Luận án Nghiên cứu đặc tính cơ học của đất yếu được xử lý bằng gia tải trước kết hợp thoát nước thẳng đứng

ân tích phản hồi) từ số liệu quan trắc lún 
Asaoka như đã nêu tại công thức (2-12): 
t
FdC eh 
)ln(
8
1
2  
Trong nghiên cứu của Nguyễn Viết Tình, [35] kết quả thí nghiệm 65 mẫu đất bùn sét 
pha hữu cơ Hà Nội cho thấy tỷ số Ch/Cv = 1,06  2,17, kh/kv = 1,10  1,60; Với 17 
mẫu thí nghiệm trong dự án cao tốc Cầu Giẽ - Ninh Bình, [26], trung bình Ch/Cv = 1,13 
và trong nghiên cứu MHVL, bằng thí nghiệm nén cố kết xác định Cv và phương pháp 
phân tích ngược theo số liệu quan trắc lún để chính xác lại giá trị Ch theo công thức (2-
12). Kết quả tỉ số này là 1,03. 
3.6 Đặc trưng cố kết trước của đất (áp lực tiền cố kết p) 
Áp lực tiền cố kết là áp lực tối đa mà đất đã bị cố kết trong quá trình lịch sử hình 
thành, ký hiệu là p (hoặc pc) 
Ý nghĩa của áp lực tiền cố kết: 
- Thông qua áp lực tiền cố kết p ta có thể tính toán được độ lún cố kết có xét tới lịch 
sử chịu tải của nền đất yếu. 
- Thông qua áp lực tiền cố kết p tính toán nền đắp tối thiểu phải cao bao nhiêu, hay tải 
trọng gia tải trước phải đạt mức nào để nền đảm bảo phát huy được hiệu quả thoát 
nước theo điều kiện (2-1), (2-2) đã nêu. 
- Thông qua áp lực tiền cố kết p có thể tính hệ số qua cố kết của đất OCR: 
vz
pzOCR


 (3- 5) 
 81 
Đất rất quá cố kết (HOC): khi OCR 4 
Đất quá cố kết ít (LOC): khi OCR từ 2 đến 3 hoặc 4 
Đất cố kết bình thường (NC): khi OCR = 1, thậm chí tới 2 do có những sai số 
trong tính toán. 
Đất dưới cố kết: khi OCR < 1 
Các bước xác định áp lực tiền cố kết: 
Bước 1: Thực hiện thí nghiệm nén cố kết xác định tính nén lún của các mẫu đất yếu 
nguyên dạng lấy ở độ sâu z. 
Bước 2: Dựa vào kết quả thí nghiệm vẽ đường cong nén lún e - lgp (Hình 3-6a) trong 
đó e là hệ số rỗng tương ứng với các cấp áp lực p. Cũng có thể vẽ đường cong nén lún 
này dưới dạng lge - lgp (Hình 3-6b) 
Bước 3: Xác định trị số áp lực tiền cố kết σp 
Trên đường cong e - lg p xác định điểm A ở chỗ tại đó có độ cong lớn nhất. Từ A kẻ 
đường nằm ngang và đường tiếp tuyến với đường cong nén lún. Kẻ đường phân giác 
của góc tạo bởi đường nằm ngang và đường tiếp tuyến qua A nói trên. Giao điểm của 
đường phân giác này với đường tiếp tuyến kẻ từ cuối đường cong nén lún (đoạn tiếp 
tuyến kéo dài) sẽ xác định điểm tương ứng với áp lực tiền cố kết P (Hình 3-6a) 
a) Xác định p từ quan hệ e ~ lgp 
b) Xác định p từ quan hệ lge ~ lgp 
Hình 3-6. Xác định áp lực tiền cố kết p từ quan hệ e ~ lgp và lge ~ lgp, [65] 
- Xây dựng thêm đường cong lge-lgp. Trên đường cong lge - lgp nếu hình thành một 
điểm gẫy thì đó chính là điểm tương ứng với trị số áp lực tiền cố kết. 
- Chọn trị số nào lớn hơn trong hai cách xác định nói trên làm trị số sử dụng 
 82 
Nhận xét: Để xác định áp lực tiền cố kết p được chính xác cần được tiến hành trên cả 
hai đường cong nén lún ở dạng (e - lgp) và dạng (lge - lgp), bởi trên đường cong nén 
lún (e - lgp) việc xác định điểm có độ cong lớn nhất hoàn toàn do chủ quan của người 
làm thí nghiệm. 
3.7 Đặc trưng tính nén lún của đất, chỉ số nén Cc 
3.7.1 Xác định chỉ số nén Cc từ thí nghiệm nén cố kết 
Từ thí nghiệm nén cố kết dựng được biểu đồ hệ số rỗng theo từng cấp áp lực e -logp 
và xác định chỉ số nén Cc dựa vào quan hệ này. Chỉ số nén Cc chính là độ dốc của 
đường cố kết bình thường. 
p
eCc lg 
 (3- 6) 
Hình 3-7. Đường cong e ~ lgp và chỉ số nén 
Kết quả xác định chỉ số nén Cc cho 13 mẫu đất MHVL từ thí nghiệm nén cố kết được 
thể hiện trong Phụ lục C1 
Ngoài ra, kinh nghiệm về trị số Cc của đất sét, kết quả từ thí nghiệm nén không nở 
hông, các nhà nghiên cứu đã thừa nhận giá trị gần đúng của Cc theo tính chất các loại 
đất như Bảng 3-7, [47] 
Bảng 3-7. Các giá trị gần đúng của chỉ số nén Cc 
Loại đất Tính dẻo (BS5930) Phạm vi Cc 
Sét cố kết bình thường và sét bụi 
Đặc biệt cao > 0,72 
Rất cao 0,54  0,72 
Cao 0,36  0,54 
Trung bình 0,22  0,36 
Thấp < 0,22 
Sét cát và bụi Thấp < 0,10 
3.7.2 Các hàm dự báo chỉ số nén Cc 
 83 
Đối với đất dính, độ ẩm ban đầu (w0) và hệ số rỗng ban đầu (e0) có ảnh hưởng rất lớn 
đến tính chất của đất, đặc biệt là trạng thái đất. Bên cạnh đó, rất nhiều nghiên cứu cũng 
cho thấy chỉ số nén của đất phụ thuộc vào giới hạn chảy (LL) và giới hạn dẻo (PL) của 
đất [34], [66] 
Từ kết quả nghiên cứu thực hiện thí nghiệm cố kết đất dính, quan hệ gần đúng giữa chỉ 
số nén (Cc) với giới hạn chảy (LL), độ ẩm ban đầu (w0), hệ số rỗng ban đầu (e0) của 
đất sét cố kết thông thường được một số tác giả xây dựng như Bảng 3-8, [34], [67], 
[68], [69] 
Bảng 3-8. Một số công thức dự báo chỉ số nén Cc 
TT Tác giả Hàm dự báo Ghi chú 
1 Azzouz và cộng sự (1976) Cc = 0,006(LL- 9) Đất sét, LL<100 
2 Mayne (1980) Cc = (LL-13)/109 Tất cả đất sét 
3 Shouka (1964) Cc = 0,017(LL-20) Tất cả đất sét 
4 Terzaghi & Peck (1967) Cc = 0,009(LL-10) Tất cả đất sét 
5 Yamagutshi (1959) Cc = 0,013(LL-13,5) Tất cả đất sét 
6 Bowles (1989) Cc = 0,156 e0 + 0,0107 Tất cả đất sét 
7 Azzouz và cộng sự (1976) Cc = 0,01(w0 – 5) Tất cả đất sét 
8 Herrero (1983) Cc = 0,01(w0 – 7,549) Tất cả đất sét 
9 Azzouz và cộng sự (1976) Cc = 0,37(e0+0,003LL+0,0004w0-0,34) Tất cả đất sét 
10 Koppula (1986) Cc = 0,009w0 + 0,005LL Tất cả đất sét 
11 D.D.Thúy, P.Q. Hưng (2012) Cc = 0,4579 e0 – 0,2117 Đất sét Hà Nội 
12 D.D.Thúy, P.Q. Hưng (2012) Cc = 0,0115 w0 – 0,1558 Đất sét Hà Nội 
13 D.D.Thúy, P.Q. Hưng (2012) Cc = 0,0105 w0 + 0,0022 LL – 0,2 Đất sét Hà Nội 
14 D.D.Thúy, P.Q. Hưng (2012) Cc = 0,003 LL + 0,406 e0 – 0,274 Đất sét Hà Nội 
15 D.D.Thúy, P.Q. Hưng (2012) Cc = 0,272 e0 + 0,0047 w0 – 0,195 Đất sét Hà Nội 
16 D.D.Thúy, P.Q. Hưng (2012) Cc = 0,0021 w0 + 0,0027 LL+ 0,328 e0 -0,259 Đất sét Hà Nội 
Trong Bảng 3-8, nhóm các hàm dự báo của các tác giả Dương Diệp Thúy, Phạm 
Quang Hưng được xây dựng trên cơ sở bộ dữ liệu thí nghiệm của 123 mẫu đất sét lấy 
trên địa bàn 3 quận, huyện của Thành phố Hà Nội. Kết quả áp dụng các hàm này cho 
hệ số tương quan khá chặt, R2 = 86,30%  87,25% 
3.7.3 Lựa chọn hàm dự báo phù hợp cho các vùng đồng bằng của Việt Nam 
Nhằm đánh giá sự phù hợp của các hàm dự báo này cho đất sét yếu vùng đồng bằng 
Bắc Bộ và Nam Bộ, luận án đã tiến hành nghiên cứu số liệu khảo sát địa chất của 
 84 
những dự án trọng điểm thuộc các vùng đất yếu điển hình của đồng bằng Bắc Bộ (Hà 
Nội, Hải Phòng, Nam Định, Ninh Bình) và Nam Bộ (TP. Hồ Chí Minh, Sóc Trăng, 
Cần Thơ, Bà Rịa - Vũng Tàu, Đồng Tháp). Các tài liệu khảo sát địa chất được tham 
khảo chọn lọc từ các báo cáo khảo sát địa chất của các dự án, [26], [27], [60], [70], 
[71], [72], [73], [74], [75], [76], [77], [78] 
Số lượng mẫu nghiên đánh giá là 250 mẫu, trong đó luận án thí nghiệm 13 mẫu đất 
MHVL (Hà Nội), còn lại 237 mẫu đánh giá trên cơ sở báo cáo khảo sát địa chất công 
trình của các dự án trọng điểm thuộc địa bàn các khu vực nghiên cứu. Số lượng mẫu 
xem xét đánh giá như trong Bảng 3-9. 
Bảng 3-9. Nghiên cứu địa chất điển hình các vùng đồng bằng của Việt Nam 
TT Công trình nghiên cứu/Dự án Vùng địa lý 
Số mẫu 
đánh giá 
I) Vùng đồng bằng Bắc Bộ 158 
1 Đất Mô hình vật lý Yên Nghĩa, Hà Nội 13 
2 Dự án cao tốc Cầu Giẽ - Ninh Bình Hà Nội, Hà Nam, Ninh Bình 17 
3 
Dự án cao tốc Hà Nội - Hải Phòng 
Hà Nội, Hưng Yên, Hải 
Dương, Hải Phòng 
06 
4 Dự án Oriental Landmark Hà Đông Hà Đông, Hà Nội 05 
5 Dự án cao tốc Nội Bài - Lào Cai Hà Nội, Vĩnh Phúc 12 
6 Dự án Cảng Lạch Huyện- Hải Phòng Hải Phòng 89 
7 Công trình cầu Tam Hòa - Dự án Xây dựng 
đường trục phát triển nối vùng kinh tế biển 
Nam Định 
Nam Định 16 
II) Vùng đồng bằng Nam Bộ 92 
8 Dự án cầu qua đảo Kim Cương, đường ven 
sông Sài Gòn 
TP. Hồ Chí Minh 11 
9 Dự án nhà máy nhiệt điện Long Phú 1 Sóc Trăng 53 
10 Dự án tổng kho chứa LPG lạnh Thị Vải Bà Rịa - Vũng Tàu 10 
11 Dự án kết nối khu vực trung tâm đồng bằng 
Mê Kông 
Đồng Tháp 08 
12 Kè Cần Thơ, đoạn qua Vincom Xuân Khánh Cần Thơ 05 
13 Công trình cầu Trà Ếch, Quận Thốt Nốt Cần Thơ 05 
Tổng cộng 250 
Tính toán chỉ số nén Cc với 16 hàm dự báo theo các chỉ tiêu vật lý LL, W0, e0, cho 13 
dự án trong Bảng 3-9 (kết quả thể hiện trong Phụ lục B), sau đó đánh giá sai số với trị 
số Cc có được từ thí nghiệm trực tiếp. Kết quả sai số trung bình thể hiện ở Bảng 3-10. 
Trong bảng này thứ tự các hàm và số thứ tự các dự án giống như trong Bảng 3-8 
 85 
Bảng 3-10. Sai số trung bình của các hàm dự báo so với thí nghiệm trực tiếp (%) 
Hàm 
Dự án 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 
1 56,4 21,2 20,1 16,7 19,3 79,0 10,2 11,9 9,0 42,1 17,7 21,4 15,3 12,7 21,4 14,3 
2 53,5 21,7 24,8 18,0 23,2 59,7 22,1 19,5 20,6 48,8 17,8 18,6 19,6 25,7 17,7 18,6 
3 52,6 8,5 29,5 6,6 22,6 91,0 9,8 9,6 10,7 40,8 11,3 6,9 7,7 23,1 8,4 11,1 
4 53,2 14,5 22,4 9,1 19,3 75,5 9,4 5,3 6,4 44,7 11,5 7,9 6,4 17,3 11,1 8,7 
5 83,9 38,5 11,7 28,2 10,8 78,6 10,5 14,5 11,6 37,2 12,7 21,6 19,8 16,8 16,8 14,2 
6 44,6 14,7 25,0 13,0 24,1 58,7 19,1 16,6 18,5 48,2 11,7 14,6 14,2 27,6 10,6 10,9 
7 73,7 32,7 27,3 24,7 20,5 83,3 8,8 10,4 6,2 40,1 10,7 14,9 11,4 14,3 13,3 9,7 
8 119,9 59,5 15,5 54,9 20,5 127,8 21,8 24,0 16,5 25,6 14,8 18,3 15,9 14,5 16,3 11,9 
9 60,3 27,0 28,1 25,5 21,6 100,8 8,6 13,1 6,1 37,8 15,6 17,5 9,0 14,7 16,9 8,0 
10 98,3 37,0 18,0 34,0 9,6 173,9 27,2 32,0 22,9 18,6 25,1 26,0 15,3 10,1 26,1 13,7 
11 66,6 31,3 24,4 23,6 18,3 66,9 12,9 8,5 10,9 45,2 12,1 10,3 9,5 20,2 11,7 11,4 
12 39,7 37,4 43,0 39,5 43,7 53,4 13,1 9,1 11,6 52,6 22,1 20,1 11,4 22,1 23,0 12,1 
13 104,0 55,4 26,8 51,2 33,3 62,7 20,4 15,8 16,7 43,7 13,0 15,0 13,6 24,3 12,9 10,6 
TB 69,7 30,7 24,4 26,5 22,0 85,5 14,9 14,6 12,9 40,4 15,1 16,4 13,0 18,7 15,9 11,9 
Độ 
lệch 
S 
0,248 0,152 0,077 0,150 0,087 0,334 0,063 0,072 0,056 0,093 0,045 0,056 0,042 0,055 0,052 0,028 
Kết quả tính toán Bảng 3-10 cho thấy, các hàm của các tác giả trong nước xây dựng 
phù hợp với địa chất Việt Nam hơn, có 3 hàm có sai số trung bình dưới 15% là: 
Hàm số 16: Cc = 0,0021 w0 + 0,0027 LL+ 0,328 e0 - 0,259; sai số trung bình 11,9% 
Hàm số 13: Cc = 0,0105 w0 + 0,0022 LL - 0,2; sai số trung bình 13,0% 
Hàm số 9: Cc = 0,37(e0+0,003LL+0,0004w0 - 0,34); sai số 12,9% 
Tuy nhiên để đánh giá được độ chính xác của các hàm, ngoài tiêu chí về sai số trung 
bình nhỏ nhất, cần kiểm tra mức độ phân tán so với giá trị trung bình. Ở đây dùng độ 
lệch chuẩn S (Standard deviation). Độ lệch chuẩn càng nhỏ thì độ chính xác càng cao. 
)1(
)(
1
2

n
xx
S
n
i
i
 (3- 7) 
Trong đó: n là số mẫu ; 
xx, lần lượt là giá trị của đại lượng đánh giá và giá trị trung 
bình của chúng. 
Kết quả tính toán độ lệch chuẩn cho thấy, hàm số 16 có độ lệch chuẩn nhỏ nhất 0,028; 
Hàm số 13 và hàm số 9 có độ lệch chuẩn lần lượt là 0,042 và 0,056 cũng khá nhỏ. 
 86 
Như vậy, đánh giá mức độ chính xác cho 16 hàm dự báo chỉ số nén Cc, có thể kết luận 
3 hàm cho kết quả tốt nhất, đó là các hàm: hàm số 9 của Azzouz và cộng sự (1976): Cc 
= 0,37(e0+0,003LL+0,0004w0 - 0,34); Hàm số 13: Cc = 0,0105 w0 + 0,0022 LL – 0,2 
và số 16: Cc = 0,0021 w0 + 0,0027 LL+ 0,328 e0 - 0,259 của D.D.Thúy & P.Q. Hưng 
(2012). Các hàm này sử dụng nhiều các chỉ tiêu hơn (2 đến 3 chỉ tiêu), tuy nhiên đây là 
các chỉ tiêu vật lý đơn giản, dễ dàng xác định bằng các thí nghiệm trong phòng. Vì vậy 
trong nghiên cứu hay thực hiện các dự án, trường hợp không có điều kiện thí nghiệm 
trực tiếp để xác định chỉ số nén Cc, khuyến nghị nên sử dụng các hàm này. 
3.8 Đặc trưng tính nén lún của đất, chỉ số nở Cs 
3.8.1 Xác định chỉ số nở Cs từ thí nghiệm nén cố kết 
Từ thí nghiệm nén cố kết dựng được biểu đồ hệ số rỗng theo từng cấp áp lực e -logp 
và xác định chỉ số nở Cs dựa vào quan hệ này. Chỉ số nở Cs là độ dốc của đường nở 
hay đường nén lại (Hình 3-7). Kết quả xác định chỉ số nở Cs cho 13 mẫu đất MHVL từ 
thí nghiệm nén cố kết được thể hiện trong Phụ lục C1 của luận án 
3.8.2 Chỉ số nở Cs ước lượng theo kinh nghiệm 
Từ kết quả thí nghiệm nén không nở hông (oedometer), các nhà nghiên cứu đã thừa 
nhận ước lượng, [47] 
410
c
s
c CCC (3- 8) 
Trong kết quả thí nghiệm nén cố kết MHVL và số liệu từ các dự án các vùng trọng 
điểm của hai miền đồng bằng Bắc Bộ và Nam Bộ, đánh giá trung bình về tỉ số này như 
trong Bảng 3-11 
Bảng 3-11. Tỉ số Cc/Cs đất yếu các vùng đồng bằng của Việt Nam 
TT Công trình/Dự án Số mẫu 
đánh giá 
Cc/Cs 
I) Khu vực đồng bằng Bắc Bộ 130 
1 Mô hình vật lý 13 7,37 
2 Cầu Tam Hòa, đường trục chính- Dự án Xây dựng đường trục 
phát triển nối vùng kinh tế biển Nam Định 
16 5,79 
3 Cao tốc Nội Bài - Lào Cai 12 5,98 
4 Cảng Lạch Huyện-Hải Phòng 89 8,07 
Trung bình 6,80 
 87 
TT Công trình/Dự án Số mẫu 
đánh giá 
Cc/Cs 
II) Khu vực đồng bằng Nam Bộ 82 
1 Cầu qua đảo Kim Cương - Sài Gòn 11 6,54 
2 Nhà máy nhiệt điện Long Phú 1, Sóc trăng 53 6,04 
3 Kho lạnh LPG Thị Vải, Bà Rịa -Vũng Tàu 10 6,87 
4 Cầu Đình Chung, đường chính Dự án kết nối khu vực trung tâm 
đồng bằng Mê Kông 
08 
5,69 
Trung bình 6,28 
Như vậy với kinh nghiệm đã được thừa nhận trên thế giới, Cc/Cs = 4  10. Kiểm tra áp 
dụng cho tỉ số này có thể lấy trung bình bằng 6,80 cho vùng đồng bằng Bắc Bộ, và 
6,28 cho vùng đồng bằng Nam Bộ. 
3.9 Đặc trưng sức kháng cắt không thoát nước của đất Su 
3.9.1 Dạng biểu đồ Su theo chiều sâu 
Với giả thiết đất có trọng lượng riêng không đổi, đất cố kết bình thường (OCR = 1), 
khi đó biểu đồ Su theo chiều sâu có dạng như Hình 3-8a 
Tuy nhiên, các lớp đất vỏ trái đất thường là quá cố kết, vì vậy biểu đồ OCR thường có 
dạng như Hình 3-8b 
a) Dạng biểu đồ Su đất cố kết bình thường b) Dạng biểu đồ Su của đất quá cố kết 
Hình 3-8. Dạng biểu đồ OCR và Su theo chiều sâu, [18] 
3.9.2 Xác định trực tiếp Su bằng thí nghiệm hiện trường và trong phòng 
a) Thí nghiệm hiện trường 
- Thí nghiệm cắt cánh hiện trường 
- Thí nghiệm xuyên tĩnh hiện trường (CPT) 
cu =
k
voc
N
q  (3-9) 
qc: giá trị sức kháng xuyên; vo: áp lực địa tầng có hiệu 
 88 
Nk: hệ số phụ thuộc vào loại đất (Nk = 11  25) 
- Thí nghiệm nén một trục nở hông (Su = qu/2) 
b) Thí nghiệm trong phòng 
- Thí nghiệm cắt phẳng (Direct Shear Test - DST): Su = f =  tg u + cu 
- Thí nghiệm cắt cánh trong phòng (cắt trên mẫu đất nguyên dạng) 
- Thí nghiệm nén ba trục sơ đồ UU 
Su = cu = qu/2 = 2
'' 31  (3-10) 
( u =0) 
Trong luận án, nghiên cứu về sức kháng cắt không thoát nước của đất đã tiến hành thí 
nghiệm cắt cánh đất MHVL ở 3 trạng thái của đất: đất nền ban đầu (chưa xử lý), nền 
cố kết 50% (MHVL1), nền cố kết 90% (MHVL2). Các vị trí cắt cánh ở độ sâu 0,15; 
0,25; 0,50; 0,75; 0,90 m giữa hai bấc thấm (cách bấc thấm 50cm). Thí nghiệm này có 
ưu điểm là cho kết quả ngay và số liệu chính xác vì được tiến hành với đất nguyên 
trạng. 
Sức kháng cắt trong điều kiện không thoát nước được xác định với giả thiết rằng sức 
kháng cắt này phân bố đồng nhất trên toàn bộ mặt phẳng cắt (trên đỉnh, dưới đáy cũng 
như dọc cạnh của cánh cắt). 
Thiết bị sử dụng là máy cắt cánh cầm tay Pilcon 
Hand vane Tester, hãng EDECO FILCON 
(Anh), Model T0174/B1. 
Quy trình cắt cánh: 
- Ấn cánh cắt xuống vị trí cần cắt 
- Chỉnh vòng đọc kết quả về “0” 
- Quay tay quay để cắt đất. Lực dính không thoát 
nước Su sẽ được hiển thị trên vòng đọc. 
Hình 3-9. Thiết bị cắt cánh cầm tay 
(Model T0174/B1) 
Theo Bjreum (1972), Su cần được hiệu chỉnh như sau: 
Su =  Su cắt cánh (3- 11) 
 Trong đó  phụ thuộc vào chỉ số dẻo của đất dính, tra Bảng 3-12 
 89 
Bảng 3-12. Trị số  tùy thuộc vào chỉ số dẻo PI, [79] 
PI 10 20 30 40 50 60 70 
 1,09 1 0,925 0,86 0,8 0,75 0,7 
Kết quả thí nghiệm cắt cánh tại vị trí các độ sâu và ở giữa hai bấc thấm như 
Bảng 3-13 dưới đây. 
Bảng 3-13. Kết quả cắt cánh MHVL ứng với các trạng thái cố kết của nền 
Độ sâu 
(m) 
Ss nguyên trạng 
ban đầu (kN/m2) 
Nền cố kết 50% Nền cố kết 90% 
Su (kN/m2) Tăng Su (kN/m2) Tăng 
-0,15 12,14 20,91 72,3% 25,24 108,0% 
-0,25 13,16 20,75 57,7% 23,89 81,5% 
-0,50 13,79 20,15 46,1% 22,20 60,9% 
-0,75 14,80 20,60 39,2% 22,09 49,2% 
-0,90 15,52 20,30 30,7% 21,22 36,7% 
Gia tăng Su so với ban đầu chưa xử lý: 49,2% 67,3% 
(cắt cánh tại các độ sâu ở vị trí giữa hai bấc thấm) 
 Kết quả cắt cánh MHVL Bảng 3-13 cho thấy: 
- Giai đoạn đầu cố kết (U= 50% sau 55 ngày), Su tăng nhanh, tăng 49,2% so với ban 
đầu chưa xử lý 
- Giai đoạn sau (U = 90% sau 130 ngày), 
Su tăng 67,3% só với ban đầu và tăng 
18,1% so với Su của nền cố kết 50%. Mức 
độ gia tăng chậm hơn và cần thời gian 
nhiều hơn. 
Kết quả này phù hợp với kết quả nghiên 
cứu của Nguyễn Viết Tình, [35] 
Biểu đồ Su theo độ sâu ở các trạng thái cố 
kết thể hiện trên Hình 3-10 
Hình 3-10. Biểu đồ Su theo độ sâu ở các mức 
độ cố kết nền MHVL 
3.9.3 Các hàm dự tính sức chống cắt không thoát nước của nền đất được gia tải trước 
Với giải pháp xử lý nền đất yếu bằng gia tải trước kết hợp thoát nước thẳng đứng thì 
chỉ tiêu về sức kháng cắt là một chỉ tiêu quan trọng, dự báo được cường độ chống cắt 
 90 
của nền đất một cách đúng đắn và phù hợp với thực tế sẽ quyết định những ứng xử phù 
hợp về gia tải trước hay qua trình chất tải công trình xây dựng trên nó. 
Trong thực tế xây dựng công trình, tài liệu khảo sát địa chất nền đất phục vụ cho tính 
toán thiết kế thường gồm 9; 17 hoặc 19 chỉ tiêu cơ lý cơ bản của đất, và tùy thuộc vào 
đặc thù yêu cầu tính toán của mỗi dự án có thể chỉ định làm thí nghiệm xác định thêm 
các chỉ tiêu khác khi cần thiết. Các chỉ tiêu cơ lý cơ bản thường được xác định như: 
Độ ẩm tự nhiên (W0), Trọng lượng thể tích tự nhiên (γ), Tỷ trọng hạt (Gs), Hệ số rỗng 
(e0), Độ lỗ rỗng (n), Độ bão hòa (S), Giới hạn chảy (LL), Giới hạn dẻo (PL), Chỉ số 
dẻo (PI), Chỉ số chảy (LI), Góc ma sát trong (φ), Lực dính (c), Hệ số thấm (kv), Hệ số 
nén lún (a), Mô đun biến dạng (E),... 
Vì vậy sẽ rất hợp lý khi đánh giá hiệu quả xử lý nền thông qua các hàm dự báo sự gia 
tăng Su thông qua các chỉ tiêu cơ lý ban đầu của đất. 
3.9.3.1 Sức kháng cắt không thoát nước theo C.C.Ladd 
Sức kháng cắt không thoát nước, xuất phát từ công thức của C.C.Ladd, [80] được áp 
dụng phổ biến trên thế giới: 
 Su = .v’(OCR)m hay Su = .v’(’pz/’vz)m (3- 12) 
Trong đó: 
α và m là các hệ số tuỳ thuộc vào tính chất của đất yếu 
α- hệ số chuẩn hóa sức chống cắt không thoát nước cho trạng thái cố kết thường 
(OCR=1), α = (Su/ σ’v)OCR = 1 
m - hệ số xác định từ độ dốc của đường quan hệ log(OCR) và log(Su/σ’v) 
σ’v - ứng suất hữu hiệu theo phương đứng 
OCR: tỉ số quá cố kết của đất 
’pz - áp lực tiền cố kết ở độ sâu z trong đất yếu 
’vz - ứng suất thẳng đứng hữu hiệu do bản thân các lớp đất gây ra ở độ sâu z 
Trong công thức (3-12) sức kháng cắt phụ thuộc vào bản thân đất, thể hiện ở tỉ số quá 
cố kết OCR thay đổi theo độ sâu (’pz/’vz) và ứng suất có hiệu theo phương đứng do 
tải trọng bản thân và tải trọng tăng thêm v’. 
 91 
Nhiều tác giả đã so sánh kết quả tính theo phương trình trên với thí nghiệm trong 
phòng, thí nghiệm hiện trường như Burghinoli (1991), Nash và cộng sự (1992) và 
nhận thấy có độ tin cậy cao. 
3.9.3.2 Công thức theo kinh nghiệm của Nhật Bản và các nước phương Tây 
Công thức kinh nghiệm Nhật Bản và các nước phương Tây dự báo cường độ chống cắt 
không thoát nước với tốc độ cố kết của nền: 
Cu = C0 + Cu = C0 + U.z.m (3- 13) 
Trong đó: 
Cu: Cường độ chống cắt không thoát nước sau khi đất yếu đạt mức cố kết U 
Co: Cường độ chống cắt không thoát nước của đất ở trạng thái tự nhiên ban đầu. 
σz - là ứng suất thẳng đứng do tải trọng gia tải 
m: Là hệ số tăng cường độ chống cắt được dự báo theo A. W. Skempton tuỳ 
thuộc vào chỉ số dẻo PI: 
m = 0.11 + 0.0037 x PI 
hoặc m = tg cu, với cu xác định từ thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ CU 
(m= 0.2 ~ 0.5 tuỳ loại đất yếu) 
3.9.3.3 Sức kháng cắt không thoát nước theo hệ số áp lực lỗ rỗng (Skempton) 
Bằng cách phân tích ứng suất hữu hiệu với sử dụng hệ số áp lực lỗ rỗng Skempton Ai 
(lúc ban đầu) và Af (khi phá hoại), công thức tính toán Su theo các thông số hữu hiệu 
được đề xuất, [81]: 
vo o f o
u
f
c cos sin {K A (1 K )]S
1 (2A 1)sin
  
 (3- 14) 
Đối với sét cố kết thường, c’=0, công thức