗ rỗng có khả năng thoát ra ngoài ứng với tải
trọng p đã hết), lúc này cường độ nén của lò xo đã cân bằng với áp lực nén p.

Nắp bình không hạ thấp tiếp nữa lúc này áp lực nước lỗ rỗng u = 0, quá trình
cố kết thấm kết thúc, ' p . Từ kết quả của mô hình này Terzaghi đã đưa ra
công thức ứng suất hiệu quả như sau:
' u

(2.1)

Quá trình cố kết thấm của đất bão hoà nước thực chất là quá trình
chuyển hoá ứng suất trung hoà u thành ứng suất hiệu quả ' . Nói cách khác là
sau khi tác dụng tải trọng trên nền đất thì ứng suất trung hoà suy giảm theo
thời gian và quá trình tăng ứng suất hiệu quả làm cho đất dần dần chặt lại, đất
tăng cường độ, giảm độ lún.
2.1.3 Lý thuyết cố kết thấm
Những giả thiết cơ bản của lý thuyết cố kết thấm:
Trong quá trình cố kết, nước và hạt rắn không ép co
Tốc độ nén lún của đất chỉ phụ thuộc vào tốc độ thoát nước trong đất.
Tính thấm nước của đất tuân theo định luật Darcy.
Hệ số thấm k và hệ số ép co a trong quá trình cố kết thấm là 1 hằng số.
áp lực nước lỗ rỗng theo lý thuyết cố kết thấm của đất bão hoà nước:
Khi đất thấm nước yếu bão hoà nước chịu nén dưới tác dụng của tải
trọng phân bố đều nằm giữa 2 tầng thoát nước hoặc 1 tầng thoát nước, thì


- 12 -

nước trong tầng thấm nước yếu sẽ ép thoát ra ngoài theo chiều thẳng đứng
tương tự quá trình nén không nở hông. Lớp đất bị nén như vậy gọi là cố kết
thấm một hướng.
Phương trình vi phân cố kết thấm 1 hướng:
Xét 1 phân tố đất tại độ sâu z, trong khoảng thời gian dt thể tích nước đi vào

mặt dưới của phân tố và ra khỏi mặt trên của phân tố là:
q
q

dz qdt
dzdt
q
z
z



(2.2)

Trong đó: q là lưu lượng nước thấm qua phân tố đất

q
dz
z

u
dz
yn

Hinh 2.3 Sơ đồ cố kết của đất chịu tải trọng phân bố đều
Theo giả thiết, thấm của pha nước tuân theo định luật Darcy, nên ta có:
v

q
ki

F

(2.3)

vì F = 1x1 nên ta có:
v q ki k

h
z


- 13 -

Mặt khác h u

nên :

n

v

k u
n z

2
Từ đó ta có: q dzdt k u2

(2.4)

n z

z

Vì theo giả thiết nước và hạt đất không bị co ép, nên thể tích nước
q
dzdt thoát
z

ra khỏi phân tố đất trong thời gian dt bằng thể tích lỗ rỗng bị thu

hẹp V r dt trong khoảng thời gian đó.
t

Vr
1

dz .1.1.
t
t 1 0

Vì d adu t nên V r
t


1
dzdt
dt
1 0 t

a u
dzdt
a 0 t

2
So sánh (2.4) và (2.6)ta rút ra: k u2 dzdt

n z

(2.6)
a u
dzdt
1 0 t

2
Đặt C v k (1 0 ) u C v u2

a n

Trong đó:

Cv

t

(2.5)

z

(2.7)

(2.8)

Hệ số cố kết (cm2/s)

k hệ số thấm (cm/s)

a hệ số ép co (cm2/N)

0 - hệ số rỗng tự nhiên
n - trọng lượng riêng của nước (10 kN/m3)

Từ công thức trên ta nhận thấy hệ số cố kết C v tỷ lệ thuận với hệ số
thấm k và tỷ lệ nghịch với hệ số ép co a. Như vậy C v là hệ số đặc trưng cho
mức độ cố kết của đất.
Như vậy phương trình trên là phương trình vi phân cố kết thấm của môi
trường đất bão hoà nước. Phương trình này có dạng tượng tự phương trình


- 14 -

truyền nhiệt , do đó có thể dùng phương pháp phân ly biến số (phương pháp
sai phân hữu hạn, phần tử hữu hạn) để giải. Kết hợp điều kiện ban đầu và điều
kiện biên của bài toán sẽ tìm được nghiệm riêng áp lực nước lỗ rỗng u ở thời
điểm t bất kỳ tại độ sâu z bất kỳ.
2.1.4 Giải bài toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn
Phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH) ngày càng được ứng dụng rộng
rãi để giải các bài toán địa kỹ thuật. Xây dựng mối quan hệ giữa chuyển vị tại
các nút phần tử và các lực được đặt tại nút hay trong phần tử. Quá trình thiết
lập này rất cần thiết một phương pháp giải các bài toán ở trạng thái cân bằng,

nhưng có thể áp dụng cho các bài toán trong cơ học môi trường liên tục với
kết quả khá phù hợp. Phương trình cân bằng biểu diễn dưới dạng ma trận như
sau:

K v p

(2.9)

Trong đó:

v - vectơ tập hợp của các chuyển vị nút phần tử
p - vectơ lực đặt tại các nút phần tử

K - ma trận độ cứng phần tử
Việc mở rộng bài toán cố kết xác định bằng cách đo sự thay đổi thể tích
phần tử bằng không. Sau đó ta sẽ tính được chuyển vị, áp lực kẽ rỗng và ứng
suất hiệu quả cho trường hợp đã biết phân bố biến dạng thể tích. Công thức
được viết dưới dạng ma trận như sau:
K K ' v P
K 'T 0 H T

(2.10)

Trong đó:

H - véctơ thành phần ứng với áp lực kẽ rỗng trong phần tử,


- 15 -

T - véctơ thành phần ứng với biến dạng thể tích trong mỗi phần tử,

K ' - ma trận độ cứng.
Quá trình cố kết bắt đầu từ một số phân bố ứng suất ban đầu, thường là
không thoát nước đối với biến dạng thể tích đã biết. Giải phương trình (2. 10)
để tìm áp lực nước lỗ rỗng. áp lực nước lỗ rỗng này được dùng để tính sự thay
đổi thể tích trong mỗi phần tử trong khoảng thời gian t . Từ đó xây dựng
được hàm phân bố biến dạng thể tích mới, cứ tiếp tục như vậy cho đến khi đạt
được trạng thái ổn định. Điều cần thiết là tính độ biến thiên thể tích từ áp lực
nước lỗ rỗng.
2.2. CC PHNG PHP TNH N NH
Để tính toán ổn định mái dốc người ta thường dùng phương pháp phần
tử hữu hạn hoặc phương pháp cân bằng giới hạn. Phương pháp cân bằng giới
hạn dựa trên cơ sở giả thiết định trước mặt trượt và phân tích trạng thái cân
bằng giới hạn của các phân tố đất trên mặt trượt giả định trước. Độ ổn định
được đánh giá bằng tỷ số giữa thành phần lực chống trượt đất nếu được huy
động hết so với thành phần lực gây trượt.
Phương pháp cân bằng giới hạn dựa vào mặt trượt giả định trước (cân
bằng giới hạn cố thể). Để có cơ sở lựa chọn dạng mặt trượt, phải có những kết
quả nghiên cứu thực nghiệm và tài liệu quan sát hiện trường. Thực tế thấy
rằng, hình dạng mặt trượt phụ thuộc vào nhiều yếu tố: như địa tầng các lớp
đất, loại đất, góc dốc của mái dốc, tính chất nứt nẻ của bề mặt mái dốc, khả
năng thấm nước trên mặt xuống ..
Các phương pháp tính ổn định mái dốc chủ yếu khác nhau ở việc giả
thiết hình dạng mặt trượt, lực tương tác giữa các thỏi, điểm đặt của lực tương
tác giữa các thỏi. Hiện nay người ta đã dùng phương pháp phần tử hữu hạn để
phân tích ổn định mái dốc.
2.3 Cơ sở các phương pháp tính ổn định trượt mái.

- 16 -

2.3.1 nh lut Mohr-Coulomb.
Cường độ chống cắt của đất theo đinh luật Mohr-Coulomb:
f = .tg + c

(2.11)

Trong đó : f : Cường độ chống cắt của đất.
: ứng suất pháp (ứng suất toàn phần theo phương thẳng góc với
mặt trượt).
, c : Góc ma sát và lực dính tương ứng với ứng suất tổng.
Trong trường hợp ứng suất hiệu quả thì định luật Mohr-Coulomb được
viết như sau:
f = (-u).tg' + c'

(2.12)

Trong đó : u : áp lực kẽ rỗng của đất.
', c' : Góc ma sát và lực dính hiệu quả của đất.
2.3.2 Các phương pháp tính toán ổn định trượt mái
Có các phương pháp để kiểm tra ổn định trượt của mái dốc đó là:
Phương pháp cân bằng giới hạn, phương pháp phân tích giới hạn và phương
pháp phần tử hữu hạn giảm cường độ chống cắt c, .
- Phương pháp cân bằng giới hạn dựa trên cơ sở giả định trước mặt
trượt (coi khối trượt như một cố thể) và phân tích trạng thái cân bằng tới hạn
của các phân tố đất trên mặt trượt đã giả định trước. Sự ổn định được đánh giá
bằng tỷ số giữa thành phần lực kháng trượt (lực ma sát, lực dính) huy động
trên toàn mặt trượt với thành phần lực gây trượt (trọng lượng, áp lực nước, áp
lực thấm, động đất...)

- Phương pháp phân tích giới hạn dựa trên cơ sở phân tích ứng suất trong
toàn miền của công trình (cả đất đắp và đất nền). Dùng các thuyết bền như :
Mohr-corlomb, Hill-Tresca, Nises-Shleiker

kiểm tra ổn định cục bộ tại mỗi


- 17 -

điểm trong toàn miền công trình sẽ mất ổn định tổng thể khi tổng hợp các
điểm cục bộ bị mất ổn định làm thành một mặt liên tục.
- Phương pháp phần tử hữu hạn giảm cường độ chống cắt c, : Quan điểm của
phương pháp này là một mái dốc thuần tuý tạo bởi ma sát của đất sẽ không
bị trượt dưới tác dụng của trọng lượng bản thân khối đất đó khi trọng lượng
bản thân của khối đất tăng lên. Tỷ lệ giữa cường độ kháng cắt thực tế và
cường độ kháng cắt nhỏ nhất mà ở đó đất ở trạng thái cân bằng là hệ số an
toàn.
2.3.3. Phương pháp cân bằng giới hạn chia thỏi
a. Nguyên lý chung
- Phương pháp cân bằng giới hạn với mặt trượt giả định trước, tính toán
dựa trên nguyên lý chung là:
- Khối trượt được coi như một cố thể, chỉ các điểm trên bề mặt trượt đạt
trạng thái cân bằng giới hạn.
- Dạng mặt trượt được chọn tùy theo từng phương pháp cụ thể.
- Dựa trên cơ sở các phương trình cân bằng tĩnh học đối với toàn khối
trượt và đối với từng lát trượt được phân nhỏ để tìm hệ số an toàn (K). Mặt
trượt nguy hiểm nhất sẽ là mặt trượt giả định nào cho hệ số an toàn nhỏ nhất,
sẽ tính được bằng cách thử dần.
- Khối lượng tính toán khá nhiều, do đó hiện nay phân tích ổn định theo
phương pháp phân mảnh thường cần sự hỗ trợ của máy tính điện tử.

b. Những giả thiết chung của phương pháp
Sức kháng của đất (f ) xác định theo phương trình (2.12)
Hệ số an toàn đối với thành phần lực dính bằng hệ số an toàn đối với
thành phần ma sát :
K

gh
C'
tg '


m
C 'm
tg ' m

(2.13)


- 18 -

Trong đó:

m, C'm , tg'm : sức kháng cắt, lực dính và hệ số ma sát được huy
động tối đa.
gh, C', tg': sức kháng cắt, lực dính và hệ số ma sát giới hạn (

huy động hoàn toàn)
Sự phá hoại của đất là phá hoại cắt tương ứng theo tiêu chuẩn phá hoại
Mohr-Coulomb. Xét tại một điểm:
r m

u .tg ' C '
K

(2.14)

r Là ứng suất cắt ( gây trượt) bằng trị số sức kháng cắt(chống trượt)
được huy động để điểm đó đạt trạng thái cân bằng giới hạn.
Như vậy hệ số an toàn K trong phương pháp chia thỏi còn có ý nghĩa là hệ số
giảm lực dính và lực ma sát của đất để nó đạt trạng thái cân bằng giới hạn tính
toán. Từ công thức (2.12) ta nhận thấy tại 1 điểm bất kỳ trên mặt trượt nào đó
nếu biết được ứng suất tiếp thì xác định được các hệ số an toàn K:
- Nếu K = 1 có nghĩa là cường độ chống cắt (lực dính và ma sát được
huy động hết) nên điểm đó đạt trạng thái cân bằng giới hạn.
- Nếu K >1 thực tế đất còn mức dự trữ lực ma sát và lực dính nên điểm
đó còn ổn định (nằm trong trạng thái cân bằng bền) , nhưng khi tính toán, xem
như điểm đó đạt trạng thái cân bằng giới hạn do giảm lực dính C và hệ số ma
sát tg bởi hệ số an toàn K.
- Nếu K < 1 về lý thuyết để tính toán, ta xem như tăng lực dính và hệ số
ma sát lên bởi hệ số an toàn (K) để điểm đó vẫn nằm trong trạng thái cân bằng
giới hạn thực tế nó đã bị phá hoại.
c.

Bài toán cân bằng giới hạn chia thỏi

Để tính toán hệ số an toàn (K), ta chia khối trượt thành n thỏi bởi (n-1)
mặt cắt song song thẳng đứng như trên hình 2.4

- 19 -

Hình 2.4

Sơ đồ chia thỏi tính toán ổn định

Xét các lực tác dụng vào 1 thỏi trượt có thể có: Trọng lượng bản thân
thỏi, lực pháp tuyến, lực tiếp tuyến ở mặt bên và đáy thỏi, áp lực thấm, lực do
động đất, tải trọng công trình áp lực nước do mái dốc ngập nước, áp lực nước
trong khe nứt.
Hệ số an toàn (K) và vị trí mặt trượt nguy hiểm nhất được xác định bằng
cách thử dần. Giả thiết nhiều mặt trượt khác nhau, với mỗi mặt trượt giả định,
xác định các lực tác dụng vào từng thỏi trượt đã được chia nhỏ, dùng các
phương trình cân bằng tĩnh học để xác định hệ số an toàn tương ứng.
Trong trường hợp tổng quát thì số phương trình cân bằng có khả năng
lập được cho một khối trượt bao gồm n thỏi trượt như sau:
Mô men

:n

Lực theo phương đứng

:n

Lực theo phương ngang

:n

Tiêu chuẩn phá hoại Mohr - Coulomb

:n
4n

Số ẩn số có thể có:
Lực pháp tuyến ở dáy thỏi

:n

Lực cắt ở đáy thỏi

:n

Lực pháp tuyến giữa các thỏi (E)

: n -1

Lực cắt giữa các thỏi X

: n -1


- 20 -

Điểm tác dụng của lực giữa các thỏi E, X

: n -1

Điểm tác dụng của lực pháp tuyến ở đáy thỏi N

:n

Hệ số an toàn (K)

:1
6n-2

Chênh lệch giữa số ẩn số và phương trình là (n-2) - 4n = 2n - 2 nên bài
toán là không xác định. Do đó mọi phương pháp phân thỏi đều cần phải dùng
bổ sung một số giả thiết để tìm hệ số an toàn (K). Dưới đây là một số phương
pháp đại biểu cùng với các giả thiết tương ứng.
Bảng 2.1. Các giả thiết của một số phương pháp đại biểu
Phương trình cân
bằng
Phương pháp

Fellenius
Bishop
(đơn giản)
Janbu
(đơn giản)

Lực
đứng

Lực
ngang

Mô
men

+

+
+

+

+

Janbu
(tổng quát)

+

+

+

Spencer

+

+

+

Morgenstern
-Price

+

+

+

PP cân bằng giới
hạn tổng quát
(GLE)

+

+

+

Các giả thiết

E và X = 0
E nằm ngang, X = 0
E nằm ngang, X = 0 và dùng hệ số hiệu
chỉnh kinh nghiệm, fo, để tính lực cắt giữa
các thỏi.
Vị trí E được xác định do giả thiết đường lực
tương tác; X tìm được bởi phương trình cân
bằng mô men với đáy mỗi thỏi.
Hướng tác dụng của các lực tương tác E và
X không đổi trong toàn khối trượt.
Hướng của E và X được xác định bởi một
hàm tuỳ ý. Hệ số phần trăm ( ) của hàm

yêu cầu thoả mãn các phương trình cân bằng
mô men và cân bằng lực.
Hướng của E và X được xác định bởi một
hàm tuỳ ý. Hệ số phần trăm ( ) của hàm
yêu cầu thoả mãn các phương trình cân bằng
mô ment và cân bằng lực.

2.3.4. Phương pháp PTHH - giảm cường độ chống cắt c, .
Quan điểm của phương pháp này là một mái dốc thuần tuý tạo bởi ma sát của
đất sẽ không bị trượt dưới tác dụng của trọng lượng bản thân khối đất đó


- 21 -

khi trọng lượng bản thân của khối đất tăng lên. Do đó hệ số ổn định K
được tính như sau:

k

S maximum



S needed

available

for equilibriu m

Trong ó S là cường độ kháng cắt. Tỷ lệ giữa cường độ kháng cắt thực tế

và cường độ kháng cắt nhỏ nhất mà ở đó đất ở trạng thái cân bằng là hệ số
an toàn.
Khi áp dụng với với điều kiện chuẩn Morh Coulomb, hệ số an toàn, xác
định như sau:
k



c n tg
c r n tg r

Trong đó các thông số c, là các thông số cường độ của đất, n là ứng suất
nén 1 trục. Các thông số cr, r là các đại lượng cường độ suy giảm, chúng
chỉ có giá trị đủ lớn để duy trì sự cân bằng. Nguyên tắc trên là cơ sở của
phương pháp Phi c reduction được sử dụng tính toán hệ số ổn định
chung. Trong phương pháp này, lực dính và góc ma sát trong được giảm
với cùng 1 tỷ lệ:
c
cr



tg
tg r



Msf

Quá trình giảm các thông số cường độ dựoc điều khiển bời tổng bội số Msf .

Thông số này tăng dần theo cấp cho tới khi đạt tới sự phá huỷ. Khi đó hệ
số ổn định được định nghĩa là giá trị của Msf ở thời điểm phá huỷ, với
điều kiện tại thời điểm phá huỷ, giá trị bất biến trong một số cấp tải trọng
liên tục.


- 22 -

Ch­¬ng 3 : C¸c ph­¬ng ph¸p xö lý nÒn ®Êt
yÕu
3.1. GIỚI THIỆU CHUNG
Đối với những công trình xây dựng trên nền đất yếu thường có hai biện
pháp giải quyết:
3.1.1 Biện pháp kết cấu bên trên công trình để làm tăng độ cứng
Khi xây dựng các công trình chịu tải trọng lớn trên nền đất yếu, cần
phải kiểm tra khả năng chịu tải, độ lún, độ lún không đều giữa các bộ phận
của công trình. Với các kết cấu của công trình khác nhau (tuyệt đối cứng,
mềm, cứng hữu hạn) thì độ nhạy lún của công trình cũng khác nhau. Dựa vào
tính chất làm việc của công trình đối với nền đất lún không đều, có thể chon
hình thức kết cấu thích hợp với sơ đồ nền đất cụ thể.
Đối với nền đất có tính nén lớn và lún không đều thì dung loại kết cấu
có tính lún ít. Với nền lún không đều có thể dung các biện pháp kết cấu như
bố trí khe lún, tăng cường độ và độ cứng của kết cấu bằng các giằng gạch cốt
thép, bê tông cốt thép, các gối tựa cứng…
Dùng neo liên kết vững chắc giữa bản, sàn giữa các tầng và mái với cột
tường hoặc những kết cấu khác… để đối phó khả năng nghiêng giữa cột và
tường chịu lực hướng thẳng đứng hoặc có thể tăng diện tựa của những cấu
kiện độc lập để đảm bảo an toàn đối với sự truyền lực khi tường và cột bị
nghiêng theo hướng thẳng đứng.
3.1.2 Gia cố nhân tạo nền đất yếu

Mục đích nhằm tăng sức chịu tải, giảm khả năng biến dạng, biến dạng
không đều của công trình đáp ứng yêu cầu của công trình xây dựng. Phương
hướng gia cố nhân tạo nền đất yếu gồm có :
a. Cải tạo sự phân bố ứng suất và điều kiện biến dạng của đất nền.
Biện pháp này thường dùng khi lớp đất yếu có chiều dày không lớn,
nằm trực tiếp dưới móng công trình. Đất nền được gia cố bằng đệm đất, đệm
cát, bệ phản áp…Trong thực tế, đệm đất, đệm cát, đệm sỏi… thường được
dùng để thay thế lớp đất yếu có chiều dày không lớn hơn 3m dưới móng
tường, móng cột trong các công trình dân dụng, công nghiệp, dưới bản đáy


- 23 -

các công trình thuỷ lợi…Bệ phản áp được dùng để khống chế vùng biến dạng
dẻo phát triển nền nằm trên lớp bùn.
b. Tăng độ chặt đất nền.
Tăng cường độ chặt đất nền bằng cọc cát, cọc đất, cọc vôi, giếng cát,
gia tải trước bằng tải trọng tĩnh, nén chặt đất trên mặt và đất dưới sâu.
Khi chiều dày lớp đất yếu lớn hơn 2m có thể dùng cọc cát để nén chặt,
trị số môđun biến dạng ở trong cọc cát và ở vùng đất được nén chặt xung
quanh là như nhau nên nền đất khi này được xem như nền thiên nhiên. Cọc
đất được dùng để nén chặt đất có độ rỗng lớn và có tính lún sập. Cọc vôi dùng
để nén chặt các lớp sét bão hoà nước, đất than bùn.
Việc xây dựng các công trình có kích thước móng lớn như nền đường,
nền sân bay, bản đáy các công trình thuỷ lợi, móng dưới hệ thống xêlô…chịu
tải trọng lớn thay đổi theo thời gian được đặt trên bùn, than bùn, đất dính bão
hoà nước…thì có thể dùng giếng cát để rút ngắn thời gian lún nhằm khi đưa
công trình vào sử dụng, độ lún tiếp đó không vượt quá giới hạn cho phép.
Gia tải trước bằng tải trọng tĩnh làm cho nền đất được nén chặt một
phần, độ ẩm và biến dạng của đất giảm đi, khả năng chịu lực của đất nền tăng

lên và công trình có thể sử dụng ngay sau khi thi công.
Đất trên mặt có thể nén chặt bằng đầm lăn, đầm nện và đầm rung. Độ
ẩm, thành phần hạt, thành phần khoáng hoá của đất, chiều dày lớp đất nén
chặt… quyết định độ chặt sau khi đầm. Với các loại đất rời (cát và đất đắp)
khi chiều sâu lớn hơn 1,5m có thể dùng phương pháp chấn động và thuỷ chấn
để nén chặt đất.
c. Truyền tải trọng công trình xuống lớp chịu tải tốt
Các công trình có tải trọng lớn đặt trên nền đất yếu có chiều dày lớn thì
có thể dùng móng cọc, móng trụ, giếng chìm…để truyền tải trọng của các kết
cấu bên trên xuống lớp chịu lực nằm ở dưới sâu.
Móng cọc có tính ưu việt ở chỗ : khắc phục hoặc hạn chế được biến
dạng lún quá lớn hay không đều, đảm bảo ổn định cho công trình khi có tải
trọng ngang tác dụng mà còn rút ngắn thời gian thi công, giảm bớt vật liệu
xây móng, khối lượng đào đắp đất, công nghiệp hoá khâu chế tạo và thi công
cọc.


- 24 -

Nu trong t nn cú cỏc chng ngi vt nh ỏ tng khụng th úng
cc qua hay cc di quỏ khụng th h xung c thỡ cn phi dựng múng
sõu: múng tr, ging chỡm
Tu theo iu kin a cht cụng trỡnh, a cht thu vn khu vc xõy dng v
tớnh cht s dng ca cụng trỡnh ta chn bin phỏp x lý thớch hp. i vi
nhng cụng trỡnh quan trng, m bo mc n nh tuyt i ca cụng
trỡnh cn phi kt hp c hai bin phỏp kt cu ln gia c nn.
3.2 Các phương pháp xử lý nền đất yếu
Hiện nay có nhiều phương pháp cải tạo, gia cố nền đất yếu nhưng nhìn
chung có thể xếp chúng vào một số nhóm sau đây:
3.2.1 Nhóm các phương pháp làm chặt đất trên mặt bằng cơ học

Là một trong những phương pháp cổ điển nhất, đã được sử dụng từ lâu trên
thế giới. Bản chất của phương pháp là dùng các thiết bị cơ giới như xe lu, máy
đầm, búa rung....làm chặt đất. Các yếu tố chính làm ảnh hưởng đến khả năng
đầm chặt của đất gồm: độ ẩm, công đầm, thành phần hạt, thành phần khoáng
hoá, nhiệt độ của đất và phương thức tác dụng của tải trọng. Để làm chặt đất
cần phải xác định được độ ẩm tốt nhất ứng với giá trị khối lượng thể tích khô
lớn nhất.
Do được làm chặt, các chỉ tiêu về độ bền của đất tăng lên đáng kể, tính biến
dạng và tính thấm giảm đi. Hiện nay phương pháp này được sử dụng rộng rãi
trong xây dựng đường giao thông, sân bay, các công trình thủy lợi và trong
xây dựng dân dụng, công nghiệp. Có một số phương pháp làm chặt đất bằng
cơ học như sau:
+ Làm chặt đất bằng đầm rơi:
Bản chất của phương pháp là dùng đầm rơi bằng vật nặng làm chặt đất. Vật
đầm thường làm bằng bê tông cốt thép hoặc bằng gang, có khối lượng từ 2 đến
4 tấn, cho rơi từ độ cao 4 5m. Chiều dày nén chặt của đất phụ thuộc vào
đường kính, khối lượng và chiều cao rơi của vật đầm cũng như tính chất của


- 25 -

đất. Thông thường, độ chặt của đất tăng lên ở các lớp trên mặt và giảm đi ở
những lớp phía dưới.
+ Làm chặt đất bằng đầm lăn:
Bản chất của phương pháp là dùng đầm lăn, xe lu để làm chặt đất. Phương
pháp này thường được sử dụng khi làm đường giao thông. Tuỳ thuộc trọng
lượng xe lu và số lần đầm mà chiều sâu làm chặt có thể đạt đến 0,5 0,6 m.
Khi dùng đầm lăn có mặt nhẵn, do chiều dày lớp đất được đầm nhỏ nên hiệu
suất đầm thường thấp, chất lượng đầm không đều, khối lượng thể tích của đất
giảm theo chiều sâu. Vì vậy đối với các công trình đắp đất lớn dùng đầm mặt

nhẵn không hiệu qủa. Đối với các loại đất dính dạng cục thì dùng đầm lăn
chân dê mang lại hiệu qủa cao hơn, chất lượng đầm đều hơn và tạo ra mặt ráp
liên kết tốt giữa các lớp đất đầm với nhau.
Hiện nay, người ta còn sử dụng cả đầm lăn bánh hơi để đầm chặt cả đất
dính và đất rời. Mức độ đầm chặt phụ thuộc vào số lần đầm, chiều dày lớp
đầm, áp suất bánh xe, tải trọng xe, vận tốc di chuyển của xe cũng như độ ẩm
và cấu tạo của đất. Muốn đất được đầm chặt như nhau ở mọi nơi thì yêu cầu
tải trọng đầm phải phân bố đều lên các bánh xe, không phụ thuộc vào độ gồ
ghề của mặt đất và sức chịu tải của đất tại các vị trí đầm.
+ Làm chặt đất bằng đầm rung:
Phương pháp làm chặt đất bằng đầm rung chủ yếu dùng để nén chặt đất cát.
Nếu hàm lượng hạt sét trong đất nhỏ hơn 6% thì hiệu qủa nén chặt thường gấp
4 5 so với các phương pháp đầm nén khác. Bản chất của phương pháp là
dùng các chấn động tạo ra các dao động liên tục có tần số cao và biên độ nhỏ,
làm cho tính toàn khối của đất bị phá họai, các hạt cát di chuyển đến chỗ
trống giữa các hạt có kích thước lớn hơn. Tác dụng của đầm rung lớn nhất khi
xảy ra hiện tượng cộng hưởng khi mà tần số giao động của máy trùng với tần
số giao động của đất đầm.
Chiều dày lớp đất được làm chặt bằng đầm rung thường thay đổi từ 0,3 đến
1,5 m, đôi khi đến 2 m.