Đánh giá sức chống cắt không thoát nước của nền đất yếu dưới công trình đắp 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: The paper presents the results of evaluating change of
undrained shear strength Su based on correlations between undrained
shear strength and degree of compaction and timeby on - dimensional
consolidation problem. The result from prediction calculation is
appropriate to in-siu field vane test and can be used to estimate longterm stability of soft soil under embankment in Mekong Delta area.
Keywords: Undrained shear strength; Soft soil; Stability; Displacements.
1. TỔNG QU N KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU*
Sức chống cắt không thoát nước (S u ) là
thông số quan trọng được sử dụng để đánh
giá ổn định công trình đắp trên đất yếu.
Dưới tác dụng của khối đắp, hiện tượng cố
kết xảy ra và kéo dài theo thời gian. Theo
22TCN 262-2000 [1], S u tăng đồng đều
theo độ sâu và theo thời gian dưới tác dụng
của tải trọng ngoài và việc dự báo thay đổi
S u chỉ căn cứ vào mức độ cố kết tổng thể
U t (t). Tuy nhiên, ở khu vực có lớp đất yếu
có bề dày tương đối lớn, hiện tượng 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 nước lỗ rỗng thặng dư xảy ra không đồng
đều trong phạm vi nền ảnh hưởng. Tại các vị

trí gần biên thoát nước, sự tiêu tán áp lực
nước lỗ rỗng thặng dư xảy ra nhanh hơn.
Khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tiêu tán
*, **

*

30

Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG-HCM số 268 Lý
Thường Kiệt, quận 10, TP. HCM, ĐT: 083 8636822
ĐT: 0979 853 988, Email:
, ** ĐT: 0913 867008,
Email:

một phần, ứng suất hữu hiệu gia tăng
tương ứng với hiện tượng nén chặt đất. Như
vậy sự gia tăng S u 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 S u phụ
thuộc vào độ ẩm và tuân theo quy luật phi
tuyến [2]. Như 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/σ’v, [3].
Theo Skempton (1948):
Su/ σ′ = 0,11+0,0037Ip

(1)

Các tương 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]
Su = 'vo  S ( OCR )m
(2)
Trong đó: S - hệ số chuẩn hóa sức chống cắt
không thoát nước cho trạng thái cố kết thường
(OCR = 1),
S = S u / 'vo OCR  1
(3)





m - hệ số xác định từ độ dốc của đường
quan hệ log (OCR) và log (S u/ 'vo ).

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015


Su của sét quá cố kết được xác định:
Su = (Su/ 'vo )OCR=1 . (OCR)m. 'v

(4)

Điều này đã được 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 nước cũng được
xác định bằng cách phân tích theo ứng suất hữu
hiệu với việc sử dụng hệ số áp lực lỗ rỗng
Skempton A f (khi phá hoại) [6] như sau:
c' cos '  'vo sin  K0  Af ( 1  K0 )
Su 
(5)
1  ( 2 Af  1 ) sin '





Đối với sét cố kết thường:

Su 





;vo sin ' K0  Af ( 1  K0 )
1  ( 2 Af  1 ) sin '

(6)

Trên cơ sở cân bằng giới hạn, bỏ qua các

thông số hệ số áp lực nước lỗ rỗng, Verruijt
cũng đưa ra công thức gần tương 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 trường.
2. GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH

Hình 1. Vị trí tuyến đường mở r ng Quốc l 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 trường & kết quả thí nghiệm
trong phòng, địa tầng tại khu vực nghiên cứu
được chia làm các lớp đất chính như 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.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015

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 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)
chưa phát hiện lớp này. Cao độ đáy lớp
được từ -29,8m đến
-29,0m. Bề dày lớp thay đổi từ 14,0m đến
15,2m.
31


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 chưa được khoan qua hết bề dày của lớp.
Cao độ đáy lớp biến thiên từ -29,80m đến 9,58m. Bề dày lớp đã khoan được biến thiên
từ 10,0m đến 30,0m.
Lớp 2: Sét, màu xám nâu, xám đen, trạng
thái dẻo chảy. Lớp này chỉ gặp trong một
vài vị trí. Bề dày lớp đã khoan được là 1,8
đến

15,0m. Bề dày lớp chưa được xác

Hình 2. Tương quan mức độ nén chặt theo
trạng thái ứng suất

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
042-Km 2047). Cao độ đáy thấu kính là
10,2m. Bề dày thấu kính là 2,0m
3. ĐÁNH GIÁ SỰ TH Y ĐỔI SỨC
CHỐNG CẮT THOÁT NƢỚC THEO BÀI
TOÁN CỐ KẾT THẤM
3.1. Xây dựng tương quan sức chống
cắt không thoát nước theo độ sâu, mức độ
nén chặt.
Để đánh giá Su của đất yếu cần xác định
tương quan giữa độ chặt (e) và trạng thái ứng
suất của đất nền. Từ kết quả thí nghiệm nén cố
kết, kết quả như hình 2 và:
e = 1,6073exp(-0,0015σ'v)
Với: e- hệ số rỗng, σ'v- ứng suất nén

32

(7)

Để dự báo sự gia tăng S u của đất yết theo
thời gian, ngoài độ chặt, cần phải đánh giá
trạng thái ứng suất trong quá trình cố kết. Từ
đó xây dựng tương quan giữa ứng suất

(σ'v ) - độ chặt (e) và sức chống cắt không
thoát nước (Su). Từ tương quan này cho phép
dự báo sự gia tăng S u dưới 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.
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 tương quan: Su -z;
tương quan Su/e- z; tương quan Su/e - σ’v của
các khu vực nghiên cứu. Kết quả tính toán
được như sau:
Su = 0,395z + 13,978
(9)
 Su 
'
V  201,2.ln    442,79
(10)
 e 
Từ kết quả tổng hợp sức chống cắt không
thoát nước của thí nghiệm VST và được hiểu
chỉnh theo biểu thức (8), xây dựng được các
tương quan (9) và (10) là khá chặt chẽ, với hệ
số tương quan R 2 =0,99 và được thể hiện trên
hình 3, hình 4, hình 5 và hình 6.

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015

Hình 3. Tương quan giữa Su theo độ sâu
khu vực dự kiến mở rộng mặt đường

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 nước lỗ
rỗng thặng dư 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 nước lỗ rỗng không
chịu nén ép, hệ số cố kết phụ thuộc vào tính
nén ép của cốt đất và tính thấm của đất:
k
Cv  z
(11)
a0  w
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015

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

Hình 6. Tương quan giữa Su/e và ứng suất
Thực tế, nước lỗ rỗng luôn chứa một hàm
lượng khí nhất định, các loại khí này khi chịu
nén ép sẽ bị hòa tan một phần. Xét tính nén ép
của nước lỗ rỗng, hệ số cố kết có thể được biểu
diễn bằng biểu thức sau:
kz

(12)
Cv 
 2 ( 1  v ) 3n 
w 


K a , w 
 K sk
E0
Ku 
(13)
3 ( 1  2v )

33

hữu


3
(14)
1 Sr ( 1  H )  1
1 
 

2
 p0 p o  p 
Trong đó:
Ksk - module biến dạng thể tích khung cốt đất;
Ka,w - module biến dạng thể tích hỗn hợp
khí-nước lỗ rỗng;

Với: po = patm + γw.z - áp lực ban đầu của
nước lỗ rỗng trong điều kiện tự nhiên;
E0 - Module biến dạng tổng quát;
ν - Hệ số Poisson của đất ;
γw - trọng lượng riêng của nước;
n - độ rỗng của đất;
kz - hệ số thấm theo phuơng đứng.
Sử dụng lý thuyết cố kết thấm cho phép
xác định được giá trị áp lực nước lỗ rỗng
thặng dư theo độ sâu tại một thời điểm nhất
định nào đó. Từ đó, ứng suất hữu hiệu:
K a ,w 

σ′ = (σ − u) xác định được khi đã biết ứng
suất tổng tác dụng. Áp lực nước lỗ rỗng
thặng dư của bài toán cố kết thấm một chiều
được tính theo biểu thức sau:
 C i 2 2 
4 q 1 iz
u   sin
exp   v 2 t 
(15)
 i 1 i
h
h


Với điều kiện địa chất khu vực nghiên cứu,

Hình 7. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố

kết và độ sâu theo thời gian không xét
tínhnén ép của nước lỗ rỗng
34

xét khối đắp dày 2m, trọng lượng 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 một chiều khi xét tính nén ép
của nước lỗ rỗng, giá trị sức chống cắt không
thoát nước Su gần với giá trị Su từ thí nghiệm
VST. Kết quả tính toán được thể hiện hình 7
và hình 8.
Kết quả dự báo sức chống cắt không thoát
nước 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 trường. 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 trường

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
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015


4. KẾT LUẬN
Kết quả phân tích và tổng hợp số liệu thí
nghiệm xác định sức chống cắt không thoát
nước và xây dựng các tương quan: (Su-z),
(e-Su), (σ’v-Su/e), và kết hợp với lý thuyết cố
kết thấm một chiều có xét tính nén ép của
nước lỗ rỗng, cho phép dự báo được sự thay
đổi Su theo thời gian và theo độ sâu. Kết quả
nghiên cứu có thể rút ra các kết luận chính
như sau:
- Khu vực nền đất cố kết trước (khu vực đã
tồn tại công trình đắp), kết quả tính toán Su theo
các tương quan thí nghiệm đề nghị với bài toán
cố kết thấm thấm một chiều có xét tính nén ép
của nước lỗ rỗng phù hợp với kết quả thí
nghiệm VST tại hiện trường. 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 như
tuyến tính theo độ sâu.
- Dưới 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 hướng gia tăng sức chống cắt nơi tồn
tại công trình đắp.
- Giá trị Su dưới 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 đường ô tô đắp

trên đất yếu," Nhà xuất bản Xây dựng, 2000.
[2] Nguyễn Thành Long, Lê Bá Lương,
Nguyễn Quang Chiêu, Vũ Đức Lực, "Công
trình trên đất yếu trong điều kiện Việt Nam,"
Trường 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 Trường Sơn, "Biến dạng tức thời
và lâu dài của nền đất sét bão hòa nước,"
Tạp chí Phát triển Khoa học và Công nghệ,
Đại học Quốc gia TP Hồ Chí Minh, vol. 9, pp.
17-24, 2006.
[9] Lê Hoàng Việt, Bùi Trường Sơn,
"Tương quan sức chống cắt không thoát nước
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. ĐẶNG HỮU DIỆP

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015

35