Đánh giá sức chống cắt không thoát nước của nền đất yếu dưới công trình đắp thuộc khu vực đồng bằng sông Cửu Long

ĐÁNH GIÁ SỨC CHỐNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC CỦA
NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI CÔNG TRÌNH ĐẮP THUỘC KHU VỰC
ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG
LÊ HOÀNG VIỆT*, VÕ PHÁN**

Estimating the undrained shear strength of soft soil under embankment
in mekong delta area
Abstract: This article presents the results of author evaluation study
changed the undrained shear strength Su, base on the problem one dimensional consolidation theoryconsidered compressibility basis on
correlations undrained shear strength according degree of compaction
and time. Evaluating results changed undrained shear strength was
appropriate to the result of in-siu field van shear test. The results can be
used to estimate long-term stability of soft soil under embankment in
Mekong Delta area.
Keywords: Undrained shear strength; Soft soil; Stability; Displacements.
1. TỔNG QUAN KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU *
Sức chống cắt không thoát nƣớc (Su) là thông
số quan trọng đƣợc sử dụng để đánh giá ổn định
công trình đắp trên đất yếu. Dƣới tác dụng của
khối đắp, hiện tƣợng cố kết xảy ra và kéo dài
theo thời gian. Theo 22TCN 262-2000 [1], Su
tăng đồng đều theo độ sâu và theo thời gian
dƣới tác dụng của tải trọng ngoài do việc dự báo
thay đổi Su chỉ căn cứ vào mức độ cố kết tổng
thể Ut(t). Tuy nhiên, ở khu vực có lớp đất yếu
có bề dày tƣơng đối lớn, hiện tƣợng cố kết kéo
dài đến hàng chục năm, thậm chí trăm năm và
quá trình cố kết vẫn tiếp diễn ra trong quá trình
sử dụng. Trong quá trình cố kết, sự tiêu tán áp
lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ xảy ra không đồng
đều trong phạm vi nền ảnh hƣởng. Tại các vị trí

gần biên thoát nƣớc, sự tiêu tán áp lực nƣớc lỗ
rỗng thặng dƣ xảy ra nhanh hơn. Khi áp lực
*,**

Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG-HCM
268 Lý Thường Kiệt, quận 10, TP. HCM, ĐT: 083 8636822

*

ĐT: 0979 853 988,
Email: ,

**

ĐT: 0913 867008,
Email:

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015

nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ tiêu tán một phần, ứng
suất hữu hiệu gia tăng tƣơng ứng với hiện tƣợng
nén chặt đất. Nhƣ vậy sự gia tăng Su cũng xảy ra
không đồng đều trong nền. Một số kết quả thí
nghiệm trong phòng trên cùng một loại đất bão
hòa chỉ ra rằng Su phụ thuộc vào độ ẩm và tuân
theo quy luật phi tuyến [2]. Nhƣ vậy, Su có liên
hệ chặt chẽ với độ chặt hay trạng thái ứng suất
ban đầu và có thể thể hiện thông qua tỷ số
Su/’v, [3].
Theo Skempton (1948):

(1)
Su / vo  0,11  0,0037 I p
Các tƣơng quan giữa Su và chỉ số dẻo Ip của
Bjerrum (1972), Terzaghi, Peck và Mersi (1996)
đã nghiên cứu. Theo quan điểm thiết kế
SHANSEP (Stress History And Normalized Soil
Engineering Properties) [4], [5]:
(2)
Su / vo  S( OCR )m
Trong đó: S - hệ số chuẩn hóa sức chống cắt
không thoát nƣớc cho trạng thái cố kết thƣờng
(OCR=1),
(3)
S   Su / vo OCR1
m - hệ số xác định từ độ dốc của đƣờng quan
hệ log(OCR) và log  Su / vo  .
59


Su của sét quá cố kết đƣợc xác đinh:
(4)
Su   Su / vo OCR1 .( OCR )m .v
Điều này đã các tác giả Jamiolkowski (1985),
Mersi (1989), Ladd (1991) nghiên cứu bổ sung.
Ladd (1991) đề nghị giá trị các hệ số: S= 0,22 ±
0,03 và m = 0,8 ± 0,1.
Sức chống cắt không thoát nƣớc cũng đƣợc
xác định bằng cách phân tích theo ứng suất hữu
hiệu với việc sử dụng hệ số áp lực lỗ rỗng
Skempton Af (khi phá hoại) [6] nhƣ sau:

c' cos'+ 'vo sin'  Ko  Af ( 1  K0 )
(5)
Su 
1  ( 2Af  1)sin'

Su 

 'vo sin'  Ko  Af ( 1  K0 )
1  ( 2Af  1)sin'

(6)

Trên cơ sở cân bằng giới hạn, bỏ qua các
thông số hệ số áp lực nƣớc lỗ rỗng, Verruijt
cũng đƣa ra công thức gần tƣơng tự để đánh giá
giá trị Su theo trạng thái ứng suất [7]. Ngoài ra,
thông qua tính toán trên cơ sở lý thuyết cố kết
thấm, tác giả đã tính toán dự báo Su thay đổi
theo thời gian bằng các biểu thức (5) và (6) cho
kết quả khác nhau đáng kể so với kết quả thí
nghiệm cắt cánh tại hiện trƣờng.
2. GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

Đối với sét cố kết thƣờng:

Hình 1. Vị trí tuyến đường mở rộng Quốc lộ 1A đoạn Mỹ Thuận - Cần Thơ
Chiều dài tuyến thuộc khu vực nghiên cứu từ
Km 2042 đến Km 2061 dự án nâng cấp mở rộng
Quốc lộ 1- Mỹ Thuận – Cần Thơ thuộc địa bàn
tỉnh Vĩnh Long. Theo kết quả khảo sát hiện

trƣờng & kết quả thí nghiệm trong phòng, địa
tầng tại khu vực nghiên cứu đƣợc chia làm các
lớp đất chính nhƣ sau:
Lớp K: Đất đắp, là lớp đất không đồng nhất,
tuỳ từng khu vực mà lớp này có đặc điểm khác
nhau. Bề dày lớp biến thiên từ 0,5m đến 2,8m.
Lớp 1a: Sét, màu xám nâu, xám đen, xám
xanh, trạng thái dẻo mềm. Cao độ đáy lớp biến
thiên từ -1,67m đến 2,75m. Bề dày lớp biến
60

thiên từ 0,4m đến 3,4m.
Lớp 1b: Bùn sét cát / bùn sét kẹp cát, màu
xám xanh, xám nâu, xám đen. Tại một số lỗ
khoan (Km 2056- Km 2061) chƣa phát hiện lớp
này. Cao độ đáy lớp đƣợc từ -29,8m đến 29,0m. Bề dày lớp thay đổi từ 14,0m đến 15,2m.
Lớp 1: Bùn sét/bùn sét kẹp cát, màu xám
xanh, xám đen. Lớp này gặp trong tất cả các lỗ
khoan. Hầu hết các lỗ khoan phần tuyến đều
chƣa đƣợc khoan qua hết bề dày của lớp. Cao
độ đáy lớp biến thiên từ -29,80m đến -9,58m.
Bề dày lớp đã khoan đƣợc biến thiên từ 10,0m
đến 30,0m.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015


Lớp 2: Sét, màu xám nâu, xám đen, trạng thái
dẻo chảy. Lớp này chỉ gặp trong mộ vài vị trí.
Bề dày lớp đã khoan đƣợc là 1,8 đến 15,0m. Bề
dày lớp chƣa đƣợc xác định qua hết.

Thấu kính TK1: Cát, hạt nhỏ, màu xám đen,
đôi chỗ lẫn ổ bùn sét, kết cấu rời rạc. Thấu kính
này gặp trong một vài vị trí (Km 2042- Km 2047),
cao độ đáy thấu kính biến thiên từ -10,90m đến 3,6m và bề dày thấu kính biến thiên từ 2,0m đến
9,2m. Thấu kính này gặp trong một vài vị trí (Km
2056- Km 2061), cao độ đáy thấu kính biến thiên
từ -21m đến -24,2m và bề dày thấu kính biến thiên
từ 4,1m đến 4,7m.
Thấu kính TK2: Cát hạt mịn. Thấu kính này
gặp trong lớp 1, tại một vài vị trí (Km 2042-Km
2047). Cao độ đáy thấu kính là 10,2m. Bề dày
thấu kính là 2,0m
Đã có nhiều tác giả kết quả nghiên cứu về S u
theo chỉ số dẻo IP, theo trạng thái ứng suất và hệ
số cố kết OCR, theo kết quả thí nghiệm cắt cánh
tại hiện trƣờng.
3. ĐÁNH GIÁ SỰ THAY ĐỔI SỨC
CHỐNG CẮT THEO THOÁT NƢỚC
THEO BÀI TOÁN CỐ KẾT THẤM

3.1. Xây dựng tƣơng quan sức chống cắt
không thoát nƣớc theo độ sâu, mức độ nén chặt
Để đánh giá Su của đất yếu cần xác định
tƣơng quan giữa độ chặt (e) và trạng thái ứng

Hình 3. Tương quan giữa Su theo độ sâu khu
vực dự kiến mở rộng mặt đường
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015

suất của đất nền. Từ kết quả thí nghiệm nén cố

kết cho ta kết quả hình 2:
e(*) = 1,6073exp(-0,0015σ'v)
(7)
Với: e(*)- hệ số rỗng, σ'v- ứng suất nén

Hình 2. Tương quan mức độ nén chặt theo
trạng thái ứng suất
Để dự báo sự gia tăng Su của đất yết theo thời
gian, ngoài độ chặt, cần phải đánh giá trạng thái
ứng suất trong quá trình cố kết. Từ đó rút xây
dựng tƣơng quan giữa ứng suất (σ'v) – độ chặt
(e) và sức chống chắt không thoát nƣớc (Su). Từ
tƣơng quan này cho phép dự báo sự gia tăng Su
dƣới tác dụng của quá trình gia tải. Trong phạm
vi nghiên cứu này, tác giả sử dụng giá trị hệ số
hiệu chỉnh của Bjerrum.

Hình 4. Tương quan giữa Su theo độ sâu
(với lớp đất trên bề mặt cố kết trước)
61


Su= µ.Su(VST)
(8)
với µ=1.7 - 0.54*log(IP) để hiệu chỉnh giá trị
Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh (VST) và
thành lập các tƣơng quan: Su –z; tƣơng quan
Su/e– z; tƣơng quan Su/e - ’v của các khu vực
nghiên cứu. Kết quả tính toán đƣợc nhƣ sau:
Su = 0,395Z + 13,978

(9)

Hình 5. Tương quan giữa Su/e theo độ sâu
3.2. Cơ sở lý thuyết dự báo sức chống cắt
không thoát nước theo bài toán cố kết thấm
Để thực hiện tính toán giá trị áp lực nƣớc lỗ
rỗng thặng dƣ ở thời điểm bất kỳ theo độ sâu có
thể sử dụng lý thuyết cố kết thấm 1 chiều của
K.Terzaghi. Lời giải cố kết thấm một chiều của
K.Terzaghi chấp nhận nƣớc lỗ rỗng không chịu
nén ép, hệ số cố kết phụ thuộc vào tính nén ép
của cốt đất và tính thấm của đất:

Cv 

kz
a0w

(11)

Thực tế, nƣớc lỗ rỗng luôn chứa một hàm
lƣợng khí nhất định, các loại khí này khi chịu
nén ép sẽ bị hòa tan một phần. Xét tính nén ép
của nƣớc lỗ rỗng, hệ số cố kết có thể đƣợc biểu
diễn bằng biểu thức sau:
62

S 
(10)
v  201, 2.ln  u   442,79

 e 
Từ kết quả tổng hợp sức chống cắt không thoát
nƣớc từ thí nghiệm VST và đƣợc hiểu chỉnh theo
biểu thức (8). Kết quả nghiên cứu xây dựng đƣợc
các tƣơng quan biểu thức (9) và (10) là khá chặt
chẽ, với hệ số tƣơng quan R2=0,99 và đƣợc thể
hiện trên hình 3, hình 4, hình 5 và hình 6.

Hình 6. Tương quan giữa Su/e và ứng suất hữu hiệu

Cv 

kz
 2 1   3n 
w 


K a ,w 
 K sk

Ku 

Eo
3( 1  2 )

K a ,w 

(12)

(13)

3
(14)
1  Sr  1  H   1
1 
 p  p  p
2
0
 0


Trong đó:
Ksk - module biến dạng thể tích khung
cốt đất;
Ka,w - module biến dạng thể tích hỗn hợp khínƣớc lỗ rỗng;
Với: po = patm + w.z - áp lực ban đầu của
nƣớc lỗ rỗng trong điều kiện tự nhiên;
E0 - Module biến dạng tổng quát;
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015


ν - Hệ số Poisson của đất ;
w - trọng lƣợng riêng của nƣớc;
n - độ rỗng của đất;
kz - hệ số thấm theo phuơng đứng.
Sử dụng lý thuyết cố kết thấm cho phép xác
định đƣợc giá trị áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ
theo độ sâu tại một thời điểm nhất định nào
đó. Từ đó, ứng suất hữu hiệu: v  (v  u)
xác định đƣợc khi đã biết ứng suất tổng tác

dụng. Áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ của bài
toán cố kết thấm một chiều đƣợc tính theo
biểu thức sau:

u

 C i 2 2
4q  1 iz
sin
exp   v 2

 i 1 i
h
h



t  (15)


Với điều kiện địa chất khu vực nghiên cứ, xét
khối đắp dày 2m, trọng lƣợng riêng của vật liệu
đắp là 19,5kN/m3, hệ số cố kết tính theo biểu
thức (12), Cv= 6,704x10-4 m2/ngđ và hệ số thấm
kz = 3,145x10-5 m/ngđ. Kết quả tính toán biểu
thức (7) và (10) trên cở sở bài toán cố kết thấm

Hình 7. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố
kết và độ sâu theo thời gian không xét tính
nén ép của nước lỗ rỗng

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015

một chiều khi xét tính nén ép của nƣớc lỗ rỗng,
giá trị sức chống cắt không thoát nƣớc Su gần
với giá trị Su từ thí nghiệm VST. Kết quả tính
toán đƣợc thể hiện hình 7 và hình 8.
Kết quả dự báo sức chống cắt không thoát
nƣớc Su theo độ sâu (hình 8) tại tâm diện gia tải
ở các thời điểm khác nhau trên cơ sở bài toán cố
kết thấm một chiều cho thấy có sự khác biệt
không đáng kể. Kết quả tính toán cho thấy ở gần
bề mặt trong phạm vi 30 năm, ở độ sâu từ 8-9m
trở lại thì Su ở tâm diện truyền tải lớn hơn ở
taluy vì ứng suất nén trong nền ở tâm diện gia
tải lớn hơn ở taluy. Ở độ sâu từ 9-14 m, giá trị
Su ở các thời điểm khác nhau có giá trị gần bằng
nhau và phù hợp với giá trị Su từ kết quả thí
nghiệm cắt cánh tại hiện trƣờng. Từ độ sâu 14m
trở lên, giá trị Su ở các thời điểm khác nhau có
giá trị gần bằng nhau và lớn hơn đáng kể với giá
trị Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh tại hiện
trƣờng thuộc khu vực nghiên cứu.

Hình 8. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố
kết và độ sâu theo thời gian có xét tính nén ép
của nước lỗ rỗng
63


4. KẾT LUẬN

Kết quả phân tích và tổng hợp số liệu thí
nghiệm xác định sức chống cắt không thoát
nƣớc và xây dựng các tƣơng quan: (Su-z), (eSu), (’v-Su/e), và kết hợp với lý thuyết cố kết
thấm một chiều có xét tính nén ép của nƣớc lỗ
rỗng, cho phép dự báo đƣợc sự thay đổi Su theo
thời gian và theo độ sâu. Kết quả nghiên cứu có
thể rút ra các kết luận chính nhƣ sau:
- Khu vực nền đất cố kết trƣớc (khu vực đã
tồn tại công trình đắp), kết quả tính toán Su
theo các tƣơng quan thí nghiệm đề nghị với bài
toán cố kết thấm thấm một chiều có xét tính
nén ép của nƣớc lỗ rỗng phù hợp với kết quả
thí nghiệm
VST tại hiện trƣờng. Sức chống cắt ở khu
vực này gần bề mặt giảm dần đến độ sâu 2m, từ
độ sâu này trở đi thì Su tăng gần nhƣ tuyến tính
theo độ sâu.
- Dƣới tác dụng của tải trọng ngoài, kết quả
dự báo Su theo thời gian tại tâm diện gia tải với
bài toán cố kết thấm một chiều phù hợp với xu
hƣớng gia tăng sức chống cắt nơi tồn tại công
trình đắp.
- Giá trị Su dƣới mái taluy tăng ít hơn so
với tâm ở khu vực bề mặt.
Kết quả nghiên cứu cho phép đánh giá khả
năng ổn định của nền đất yếu theo thời gian và
sự gia tăng khả năng chịu tải của đất nền ở khu
vực bề mặt.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN: 262-200,

"Qui trình khảo sát thiết kế nền đƣờng ô tô đắp

trên đất yếu," Nhà xuất bản xây dựng, 2000.
[2] Lareal Nguyễn Thành Long, Lê Bá
Lƣơng, Nguyễn Quang Chiêu, Vũ Đức Lực,
"Công trình trên đất yếu trong điều kiện Việt
Nam," Trƣờng Đại học Bách Khoa TP. HCM –
Tổ Giáo trình, 1989.
[3] Kenya Sagae, Motohiro Sugiyama,
Akira Tonosaki and Masaru Akaishi, "Ratio of
undrained shear strength to vertical effective
stress," Proc.Schl.Eng.Tokai University, vol. 31,
pp. 21-25, 2006.
[4] F.H. Kulhavy, P.W. Mayne, Manual on
estimating soil properties for foundation design,
Cornell University Ithaca ed., 1990.
[5] Charles
C.
Ladd,
Hon.
M.,
"Recommended practice for soft ground site
characterization,"
in
12th Panamerican
conference on soil mechanics and geotechnical
engineering, 2003.
[6] Braja M. Das, Advanced Soil
Mechanics, T. edition, Ed., Taylor & Francis
Group, 2008.

[7] Arnold Verruijt, Soil Mechanics, D. U.
o. Technology, Ed., 2001.
[8] Bùi Trƣờng Sơn, "Biến dạng tức thời
và lâu dài của nền đất sét bão hòa nƣớc," Tạp
chí Phát triển Khoa học và Công nghệ, Đại
học Quốc gia TP Hồ Chí Minh, vol. 9, pp. 1724, 2006.
[9] Lê Hoàng Việt, Bùi Trƣờng Sơn,
"Tƣơng quan sức chống cắt không thoát nƣớc
của sét mềm theo độ sâu và mức độ nén chặt,"
Tạp chí khoa học kỹ thuật thủy lợi & Môi
trường, Đại học Thủy Lợi, vol. 39, pp. 120125, 2012.

Người phản biện: PGS.TS. ĐỖ MINH TOÀN

64

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015