Phân tích ổn định trượt sâu công trình đắp trên đất yếu được xử lý bấc thấm gia tải trước từ những kết quả thí nghiệm hiện trường báo cáo tổng kết kết quả đề tài khcn cấp trường msđt t ktxd 2013 55

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA TP. HCM
KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG
BỘ MƠN ĐỊA CƠ NỀN MĨNG

BÁO CÁO TỔNG KẾT KẾT QUẢ ĐỀ TÀI KHCN CẤP TRƯỜNG

PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH TRƯỢT SÂU CƠNG TRÌNH ĐẮP TRÊN
ĐẤT YẾU ĐƯỢC XỬ LÝ BẤC THẤM GIA TẢI TRƯỚC TỪ
NHỮNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG
Mã số đề tài: T-KTXD-2013-55
Thời gian thực hiện đề tài: 10/2013 - 10/2014

Chủ nhiệm đề tài: PGS.TS. Trần Xuân Thọ

TP. Hồ Chí Minh, tháng 12 năm 2013


Danh sách các cán bộ tham gia thực hiện đề tài

1. PGS.TS. Trần Xuân Thọ, BM Địa Cơ Nền Móng, Khoa KT Xây Dựng
2. GV.TS. Đỗ Thanh Hải, BM Địa Cơ Nền Móng, Khoa KT Xây Dựng


PHẦN PHỤ LỤC

1. THUYẾT MINH ĐỀ TÀI
2. HỢP ĐỒNG TRIỂN KHAI
3. CÁC BÀI BÁO ĐÃ THỰC HIỆN


TÓM TẮT

Nội dung của đề tài là nghiên cứu tổng hợp các phương pháp để phân tích ổn định
trượt sâu của cơng trình đắp trên nền đất yếu được xử lý bằng bấc thấm (PVD) kết hợp gia
tải trước. Dưới tác dụng của tải trọng gia tải, sức kháng cắt khơng thốt nước của đất nền
sẽ gia tăng bởi q trình cố kết. Độ gia tăng sức kháng cắt khơng thoát nước được dự báo
từ kết quả quan trắc lún và áp lực nước lỗ rỗng hiện trường. Dự báo độ gia tăng sức kháng
cắt khơng thốt nước là hết sức cần thiết để kiểm soát ổn định trong quá trình thi cơng.
Phương pháp (1) theo 22 TCN 244-98 và (2) công thức SHANSEP được sử dụng để dự
báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước của đất nền trong quá trình gia tải. Kết
quả dự báo sẽ được kiểm chứng với các kết quả thí nghiệm hiện trường thực hiện trong
quá trình gia tải. Ổn định trượt sâu của nền đắp theo từng giai đoạn được phân tích theo
các phương pháp dự báo độ gia tăng sức chống cắt, phương pháp phần tử hữu hạn và phân
tích từ kết quả quan trắc hiện trường. Kiểm tra ổn định trượt sâu là hết sức cần thiết để
kiểm soát ổn định cơng trình trong suốt q trình thi cơng.

ABSTRACT
The content of this research is to summarise the methods of analysing the slope
stability of embankments on soft soils treated by prefabricated vertical drains (PVD) and
preloading. Under the preloading, the undrained shear strength will be increased during
consolidation. The increment of undrained shear strength can be estimated from the
settlement monitoring and pore water pressure test. Prediction of the increment of the
undrained shear strength is very important in construction control. The two methods: (1)
following 22 TCN 244-98 and (2) SHANSEP have been used to predict the increment of
the undrained shear strength under the surcharging load. Measured results from the
monitoring data can be used to back analyse and the empirical relationships can be
obtained. These empirical relationships can be very helpful in evaluating the increment of
the undrained shear strength and in safety control during construction. Stability of the
embankment in staged construction of preloading are analysed by various methods of
estimation of undrained shear strength increment, the finite element and the results of insitu monitoring data. To control the slope stability of embankment is very necessary to
keep the structures safety during construction.
Keywords: Embankment, prefabricated vertical drains, undrained shear strength, slope

stability, soft soils.


MỤC LỤC
Mở đầu .................................................................................................................................... 1
Chương 1: Tổng quan về ổn định trượt sâu cơng trình đắp gia tải trước trên đất yếu
1.1
1.2
1.3
1.4
1.5

Đất yếu và cơng trình đắp trên nền đất yếu ..................................................................... 2
Sức kháng cắt của đất yếu
Ổn định trượt sâu của cơng trình đắp gia tải trước .......................................................... 2
Một số sự cố mất ổn định cơng trình tiêu biểu ................................................................ 5
Nhận xét ......................................................................................................................... 5

Chương 2: Phương pháp xác định và dự báo độ gia tăng sức kháng cắt không thoát nước
2.1 Các phương pháp xác định sức kháng cắt khơng thốt nước .......................................... 6
2.1.1 Phương pháp xác định Su từ các thí nghiệm hiện trường .......................................... 6
2.1.2 Phương pháp xác định Su từ các thí nghiệm trong phịng ......................................... 8
2.1.3 Phương pháp xác định gián tiếp Su từ các công thức kinh nghiệm ........................... 9
2.2 Các phương pháp dự báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước .......................... 9
2.2.1 Độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước theo các quan hệ kinh nghiệm ............ 9
2.2.2 Độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước từ kết quả nghiệm trong phòng ......... 12
2.3 Nhận xét ........................................................................................................................ 13
Chương 3: Các phương pháp phân tích ổn định trượt sâu của cơng trình đắp gia tải
trước trên nền đất yếu
3.1 Phương pháp phân tích ổn định theo ứng suất tổng ...................................................... 14

3.1.1 Phương pháp ước lượng chiều cao đắp an toàn (Hs) ............................................... 14
3.1.2 Phương pháp xác định hệ số an tồn từ tốn đồ Janbu (1968) ................................. 15
3.1.3 Xác định hệ số an tồn theo phương pháp giải tích ................................................. 17
3.2 Phương pháp phân tích ổn định theo ứng suất có hiệu ................................................. 18
3.2.1 Phương pháp xác định hệ số an tồn từ tốn đồ Cousins (1978) .......................... 18
3.2.2 Xác định hệ số an toàn theo phương pháp giải tích ................................................. 20
3.2.3 Xác định hệ số an tồn theo phương pháp phần tử hữu hạn .................................... 20
3.2.4 Phương pháp sử dụng đồ thị của Wakita & Matsuo ................................................ 20
3.3 Nhận xét ........................................................................................................................ 21
Chương 4: Phân tích ổn định trượt sâu của cơng trình đắp gia tải trước trên đất yếu
được xử lý bằng bấc thấm gia tải trước
4.1 Giới thiệu cơng trình ....................................................................................................... 23
4.2 Đặc điểm địa chất cơng trình........................................................................................... 23


4.3 Thiết bị quan trắc............................................................................................................ 26
4.4 Trình tự thi cơng đắp cát gia tải ..................................................................................... 27
4.5 Kết quả quan trắc hiện trường ........................................................................................ 28
4.6 Xác định và dự báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước ................................. 30
4.6.1 Xác định sức kháng cắt khơng thốt nước .............................................................. 30
4.6.2 Dự báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước trong q trình gia tải ........... 32
4.7 Phân tích ổn định trược sâu .......................................................................................... 36
4.7.1 Xác định hệ số an toàn từ kết quả dự báo Su .......................................................... 36
4.7.2 Xác định hệ số an tồn từ phân tích mơ hình bằng phần tử hữu hạn ..................... 38
4.7.3 Phân tích ổn định từ kết quả quan trắc hiện trường ................................................ 39
4.8 Tổng hợp kết quả phân tích .......................................................................................... 42
4.9 Nhận xét ........................................................................................................................ 43
Kết luận và kiến nghị ............................................................................................................ 44
Tài liệu tham khảo ................................................................................................................. 45
Phụ lục

MỞ ĐẦU
Khi xây dựng cơng trình cảng, bãi chứa hàng hay nền của nhà xường, nhà kho thường
phải được xử lý để đảm bảo các yêu cầu về tải trọng khai thác và độ lún dư cho phép. Trong
điều kiện thi cơng thực tế tại Việt Nam hiện nay, có nhiều phương pháp xử lý nền để đảm bảo
được các yêu cầu khai thác nói trên như: Xử lý nền bằng bấc thấm (PVD) kết hợp với gia tải
trước, xử lý nền bằng cột đất trộn xi măng, xử lý nền bằng cọc tiết diện nhỏ. Các biện pháp xử
lý bằng cột xi măng đất hay cọc tiết diện nhỏ rõ ràng khơng cần gia tải và chờ lún, vì vậy đẩy
nhanh tiến độ thực hiện dự án nhưng chi phí xử lý nền lại rất cao. Do vậy, phương pháp xử lý
nền truyền thống bằng bấc thấm kết hợp với gia tải trước vẫn thường được sử dụng.
Khi lựa chọn phương án đắp gia tải trước, vấn đề cần được quan tâm là ổn định trượt sâu
của khối đắp trong q trình thi cơng đắp gia tải. Đối với cơng trình đắp trên nền đất yếu, các
thơng số cần đặc biệt quan tâm bao gồm sức kháng cắt không thoát nước ban đầu (Su0) và độ
gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước (∆Su) trong q trình cố kết của đất nền. Các giá trị
này sẽ quyết định tới tốc độ cũng như chiều cao đắp để đảm bảo ổn định cho cơng trình đắp.
Ở giai đoạn đắp đầu tiên, giá trị Su0 sẽ quyết định chiều cao của lớp đắp thứ nhất. Cho các giai
đoạn đắp tiếp theo, giá trị ∆Su sẽ được xem xét để lựa chọn thời điểm và chiều cao đắp của
các lớp tiếp theo.
Hiện nay, có nhiều phương pháp các định sức kháng cắt khơng thốt nước cũng như dự
báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước phục vụ cho cơng tác phân tích ổn định nền
đắp cao. Nghiên cứu này sẽ đề xuất một số phương pháp phân tích ổn định trượt sâu từ các
kết quả quan trắc hiện trường để áp dụng tính tốn cho cơng trình thực tế.
Với định hướng là phân tích ổn định trượt sâu của cơng trình đắp gia tải trước trên nền đất
yếu, mục tiêu chính của nghiên cứu là dự báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước ∆Su
trong q trình đắp gia tải theo các phương pháp khác nhau tải là hết sức cần thiết để đánh giá
ổn định của đất nền, từ đó phân tích xác định mức độ ổn định trượt sâu. Sử dụng phương pháp
phần tử hữu hạn để phân tích ổn định trượt sâu nền đất yếu được xử lý bấc thấm gia tải trước
từ kết quả dự báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước và từ các kết quả quan trắc hiện
trường.

Đề tài này sẽ ứng dụng để nghiên cứu ổn định công trình nền đắp trên nền đất yếu được
xử lý bấc thấm gia tải trước của cơng trình nền đắp cảng Container Trung tâm Sài Gịn
(SPCT) thuộc khu cơng nghiệp Hiệp Phước - Thành phố Hồ Chí Minh.

1


CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ ỔN ĐỊNH TRƯỢT SÂU CỦA CƠNG
TRÌNH ĐẮP GIA TẢI TRƯỚC TRÊN NỀN ĐẤT YẾU
1.1 Đất yếu và cơng trình đắp trên nền đất yếu
Khái niệm về đất yếu thường dựa trên sức kháng cắt không thoát nước (Su) và trị số
xuyên tiêu chuẩn (N), được định nghĩa như sau: Đất rất yếu: Su < 12,5 kPa hoặc N ≤ 2; Đất
yếu: Su < 25,0 kPa hoặc N ≤ 4.
Hiện nay, hầu hết các cơng trình Cảng đều phải xây dựng trên nền đất rất yếu, lớp đất sét
trên cùng thường có giá trị Su chỉ khoảng 8 ÷ 10 kPa và N ≈ 0. Đây chính là điều kiện rất bất
lợi khi xây dựng các cơng trình tại khu vực này. Cơng trình đắp trên nền đất yếu thường có
các chức năng như: Kết cấu cơng trình như đê, đập, đường dẫn; nền cơng trình đường giao
thông, sân ga, bến bãi; đắp gia tải trước phục vụ công tác san lấp xử lý nền.
Đối với cơng trình đắp gia tải trước phục vụ cơng tác san lấp xử lý nền, phần lớn vật liệu
gia tải chỉ có tác dụng tạo ra tải trọng gây lún ban đầu. Sau khi nền đạt được độ lún cố kết yêu
cầu, vật liệu gia tải trước này sẽ được dỡ đi để tạo mặt bằng thi công các kết cấu cơng trình
khác.
Khi đắp trên nền đất tốt thì độ ổn định của đất đắp quyết định bởi loại vật liệu và kỹ thuật
đầm chặt. Tuy nhiên, khi đất đắp nằm trên nền đất yếu thì độ ổn định và mức độ biến dạng
của chúng không chỉ phụ thuộc vào chất lượng đắp mà phụ thuộc chủ yếu vào loại đất yếu.
Do đó, việc nghiên cứu các tính chất cơ lý của nền đất yếu là đặc biệt quan trọng trong việc
tính tốn ổn định của các cơng trình xây dựng trên nền đất yếu.
1.2 Sức kháng cắt của đất yếu
Khi xây dựng cơng trình đắp trên nền đất yếu, ứng xử thốt nước hay khơng thốt nước
của đất nền sẽ ảnh hưởng tới sức kháng cắt của chúng. Trong điều kiện thốt nước, sự thay

đổi của tải trọng khơng phải là nguyên nhân làm thay đổi áp lực nước lỗ rỗng, bởi nước có thể
vào hoặc ra khỏi các lỗ rỗng dễ dàng khi thể tích của các lỗ rỗng tăng hay giảm với sự thay
đổi của tải trọng. Trong điều kiện khơng thốt nước, sự thay đổi của tải trọng làm thay đổi áp
lực nước lỗ rỗng, bởi nước không thể ra vào các lỗ rỗng khi phản ứng với tải trọng.
Như vậy, khi tải trọng đắp gia tăng đủ chậm để áp lực nước lỗ rỗng tiêu tán hồn tồn thì
đất nền sẽ ứng xử ở điều kiện thốt nước và được tính tốn với sức kháng cắt thoát nước.
Ngược lại, đất nền sẽ ứng xử ở điều kiện khơng thốt nước với sức kháng cắt khơng thoát
nước. Quan hệ giữa sức kháng cắt τ với ứng suất có hiệu σ’ có thể diễn tả bằng đường bao
ứng suất có hiệu Mohr – Coulomb theo cơng thức sau:
τ = c’ + σ’tanφ’
(1.1)
Trong đó: c’:lực dính có hiệu ; φ’: góc ma sát có hiệu
Khi đất nền ứng xử trong điều kiện khơng thốt nước, đường bao ứng suất tổng là nằm
ngang, sức kháng cắt là hằng số và không phụ thuộc vào độ lớn của ứng suất tổng, khi đó lực
dính tổng c chính bằng sức kháng cắt khơng thốt nước Su và góc ma sát tổng φu = 0.
1.3 Ổn định trượt sâu của cơng trình đắp gia tải trước
Các dạng mất ổn định trượt sâu của cơng trình đắp
Các cơng trình đắp nói chung khi xây dựng trên nền đất yếu có thể mất ổn định theo các
mặt trượt khác nhau mà phổ biến hơn cả là mặt trượt cung tròn.
Các dạng trượt cung tròn được thể hiện trên Hình 1.1, bao gồm:
2


- Trượt cung tròn lưng dốc: thường xảy ra ở chỗ đất bất đồng nhất, đáy cung trượt thường
nằm trên mặt một lớp đất cứng hơn.
- Trượt cung tròn chân dốc: thường xảy ra đối với cơng trình đắp trên nền đất khơng chịu nén.
- Trượt cung trịn sâu: đây là trường hợp thường gặp nhất đối cơng trình đắp gia tải trước trên
nền đất yếu chịu nén.

1

1. Trượt lưng dốc
2. Trượt chân dốc

2

3. Trượt cung trịn sâu

3
Hình 1.1: Các dạng cung trượt trịn
Trong q trình đắp gia tải trước trên nền đất yếu, dạng cung trượt tròn lưng dốc có thể
xảy ra khi mái dốc của khối đắp lớn và cung trượt thường nằm trên lớp vật liệu được đầm
chặt, mục đích của lớp vật liệu này là làm nền, móng cho các kết cấu xây dựng sau khi dỡ tải.
Dạng trượt cung trịn chân dốc có thể xảy ra khi đắp với tốc độ quá nhanh, đất nền không kịp
cố kết. Một số dấu hiệu nhận biết công trình mất ổn định theo dạng cung trượt sâu như sau:
Phía đỉnh mái dốc xuất hiện các vết nứt do lực đất kéo xuống; xuất hiện một khoảng trống
phía đỉnh khối trượt; xuất hiện khối trồi phía chân khối trượt.
Giải pháp khắc phục
Để đảm bảo ổn định cho cơng trình thì sức kháng cắt của đất nền phải lớn hơn sức kháng
cắt yêu cầu để duy trì cân bằng. Do đó, việc tìm hiểu các ngun nhân làm giảm sức kháng
cắt của đất cũng như đưa ra các giải pháp khắc phục là cần thiết.
Một số tác động có thể dẫn tới giảm sức kháng cắt của đất như:
- Gia tăng áp lực nước lỗ rỗng: sự gia tăng cao độ của mực nước ngầm bởi quá trình mưa lớn
kéo dài, tốc độ đắp gia tải quá nhanh và ảnh hưởng của tải trọng chu kỳ làm phá vỡ liên kết
giữa các hạt đất là các nguyên nhân chính làm gia tăng áp lực nước lỗ rỗng dẫn đến giảm ứng
suất có hiệu.
- Xuất hiện các vết nứt gần đỉnh mái dốc: các vết nứt xuất hiện là kết quả của áp lực tác dụng
lên đất nền vượt quá khả năng chịu kéo của chúng, điều này dẫn đến mất toàn bộ sức kháng
cắt của đất trong khu vực xuất hiện vết nứt.
Để tránh những tác động có thể xảy ra như trên cần sử dụng các vật liệu gia tải có khả

năng thốt nước tốt, bổ sung các giếng bơm hỗ trợ cũng như xem xét chiều cao đắp hợp lý để
đảm bảo ổn định cho cơng trình. Một số giải pháp hỗ trợ sau cũng thường được sử dụng để
tăng ổn định cho cơng trình đắp, bao gồm:
- Sử dụng vải địa, lưới địa kỹ thuật gia cường: các vật liệu gia cường này thường đặt dưới
khối đắp nhằm tăng ổn định cho cơng trình nhờ lực neo giữ của chúng (Hình 1.2).
- Sử dụng cột xi măng đất (CDM): các cột xi măng đất có sức kháng cắt khơng thốt
nước lớn, thường được thiết kế gấp khoảng 10 lần sức kháng cắt của đất nền, được bố trí
tại khu vực chân mái dốc gia tải, nhờ vậy sẽ làm tăng ổn định mái dốc khi các cung trượt
cắt qua khu vực này (Hình 1.3).
- Dùng bệ phản áp: phương án này thường được sử dụng khi có không gian đất ở xung
quanh khu vực đắp gia tải. Bệ phản áp đắp ngay bên cạnh mái dốc và trải hết phạm vi của
cung có nguy cơ trượt. Bệ phản áp thường chỉ là khối đắp tạm thời và sẽ được dỡ bỏ sau
3


khi hồn thành cơng tác gia tải hoặc khi sức kháng cắt của đất nền gia tăng vượt qua nguy
cơ trượt (Hình 1.4).
Các giải pháp trên đều mang lại hiệu quả cao cho ổn định của cơng trình, tuy nhiên chi
phí xây dựng cũng tăng cao. Đối với cơng trình đắp gia tải để xử lý nền, nếu khơng có yêu
cầu về tiến độ, giải pháp tốt hơn cả là tiến hành đắp theo từng giai đoạn nhằm mục đích chờ
cho đất nền cố kết một phần để tăng giá trị sức kháng cắt khơng thốt nước, sau đó mới tiến
hành cho các giai đoạn đắp tiếp theo.

Vải ĐKT gia cường

Hình 1.2: Tăng ổn định trượt sâu bằng vải địa kỹ thuật gia cường

Cột xi măng đất

Hình 1.3: Tăng ổn định trượt sâu bằng cột xi măng đất

Bệ phản áp

Hình 1.4: Tăng ổn định trượt sâu bằng bệ phản áp
Các phương pháp phân tích ổn định trượt sâu
Trên cơ sở ứng xử của đất nền như đề cập ở trên, các phương pháp phân tích ổn định
trượt sâu của cơng trình đắp gia tải trước trên nền đất yếu sẽ bao gồm:
• Phương pháp phân tích theo ứng suất tổng: phương pháp này dựa vào sức kháng cắt
khơng thốt nước để phân tích ổn định cho giai đoạn đắp đầu tiên. Trong các giai đoạn
đắp tiếp theo, độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước sẽ được dự báo và sử dụng để
phân tích ổn định. Một số phương pháp phân tích theo ứng suất tổng thường sử dụng:
- Phương pháp phân tích sử dụng cơng thức kinh nghiệm.
- Phương pháp phân tích dựa trên các tốn đồ lập sẵn.
- Phương pháp giải tích dựa trên phương trình cân bằng lực và mô men đối với tâm trượt
để xác định hệ số an tồn.
•

Phương pháp phân tích theo ứng suất có hiệu: phương pháp này dựa vào các số liệu quan
trắc áp lực nước lỗ rỗng tại hiện trường để xác định ứng suất có hiệu, làm cơ sở phân tích
ổn định. Các thơng số sức kháng cắt có hiệu c’ và φ’ sẽ được lấy từ thí nghiệm nén 3 trục
trong phịng thí nghiệm. Một số phương pháp phân tích theo ứng suất có hiệu:
4


- Phương pháp phân tích dựa trên các tốn đồ lập sẵn.
- Phương pháp giải tích.
- Phương pháp phần tử hữu hạn (FEM).
Ngoài các phương pháp trên, phương pháp phân tích ổn định dựa trên đồ thị lập sẵn của
Wakita & Matsuo cũng thường được sử dụng để xác định hệ số an toàn. Hệ số an toàn thu
được từ phương pháp này dựa vào kết quả quan trắc chuyển vị ngang và chuyển vị đứng (độ

lún) tại hiện trường.
1.4 Một số sự cố mất ổn định cơng trình tiêu biểu
Các sự cố mất ổn định cơng trình thường gây hậu quả rất nghiêm trọng, gây thiệt hại lớn
về kinh tế. Phần lớn các sự cố là do chủ quan của người thiết kế và Nhà thầu không lường hết
được những rủi ro có thể xảy ra khi thi cơng. Một số cơng trình đã bị mất ổn định trượt có thể
kể đến như:
• Kè bảo vệ bờ cảng Năm Căn - Cà Mau: Ngày 11/09/2002, tại khu vực kè bảo vệ bờ Cảng Năm Căn đã xảy ra hiện tượng sạt lở nghiêm trọng. Nguyên nhân xảy ra hiện tượng
trên là do:
- Mái dốc kè lớn, khối đá đắp trên mái dốc quá nặng
- Phía đỉnh kè đang được san lấp tạo bãi
- Mưa lớn kéo dài làm tăng mực nước ngầm trong bãi
- Tác động của dòng chảy gây xói lở chân kè
•

Cảng Interflour: Ngày 15/05/2008, trong q trình thi cơng san lấp xử lý nền, tại khu vực
tiếp giáp với bờ sông đã xảy ra hiện tượng mất ổn định. Tồn bộ các cơng trình tạm phục
vụ cho thi công đã bị trượt theo khối cát gia tải ra phía sơng. Ngun nhân của hiện tượng
này là do lớp cát sạch thốt nước khơng đảm bảo chất lượng, do đó khi chất tải áp lực
nước lỗ rỗng tăng lên quá cao gây mất ổn định cho công trình.

1.5 Nhận xét
Việc đảm bảo ổn định trượt sâu cho cơng trình đắp trên nền đất yếu cần phải được quan
tâm đúng mức, đặc biệt là khâu thiết kế. Công tác quan trắc hiện trường trong q trình thi
cơng đắp gia tải trước là cần thiết để có thể kiểm sốt ổn định của cơng trình cũng như cung
cấp thêm các số liệu phục vụ cho cơng tác phân tích ổn định.
Do đất yếu thường có hệ số thấm thấp nên ứng xử của đất nền sau mỗi lần đắp là khơng
thốt nước và thường được phân tích theo ứng suất tổng. Ngồi ra, các phân tích theo ứng suất
có hiệu cũng nên được thực hiện để so sánh với kết quả phân tích theo ứng suất tổng, đặc biệt
là khi có kết quả quan trắc áp lực nước lỗ rỗng tại hiện trường.
Sức kháng cắt và độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước trong q trình đắp gia tải

cần phải được nghiên cứu bởi chúng quyết định tới chiều cao đắp ban đầu cũng như thời gian
và chiều cao đắp cho các giai đoạn tiếp theo.

5


CHƯƠNG 2: PHƯƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH VÀ DỰ BÁO ĐỘ GIA TĂNG
SỨC KHÁNG CẮT KHƠNG THỐT NƯỚC
2.1 Các phương pháp xác định sức kháng cắt khơng thốt nước
Trong q trình phân tích ổn định trượt sâu của cơng trình đắp gia tải trên nền đất yếu, sức
kháng cắt khơng thốt nước Su là một thông số quan trọng cần phải được xem xét.
Sức kháng cắt khơng thốt nước có thể được xác định từ các kết quả thí nghiệm trong
phịng hoặc hiện trường. Các thí nghiệm hiện trường thường sử dụng:
- Thí nghiệm cắt cánh hiện trường (VST)
- Thí nghiệm xuyên tĩnh (CPT) hoặc xuyên tĩnh điện (CPTu)
- Thí nghiệm xun tiêu chuẩn (SPT)
Các thí nghiệm trong phịng sử dụng để xác định trực tiếp Su:
- Thí nghiệm nén 3 trục theo sơ đồ UU
- Thí nghiệm nén nở hơng (UCT)
- Thí nghiệm cắt trực tiếp (DST)
Giá trị Su cũng có thể được xác định gián tiếp từ kết quả của các thí nghiệm trong phịng
bởi việc sử dụng một số công thức kinh nghiệm.
2.1.1 Phương pháp xác định Su từ các thí nghiệm hiện trường
• Phương pháp xác định Su từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường
Trong thí nghiệm cắt cánh hiện trường, sức kháng cắt khơng thốt nước sẽ được xác định
dựa vào moment cắt đo được và phụ thuộc vào kích thước cánh của lưỡi cắt chữ thập.
Sức kháng cắt khơng thốt nước được tính tốn trên cơ sở giả định rằng sức kháng cắt là
đồng nhất trên toàn bộ bề mặt cắt (trên cạnh, đỉnh và đáy của lưỡi cắt). Sức kháng cắt khơng
thốt nước SuVST được xác định theo công thức:
(2.1)

S u VST = T .K
Trong đó: T: mơ men cần thiết để cắt đất; K: hệ số phụ thuộc vào kích thước và hình
6
dạng của lưỡi cắt, K =
; D: đường kính lưỡi cắt.
7πD 3
Giá trị Su hiệu chỉnh sử dụng cho tính tốn thiết kế:
Su = µ.SuVST
Trong đó: µ là hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào chỉ số dẻo của đất dính PI (Ip), tra theo
⎛ PI ⎞
Hình 2.1 hoặc sử dụng cơng thức: µ = 1 − 0,5 log⎜ ⎟ cho đất sét có PI = 20 ÷ 80%.
⎝ 20 ⎠

(

)

Hình 2.1: Đồ thị xác định hệ số hiệu chỉnh µ, Bjerrum (1972)
6


Trên cơ sở nghiên cứu hình dạng phá hoại thực tế của cơng trình đắp, Azzouz et al.
(1983) đã đưa ra hệ số hiệu chỉnh µ cho thí nghiệm cắt cánh hiện trường thấp hơn đề xuất của
Bjerrum (1972) khoảng 10% như thể hiện trên Hình 2.2.

Hình 2.2: Hệ số hiệu chỉnh µ, Bjerrum (1972) và Azzouz et al. (1983)
Từ kết quả nghiên cứu cho loại đất yếu cố kết thường (NC) và cố kết trước nhẹ, Larsson
et al. (1984) đề xuất cơng thức xác định hệ số µ theo giới hạn chảy wL (LL) như thể hiện trên
Hình 2.3.

Hình 2.3: H s hiu chnh à, Larsson et al. (1984)
ã

Phng pháp xác định Su từ thí nghiệm xuyên tĩnh điện
Giá trị Su được xác định từ thí nghiệm xuyên tĩnh điện theo công thức:
q −σ
q − σ v0
Su = t
hoặc S u = c * v 0
(2.2)
N kt
Nk
Trong đó: σv0 : ứng suất tổng; qc, qt : sức kháng mũi, sức kháng mũi hiệu chỉnh; N*k,
Nkt : hệ số mũi xuyên, hệ số mũi xuyên hiệu chỉnh.
qt = qc + u(1-a)
(2.3)
u : áp lực nước lỗ rỗng; a: tỉ số diện tích.
Giá trị Nkt, N*k sẽ được xác định dựa theo sức kháng cắt khơng thốt nước hiệu chỉnh Su
thu được từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường.
Lunne & Klevan (1982) đã nghiên cứu sự thay đổi của hệ số mũi xuyên N*k với các giá
trị PI khác nhau như thể hiện trên Hình 2.4. Kết quả nghiên cứu cho thấy giá trị N*k = 14 ± 5
với bất kỳ giá trị PI nào.

7


Hình 2.4: Đồ thị quan hệ giữa N*k và PI, Lunne & Klevan (1982)
•

Phương pháp xác định Su từ thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn

Terzaghi (1996) đã thiết lập tương quan giữa Su/N với chỉ số dẻo PI như thể hiện trên
Hình 2.5. Từ biểu đồ quan hệ này có thể ước lượng được sức kháng cắt Su trên cơ sở số nhát
búa N thu được tại hiện trường.

Hình 2.5: Đồ thị quan hệ giữa Su/N và PI, Terzaghi (1996)

2.1.2 Phương pháp xác định Su từ các thí nghiệm trong phịng
Xác định Su từ thí nghiệm 3 trục theo sơ đồ UU
Thí nghiệm theo sơ đồ khơng cố kết, khơng thốt nước (UU) là thơng dụng nhất trong thí
nghiệm nén 3 trục, kết quả sức kháng cắt thu được là ở trạng thái ứng suất tổng.
Kết quả thí nghiệm được thể hiện dưới dạng 2 biểu đồ sau:
- Biểu đồ quan hệ giữa ứng suất lệch q = σ1-σ3 với biến dạng của các mẫu đất ε, giá trị
lớn nhất của q trên đường cong sẽ thu được các cặp giá trị (σ1,σ3) tương ứng và được sử
dụng để vẽ vòng trịn Mohr (σ1 là ứng suất chính thẳng đứng và σ3 là áp lực buồng nén).
- Biểu đồ sức kháng cắt τ – áp lực pháp tuyến σ, thể hiện quan hệ Coulomb qua các vòng
tròn Mohr.

8


Kết quả thí nghiệm theo sơ đồ này sử dụng cho đất dính thường cung cấp 2 thơng số cUU
và φUU. Cho đất dính thuần túy và bão hịa nước: φUU = 0, cUU = Su, các còng tròn Mohr sẽ có
kích thước bằng nhau và đường quan hệ Coulomb sẽ nằm ngang.

Xác định Su từ thí nghiệm nén nở hơng (UCT)
Thí nghiệm nén nở hơng là một phương pháp đơn giản để xác định sức kháng cắt của đất
dính. Nguyên lý của thí nghiệm là nén một mẫu đất có chiều cao bằng 2 lần đường kính, với
áp lực nén thẳng đứng và để mẫu đất nở hông tự do cho đến khi phá hỏng. Sức kháng cắt
q
khơng thốt nước đựợc xác định theo công thức: S u = u

2
Xác định Su từ thí nghiệm cắt trực tiếp (DST)
Giá trị sức kháng cắt khơng thốt nước cũng có thể được xác định từ thí nghiệm cắt trực
tiếp với sơ đồ cắt nhanh. Kết quả thu được từ thí nghiệm DST sẽ được thể hiện dưới dạng 2
biểu đồ:
- Biểu đồ biến thiên sức kháng cắt τ theo độ chuyển vị ε ở từng cấp áp lực σ, sức kháng
cắt sẽ được lấy từ giá trị lớn nhất trên đường cong này.
- Biểu đồ đường Coulomb thể hiện mối quan hệ τ-σ .
Số lượng mẫu tối thiểu cho thí nghiệm cắt trực tiếp là 3 mẫu, đường Coulomb được xác
định theo phương pháp bình phương cực tiểu. Với sơ đồ cắt nhanh cho đất dính thuần túy, bão
hịa nước thì đường Coulomb cũng nằm ngang với φ = φUU = 0 và c = cUU = Su.
2.1.3 Phương pháp xác định gián tiếp Su từ các công thức kinh nghiệm
Một số công thức kinh nghiệm sử dụng để ước lượng sức kháng cắt khơng thốt nước Su
từ các kết quả thí nghiệm trong phịng, bao gồm:
- Cơng thức Skemton (1957):
Su = (0,11 + 0,0037PI) σ’v
(2.4)
Trong đó: PI: chỉ số dẻo; σ’v: ứng suất có hiệu theo phương thẳng đứng
- Cơng thức của Jamiolkowski (1985):
Su = [0,23(OCR)0,8]σ’v
(2.5)
Trong đó: OCR là hệ số tiền cố kết
- Công thức của Mesri (1989):
Su = 0,22σ’p
(2.6)
Trong đó: σ’p là áp lực tiền cố kết
- Cơng thức SHANSEP (bởi Ladd, 1991):
(2.7)
S u = Sσ ' v (OCR ) m
Trong đó: S, m là các hệ số, S = 0,22 ± 0,03 và m = 0,8 ± 0,1 cho đất sét cố kết thường

Trong các công thức trên, công thức SHANSEP, bởi Ladd (1991) là tổng quát hơn các
công thức đề xuất bởi Jamiolkowski và Mesri, hiện nay công thức này được dùng khá phổ
biến trên thế giới.
2.2 Các phương pháp dự báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước
Độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước có thể được dự báo theo các phương pháp:
- Phương pháp dựa vào các quan hệ kinh nghiệm
- Phương pháp dựa vào các thí nghiệm trong phịng

2.2.1 Độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước theo các quan hệ kinh nghiệm
Công thức SHANSEP, bởi Ladd (1991)
Sức kháng cắt khơng thốt nước của đất nền trong q trình đắp gia tải được dự báo theo
cơng thức:
9


Su
(2.8)
= S (OCR) m
σ 'v 0
Trong đó: S: hệ số chuẩn hóa sức kháng cắt khơng thốt nước cho trạng thái cố kết thường
(OCR = 1), S = Su/σ’v0 ; σ’v0 : ứng suất có hiệu ban đầu; m: hệ số xác định từ độ dốc của
đường quan hệ log(OCR) và log(Su/σ’v0); OCR: hệ số tiền cố kết, OCR = σ’p/σ’v0 ; σ’p: áp
lực tiền cố kết.
Giá trị của các hệ số S và m được Ladd (1991) tổng hợp từ kết quả nghiên cứu của
Koutsoftas và Ladd (1985) cho loại đất sét dẻo AGS (PI=43%, LI=0,6) và của Lefebvre et al.
(1983) cho đất sét ở James Bay (PI=13%, LI=1,9), các kết quả thể hiện trên Hình 2.6.

Hình 2.6: Đồ thị quan hệ OCR và Su/σ’vc, Ladd (1991)
TC, TE: lần lượt là thí nghiệm nén và kéo 3 trục
DSS: thí nghiệm cắt trực tiếp

Các trường hợp ứng suất có hiệu σ’v thu được trong quá trình gia tải như sau:
σ'
Su
- Khi σ’v = σ’v0 + ∆σ’v < σ’p thì:
(2.9)
= ( v )1−m
Su 0
σ 'v 0
S (σ 'v −σ ' p ) σ ' p 1−m
Su
(2.10)
- Khi σ’v0 < σ’p ≤ σ’v thì:
=
+(
)
Su 0
Su 0
σ 'v 0
Cơng thức Bergdahl et al. (1987)
Kết quả nghiên cứu trên đất bùn sét hữu cơ của Bergdahl et al. (1987) cho thấy sức kháng
cắt không thốt nước Su khơng chỉ thay đổi ở trạng thái quá cố kết (OC) mà còn ở trạng thái
cố kết thường (NC). Do đó, để diễn tả sự thay đổi của Su với ứng suất, đặc biệt ở trạng thái
NC, “mức độ ứng suất có hiệu” (ESL – Effective Stress Level) được định nghĩa như sau:
ESL = (σ’p)0/σ’v
(2.11)
Trong đó: (σ’p)0 là áp lực tiền cố kết ban đầu.
Công thức dự báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước theo ESL có dạng tương tự
như cơng thức SHANSEP:
Su
(2.12)

= K s = S ( ESL) mOC cho trường hợp ESL > 1
σ 'v
Su
(2.13)
= K s = S ( ESL) mNC cho trường hợp ESL ≤ 1
σ 'v
Trong đó: Ks: hệ số độ gia tăng sức kháng cắt; S: hệ số chuẩn hóa sức kháng cắt khơng thốt
10


nước cho trạng thái cố kết thường với ESL = 1; mOC: hệ số xác định từ độ dốc của đường
quan hệ log(ESL) và log(Su/σ’v) ở trạng thái OC (ESL > 1); mNC: hệ số xác định từ độ dốc
của đường quan hệ log(ESL) và log(Su/σ’v) ở trạng thái NC (ESL ≤ 1).

Hình 2.7: Đồ thị quan hệ Ks và ESL, Bergdahl et al., 1987
Đồ thị quan hệ giữa hệ số độ gia tăng sức kháng cắt Ks và ESL được thể hiện trên Hình
2.7. Các thơng số S, mOC và nOC ước lượng từ kết quả thí nghiệm trong phòng và hiện trường
11


cho đất than bùn và đất có chứa đá vơi ở Antoniny được thể hiện trên Hình 2.8.
Giá trị của thông số mOC thu được từ Bergdahl et al., 1987 tương tự như thông số m trong
công thức SHANSEP và đều nằm trong khoảng 0,8.
Hình 2.8 cho thấy, khi đất ở trạng thái NC, độ gia tăng sức kháng cắt theo ESL sẽ chậm
hơn ở trạng thái OC (do độ dốc của đồ thị quan hệ giữa τfu/σ’v và ESL ở trạng NC thoải hơn ở
trạng thái OC) và giá trị mNC = 0,2 ± 0,1.

Hình 2.8: Đồ thị quan hệ τfu/σ’v (hay Su/σ’v) và ESL, Bergdahl et al., 1987

Công thức trong 22 TCN 244-98

Độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước (∆Su) trong suốt q trình gia tải được tính
tốn ước lượng như sau:
∆Su = α.∆σ’v
(2.14)
Trong đó: α = tanφcu và ∆σ’v = U.∆σv ; U: mức độ cố kết; ∆σ’v: độ gia tăng ứng suất có
hiệu ; φcu: góc ma sát từ thí nghiệm nén 3 trục cố kết khơng thốt nước (CU).
2.2.2 Độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt nước từ kết quả nghiệm trong phịng
Quan hệ giữa sức kháng cắt khơng thốt nước và biến dạng của đất nền ở bên dưới và bên
ngoài phạm vi đặt tải trong q trình thi cơng có thể mơ phỏng từ các thí nghiệm trong phịng:
- Thí nghiệm 3 trục hoặc cắt trong mặt phẳng biến dạng nén cho khu vực nền đặt ngay
dưới phạm vi gia tải.
- Thí nghiệm cắt phẳng cho khu vực mặt phẳng cắt gần như nằm ngang, thường trong
phạm vi dưới mái dốc của khối đắp.
- Thí nghiệm 3 trục hoặc cắt trong mặt phẳng biến dạng kéo cho khu vực nền nằm
ngoài khu vực chân mái dốc gia tải.
Tuy nhiên, hầu hết các phịng thí nghiệm hiện nay khơng có thiết bị để thực hiện thí
nghiệm cắt trong mặt phẳng biến dạng, vì vậy để dự báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng
thốt nước trong phịng thí nghiệm người ta thường sử dụng các số liệu từ thí nghiệm CK0U
từ máy 3 trục cho tất cả các mặt phẳng phá hoại.
Khi sử dụng các thí nghiệm trên để dự báo độ gia tăng sức kháng cắt thì cần phải nắm rõ
lịch sử ứng suất ban đầu cũng như dự báo chính xác ứng suất thực tế trong tương lai để có thể
mơ phỏng.
12


Trên cơ sở đó, các thí nghiệm nên thực hiện trên các mẫu đất đại diện với các mức độ
ứng suất sẽ tác dụng trong tương lai. Thiết lập quan hệ ứng suất – sức kháng cắt ứng với các
mức độ ứng suất hiện tại và tương lai để ước lượng các thơng số sức kháng cắt khơng thốt
nước S và m.
Aas (1976) và Larsson (1984) đã đề xuất các công thức xác định độ gia tăng sức kháng

cắt không thốt nước cho mỗi vùng tính tốn như Hình 2.9.

Hình 2.9: Dự báo độ gia tăng sức kháng cắt bởi q trình cố kết, Larsson (1984)
σ’v:
ứng suất có hiệu tại điểm tính tốn trên cung trượt
(σ’v)0: ứng suất có hiệu ban đầu
∆σ’v:
độ gia tăng ứng suất có hiệu tại vị trí phân tích trên cung trượt
(σ’p)0: áp lực tiền cố kết ban đầu
∆σ’p:
độ giảm áp lực tiền cố kết bởi độ gia tăng ứng suất có hiệu
sức kháng cắt ban đầu
τfu:
∆τfu:
độ gia tăng sức kháng cắt

2.3 Nhận xét
Các phương pháp xác định sức kháng cắt khơng thốt nước Su ở trên cho thấy các yếu tố
chính ảnh hưởng tới Su, bao gồm:
- Lịch sử ứng suất của đất
- Ứng suất tác dụng trong quá trình cắt
- Ảnh hưởng của quá trình phá hoại và mặt phẳng phá hoại tương ứng
- Ảnh hưởng của tốc độ cắt
- Ảnh hưởng của mức độ xáo động của mẫu
Trong thực tế tính tốn thiết kế, giá trị sức kháng cắt khơng thốt nước thường được xác
định từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường. Các phương pháp còn lại chỉ dùng để so sánh, kiểm
chứng kết quả thu được.
Hệ số hiệu chỉnh µ trong thí nghiệm cắt cánh hiện trường được đề nghị dựa trên kinh
nghiệm nghiên cứu của các tác giả và là giá trị trung bình của các số liệu thu thập được. Nếu
có bất kỳ nghi ngờ nào về giá trị của hệ số hiệu chỉnh đối với một loại đất nghiên cứu thì thí

nghiệm cắt cánh hiện trường nên được hiệu chỉnh lại từ kết quả nén 3 trục và cắt trực tiếp.
Trong các phương pháp dự báo độ gia tăng sức kháng cắt, phương pháp dự báo theo 22
TCN 244-98 thường được sử dụng hơn bởi chỉ cần kết quả của φcu thu được trong phịng thí
nghiệm. Các cơng thức SHANSEP, Ladd (1991) và Bergdahl et al. (1987) khi sử dụng phải
lưu ý đến sự thay đổi của ứng suất có hiệu σ’v do q trình cố kết với áp lực tiền cố kết σ’p bởi
sự thay đổi này sẽ quyết định tới công thức dự báo độ gia tăng sức kháng cắt khơng thốt
nước Su.
Các kết quả dự báo theo lý thuyết nên được so sánh, kiểm chứng với các kết quả thu được
từ thí nghiệm hiện trường, bao gồm các thí nghiệm cắt cánh hiện trường và xuyên tĩnh điện
CPTu được thực hiện trong một số giai đoạn đắp.
13


CHƯƠNG 3: CÁC PHƯƠNG PHÁP PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH TRƯỢT
SÂU CỦA CƠNG TRÌNH ĐẮP GIA TẢI TRƯỚC TRÊN NỀN ĐẤT YẾU
Khi phân tích ổn định trượt sâu của cơng trình đắp gia tải trên nền đất yếu, các phương
pháp thường được sử dụng hiện nay để xác định hệ số an tồn bao gồm:
• Phương pháp ứng suất tổng: phương pháp này sử dụng các thông số sức kháng cắt khơng
thốt nước của đất nền. Các phương pháp thường sử dụng theo dạng phân tích này:
- Phương pháp ước lượng chiều cao an toàn của khối đắp: chiều cao an tồn của khối đắp
được ước lượng theo cơng thức của Terzaghi (1956) hay sử dụng toán đồ Taylor (1956).
- Phương pháp xác định hệ số an tồn từ các tốn đồ lập sẵn của Janbu (1968).
- Phương pháp phân tích xác định hệ số an toàn theo phương pháp giải tích (phương pháp
phân mảnh cổ điển).
• Phương pháp ứng suất có hiệu: phương pháp này sử dụng các thơng số sức kháng cắt có
hiệu. Các phương pháp thường sử dụng theo dạng phân tích này:
- Phương pháp xác định hệ số an tồn từ các tốn đồ lập sẵn của Cousins (1978).
- Phương pháp giải tích: sử dụng các kết quả quan trắc áp lực nước lỗ rỗng tại hiện trường để
xác định ứng suất có hiệu, các thơng số sức kháng cắt khơng thốt nước c’ và φ’ lấy từ thí
nghiệm nén 3 trục.

- Phương pháp phần tử hữu hạn (FEM): sử dụng phần mềm Plaxis để phân tích ổn định cho
từng bước thi cơng.
- Phương pháp phân tích ổn định theo đồ thị Wakita & Matsuo (1994): phương pháp này sử
dụng các kết quả quan trắc chuyển vị ngang và chuyển vị đứng tại hiện trường, kết quả sẽ
được đưa vào đồ thị để xác định hệ số an tồn.

3.1 Phương pháp phân tích ổn định theo ứng suất tổng
3.1.1 Phương pháp ước lượng chiều cao đắp an tồn (Hs)
Ước lượng Hs theo cơng thức Terzaghi (1956)
Terzaghi (1956) đề xuất công thức xác định chiều cao tối đa của khối đắp trên nền đất
yếu ứng với hệ số an toàn yêu cầu (chiều cao đắp an toàn) như sau:
N S
Hs = c u
(3.1)
Fs γ e
Trong đó: Hs: chiều cao an toàn của khối đắp (m); Nc: hệ số ổn định; Su: sức kháng cắt
khơng thốt nước của đất nền (kN/m2); Fs: hệ số an toàn yêu cầu; γe: dung trọng của đất đắp
(kN/m3). Đối với mặt trượt tròn, hệ số ổn định Nc = 5,52 trên cơ sở thừa nhận khơng có sức
kháng cắt trong khối đắp.
Ước lượng Hs từ toán đồ Taylor (1956)
Toán đồ sử dụng để xác định chiều cao an toàn của khối đắp theo Taylor (1956) được
thể hiện trên Hình 3.1.
Chiều cao an tồn của khối đắp Hs được xác định theo công thức:
Su
(3.2)
Hs =
Fs N T γ e
Trong đó: Su: sức kháng cắt khơng thốt nước trung bình của đất nền; NT: hệ số ổn định
phụ thuộc vào D, M và β ứng với vị trí cung trượt đang xét; Fs: hệ số an toàn yêu cầu; γe:
dung trọng của đất đắp.

14


Hình 3.1: Tốn đồ phân tích ổn định mái dốc theo Taylor (1956)
β:
H:
D:
M:

góc nghiêng của khối đắp
chiều cao khối đắp
tỉ số giữa chiều sâu cung trượt với chiều cao khối đắp
tỉ số giữa khoảng cách từ vị trí cung trượt tại mặt đất đến chân mái dốc của khối
đắp với chiều cao khối đắp.

3.1.2 Phương pháp xác định hệ số an tồn từ tốn đồ Janbu (1968)
Tốn đồ Janbu sử dụng để phân tích ổn định khối đắp được thể hiện trên Hình 3.2. Tốn
đồ này sử dụng để xác định hệ số an toàn trên cơ sở giả thiết đỉnh mái dốc nằm ngang và đất
nền là đồng nhất.
Trình tự xác định hệ số an toàn được thực hiện như sau:
- Phán đốn vị trí cung trượt:
+ Với điều kiện đất nền đồng nhất, cung trượt có thể đi qua chân mái dốc nếu độ dốc lớn
hơn 1:1 và có thể đi xuống sâu hơn nếu mái dốc thoải hơn.
+ Nếu có nước phía bên ngồi mái dốc thì cung trượt tới hạn có thể nằm phía trên mực
nước.
+ Nếu có một lớp đất yếu hơn lớp đất phía trên nó, cung trượt tới hạn có thể kéo tới lớp đất
yếu hơn.
+ Nếu có một lớp đất tốt hơn lớp đất phía trên nó thì cung trượt tới hạn có thể tiếp tuyến
với lớp đất tốt hơn.

- Tính tốn hệ số độ sâu d theo cơng thức:
D
d=
(3.3)
H
Trong đó: D: độ sâu từ chân mái dốc tới điểm thấp nhất trên cung trượt; H: chiều cao của
khối đắp. Nếu cung trượt khơng vượt qua điểm dưới chân khối đắp thì d = 0.
- Xác định tâm trượt ứng với độ sâu giả thiết ban đầu, sử dụng đồ thị phía dưới của Hình 3.2
và vẽ cung truợt trên mặt cắt ngang của mái dốc.
- Xác định sức kháng cắt trung bình Suav trên cung trượt theo cơng thức:

15


S uav =

∑δ S
∑δ
i

ui

(3.4)

i

Trong đó: δi: góc ở tâm của cung tròn trong vùng của lớp I; Sui: sức kháng cắt trung bình
của lớp i.
- Tính trị số Pd theo cơng thức:
γH + q − γ w H w

Pd =
(3.5)

µ q µ w µt

Trong đó: γ: dung trọng trung bình của đất đắp; H: chiều cao khối đắp; q: hoạt tải tác
dụng phía trên khối đắp; γw: dung trọng nước; Hw: chiều cao mực nước phía trên chân
mái dốc; µq, µw, µt: các hệ số hiệu chỉnh, khi khơng có hoạt tải trên khối đắp µq = 1,
khơng có độ chênh mực nước giữa trong và ngồi khối đắp µw = 1 và khi không xuất hiện
vết nứt trên đỉnh khối đắp µt = 1.
- Sử dụng tốn đồ phía trên của Hình 3.2 để xác định N0 tùy thuộc vào góc nghiêng của mái
dốc β và hệ số độ sâu d.

Hình 3.2: Tốn đồ Janbu (1968) cho đất dính
- Tính tốn hệ số an tồn:
16


N0c
(3.6)
Pd
Toán đồ Janbu (1968) cũng cho phép xác định kiểu cung trượt có thể xảy ra:
Khi β > 530: cung trượt tới hạn sẽ là cung trượt chân dốc
Khi β ≤ 530: cung trượt tới hạn có thể là một trong ba loại kiểu trượt: lưng dốc, chân dốc
và giữa mái.
Fs =

3.1.3 Xác định hệ số an toàn theo phương pháp giải tích
Phương pháp giải tích xác định hệ số an tồn trượt sâu dựa trên phương trình cân bằng
mơ men đối với tâm trượt. Các giá trị của mô men gây trượt và mô men giữ sẽ được xác định

từ các mảnh chia theo phương pháp phân mảnh cổ điển.
Sơ đồ phân tích ổn định được thể hiện trên Hình 3.3.

Hình 3.3: Sơ đồ phân tích ổn định mái dốc
Mơ men gây trượt có thể được xác định theo công thức:
(3.7)
M d = ∑ Wi ai = r ∑ Wi sin α i
Trong đó: Wi: trọng lượng của mảnh chia thứ I; ai: khoảng cách theo phương ngang từ
tâm trượt tới tới trọng tâm mảnh chia thứ I; r: bán kính cung trượt.
Mơ men giữ được xác định dựa trên sức kháng cắt tại đáy của các mảnh chia:
(3.8)
M r = ∑ rS i = r ∑ si ∆li
Trong đó: Si: lực cắt của đất nền tại đáy của mảnh chia thứ I; si: sức kháng cắt trung
bình tại đáy của mảnh chia thứ I; li: chiều dài tại đáy của mảnh chia thứ i.
Hệ số an toàn được xác định:
M
∑ s i ∆l i
(3.9)
Fs = r =
M d ∑Wi sin α i
Trong công thức trên, mỗi số hạng sẽ mang giá trị của từng mảnh chia riêng rẽ và ký
hiệu tổng là để biểu diễn cho tất cả các mảnh chia. Do vậy, có thể viết lại như sau:
∑ s∆l
Fs =
(3.10)
∑W sin α
Khi phân tích theo ứng suất có hiệu, sức kháng cắt được biểu diễn dưới dạng:
τ = c’ + σ’.tanφ’
Do đó, cơng thức (3.2) sẽ được viết lại như sau:
∑ (c'+σ ' tan φ ' )∆l

Fs =
(3.11)
∑W sin α

17


Giá trị ứng suất có hiệu σ’ sẽ được xác định bởi ứng suất pháp N tác dụng tại đáy mỗi
mảnh chia. Có nhiều phương pháp xác định N như phương pháp Ordinary, Bishop…, dưới
đây sẽ giới thiệu phương pháp thường được sử dụng là phương pháp Bishop đơn giản hóa.
Phương pháp Bishop đơn giản hóa thừa nhận lực tác dụng giữa các mảnh chia chỉ có lực
ngang, khơng có lực cắt giữa các mảnh chia. Các lực tác dụng lên mỗi mảnh chia được thể
hiện trên Hình 3.4.

Hình 3.4: Các lực tác dụng lên một mảnh chia
Phương trình cân bằng lực theo phương đứng được viết như sau:
N.cosα + S.sinα - W = 0
(3.12)
Lực cắt S được biểu diễn theo hệ số ổn định Fs như sau:
s∆l 1
(3.13)
S=
= [c' ∆l + ( N − u∆l ) tan φ ' ]
Fs
Fs
Từ cơng thức (3.5) và (3.6), ta có:
W − (1 / Fs )(c' ∆l − u∆l tan φ ' ) sin α
(3.14)
N=
cos α + (sin α tan φ ' ) / Fs

Ứng suất có hiệu tại đáy mỗi mảnh chia được xác định theo công thức:
N
σ '= − u
(3.15)
∆l
Thay công thức (3.7) vào (3.8) rồi thay vào công thức (3.4), hệ số an tồn sẽ được xác định
theo cơng thức:
c' ∆l cos α + (W − u∆l cos α ) tan φ '
∑ cosα + (sin α tan φ ' ) / F
s
Fs =
(3.16)
∑W sin α
Khi phân tích ổn định theo ứng suất tổng, hệ số an tồn có thể thu được bằng cách thay
các thơng số kháng cắt có hiệu (c’ và φ’) thành các thông số kháng cắt của ứng suất tổng
tương ứng (c và φ) và cho áp lực nước lỗ rỗng u = 0. Công thức xác định hệ số an toàn theo
ứng suất tổng theo phương pháp Bishop đơn giản hóa như sau:
c∆l cos α + W tan φ
∑ cosα + (sin α tan φ ) / F
s
Fs =
(3.17)
∑W sin α
3.2 Phương pháp phân tích ổn định theo ứng suất có hiệu
3.2.1 Phương pháp xác định hệ số an tồn từ tốn đồ Cousins (1978)
Tốn đồ Cousins sử dụng để phân tích ổn định của cơng trình đắp trên nền đất yếu theo
ứng suất có hiệu khi biết được điều kiện áp lực nước lỗ rỗng trong cơng trình đắp và được thể
hiện trên Hình 3.5. Toán đồ này cũng được thiết lập trên cơ sở giả thiết đỉnh mái dốc nằm
ngang và đất nền là đồng nhất.

18


Hình 3.5: Hệ số ổn định NF, Cousins (1978)
β:
góc nghiêng của mái dốc
H:
chiều cao mái dốc
D:
tỉ số giữa chiều sâu cung trượt với chiều cao khối đắp
λcφ, ru: thông số không thứ nguyên và tỉ số áp lực nước lỗ rỗng, xác định theo các
công thức sau:
u
tan φ '
(3.18)
và ru =
λcφ =
γh
c' /(γ e H )
φ’:
góc ma sát có hiệu của đất nền
c’:
lực dính có hiệu của đất nền
u:
áp lực nước lỗ rỗng tại điểm cần xác định trên cung trượt
h:
độ sâu từ điểm xác định u tới mặt đất
γ:
dung trọng trung bình của khối đất phía trên điểm xác định u.
Hệ số an tồn được xác định theo cơng thức sau:

c'
Fs = N F
(3.19)
γ eH
Trong đó: Fs: hệ số an toàn yêu cầu; NF: hệ số ổn định phụ thuộc vào D, β, ru ứng với vị
trí cung trượt đang xét; γe: dung trọng của đất đắp.
Trong trường hợp tỉ số áp lực nước lỗ rỗng ru > 0,5, hệ số ổn định NF có thể xác định
bằng cách sử dụng thông số không thứ nguyên mới λ’cφ được xác định như sau:
λ’cφ = (1-ru) λcφ
(3.20)
Như vậy, hệ số ổn định NF có thể ước lượng từ tốn đồ Hình 3.5 với ru = 0 bởi việc sử
dụng thơng số λ’cφ thay vì λcφ và chỉ áp dụng cho mái dốc của khối đắp nhỏ hơn 17,50.
19