hƯ sè nhít (η
ηη
η) cđa ®Êt lo¹i sÐt theo thêi
gian vµ ¸p dơng tÝnh to¸n ỉn ®Þnh ®ª ë
®ång b»ng S«ng Cưu Long

Chuyªn ngµnh: Đòa Kỹ Thuật Xây Dựng.
M· sè ngµnh: 62 58 60 01.
tãm t¾t ln ¸n tiÕn sÜ kü tht

TP.Hồ Chí Minh
th¸
ng
0
3
/200
8

Công trình này đợc hoàn thành tại:
Viện khoa học thủy lợi miền nam Cán bộ hớng dẫn khoa học:


công trình truyền đến. Sự thay đổi độ bền của đất nền trong trờng hợp
này có thể ảnh hởng tốt hoặc xấu đến khả năng chịu tải của đất nền và
sự an toàn ổn định của công trình theo thời gian.
Một số tác giả phơng Tây nh Skempton A.W [11], Henkel D.T
(1957) đã nghiên cứu sự sụp đổ một số tờng chắn sau 30ữ40 năm xây
dựng trên nền đất sét cứng nứt nẻ ở Luân Đôn đi đến kết luận: Sự giảm
độ bền của đất theo thời gian là do sự giảm lực dính của đất C 0, còn
góc ma sát không thay đổi hoặc thay đổi không đáng kể = (3ữ5)
0
.
Độ bền lâu dài của đất nhỏ hơn độ bền ban đầu. .. èủởợõ và
những ngời học trò của ông [6], [8], [32], [34], trên cơ sở chia lực dính
tổng quát (C
w
) của đất ra làm hai thành phần là lực dính kết cấu cứng
(C
c
) và lực dính nhớt (
w
), đã nghiên cứu thí nghiệm và chứng minh:
trong quá trình biến dạng lâu dài chỉ có lực dính kết cấu cứng (C
c
) bị
phá hoại và C
c
0, còn góc ma sát (
w
) và lực dính nhớt (
w
) chỉ thay

đổi các đặc trng chống cắt (
w
, C
c
,
w

), mô đun lún (e
p
) và hệ số nhớt
() của đất loại sét ở ĐBSCL theo thời gian phục vụ cho việc tính toán
ổn định và thi công đê trên nền đất yếu ở ĐBSCL.
3. Phơng pháp nghiên cứu:
- Nghiên cứu lý thuyết, kết quả nghiên cứu của những tác giả trong
và ngoài nớc có liên quan đến nội dung đề tài.
- Tiến hành các thí nghiệm chuyên môn ở trong phòng và khảo sát
thực nghiệm ngoài hiện trờng trên nhiều công trình thực tế ở ĐBSCL.
- Tham gia các hội thảo khoa học, viết báo thông tin kết quả nghiên
cứu trên các tạp chí khoa học.
4. Những đóng góp mới của luận án:
4.1. Nghiên cứu sử dụng phơng pháp nén cố kết trên máy nén đơn
không nở hông theo phơng pháp Casagrande để xác định mô đun lún
(e
p
w
, e
p

) và hệ số nhớt (
nc


công thức thực nghiệm dự tính độ lún bớc đầu của giai đoạn từ biến
(S

) theo độ lún do cố kết thấm (S
w
): S

= .S
w

4.5. Từ kết quả thí nghiệm nghiên cứu đặc điểm tăng sức chống cắt của
đất dính mềm yếu trong quá trình cố kết thấm, đã áp dụng vào việc
phân đoạn đắp đê theo chiều cao trên nền đất yếu ở một số tuyến đê
thực tế ở ĐBSCL.
5. Cấu trúc của luận án: Luận án gồm 2 phần:
- Phần thuyết minh: Gồm 163 trang (trong đó có 31 bảng số và 65
hình vẽ), ngoài phần mở đầu, luận án còn có 6 chơng và phần kết luận
đề nghị chung. Cuối phần thuyết minh có 05 trang liệt kê danh mục 51
tài liệu tham khảo của các tác giả trong và ngoài nớc và 02 trang liệt
kê các công trình nghiên cứu của nghiên cứu sinh.
- Phần phụ lục (đợc đóng cuốn riêng): Các phụ lục kết quả thí
nghiệm ở trong phòng
Chơng I: Tổng quan những kết quả nghiên cứu về sự thay đổi
sức chống cắt của đất dính theo thời gian và lựa chọn các đặc trng
chống cắt của đất dính để tính toán ổn định công trình trong những
điều kiện khác nhau.
Đối với đất dính, tại một điểm ở độ sâu Z kể từ mặt đất, điều kiện
cân bằng giới hạn đợc xác định theo công thức:


- Sự thay đổi sức chống cắt của đất dính trong quá trình cố kết
thấm.
- Sự thay đổi sức chống cắt của đất dính trong quá trình biến dạng
lâu dài (từ biến).
- Lựa chọn đặc trng chống cắt của đất dính trong tính toán ổn định
lâu dài công trình.
- Dự tính chuyển vị lâu dài của công trình chịu lực ngang.
- Dự tính độ lún của công trình theo thời gian (S
t
)
- Những nội dung chính cần nghiên cứu trong luận án:
1. Nghiên cứu lựa chọn phơng pháp thí nghiệm và tiến hành thí
nghiệm xác định mô đun lún e
p
hệ số nhớt của đất dính ở ĐBSCL.
2. Nghiên cứu lựa chọn phơng pháp thí nghiệm thích hợp để phân
tích lực dính tổng quát (C
w
) của đất ra làm hai thành phần (C
c
), (
w
).
Tiến hành thí nghiệm xác định C
c
,
w
và quan hệ giữa C
c
~

d
dt
(2-2)
2.1.3 Phơng trình biểu thị định luật của các thể dẻo nhớt (phần lớn
đất loại sét thuộc thể này) định luật Bingham Svedov:


=
0
d
dt
(2-3)
Sử dụng định luật Bingham Svedov, giáo s .. èủởợõ
[6], [8] đã đề nghị các công thức tính tốc độ biến dạng của đất nền:
Khi chịu tác dụng của lực ngang:

=

lim
0
v d
(2-4)
Khi chịu tác dụng của lực nén P:
p
p
de
P
e
dt




=

.
p
p t
e


=
Theo .. èủởợõ [7], tốc độ biến dạng tơng đối (
p
e

) của đất
dới áp lực nén P của công trình phụ thuộc vào hệ số nhớt của đất:

p
e

= p/ (25)

Nếu mẫu đất có chiều cao chịu nén là h, dới cấp áp lực nén P sau
khoảng thời gian

t đạt độ lún

H, ta có thể viết:


Giai đoạn cố kết thấm (còn gọi là cố kết sơ cấp): Độ lún của mẫu
đất bắt đầu từ

H
t
=

H
0
và kết thúc khi đạt

H
t
=

H
100
.
Giai đoạn từ biến bắt đầu khi

H
t
>

H
100
.
Dựa vào đờng cong thay đổi độ lún của mẫu đất ứng với các thời
điểm t ta xác định mô đuyn lún e
p

50


H
100

Hình 2-5b: Độ
lún của đất theo
thời gian t
7

2.2.3. So sánh kết quả thí nghiệm xác định hệ số nhớt (



) của cùng
một mẫu đất theo hai phơng pháp thí nghiệm khác nhau: Cắt trợt
ngang với V= const và nén cố kết trên thiết bị nén đơn không nở hông.
Trên hình 2-8 trong luận án biểu diễn quan hệ = f(t) của cùng mẫu đất
theo kết quả của hai phơng pháp thí nghiệm trên. Các điểm thí nghiệm
cùng nằm trên một đờng cong phụ thuộc vào thời gian t tơng đối phù
hợp nhau.
2.3. Thí nghiệm nghiên cứu đặc điểm biến đổi hệ số nhớt ()
))
) của
đất loại sét thuộc trầm tích ở ĐBSCL.
2.3.1. Các loại đất đợc dùng trong thí nghiệm: Các mẫu đất đợc lấy


1.00E+08
1.00E+09
1.00E+10
1.00E+11
1.00E+12
1.00E+13
1.00E+14
1.00E+15
0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26
Thời gian t, giờ
Hệ số nhớt , Poise

Hình 2-10: Sự thay đổi hệ số nhớt () theo thời gian (t) trong quá
trình cố kết thấm và từ biến dới áp lực P của mẫu sét dẻo cứng
2.3.2.2. Sự thay đổi hệ số nhớt (

) theo độ sệt (B) của đất.
Sự thay đổi hệ số nhớt () theo độ sệt (B) của đất dới áp lực nén P
= 0.5 kG/cm
2
của các nhóm mẫu đợc biểu thị trên các hình vẽ: 2-12, 2-
13, 2-14, 2-15. Từ đồ thị ở các hình vẽ nói trên, có thể rút ra những
nhận xét sau:
- ở mỗi cấp áp lực nén, hệ số nhớt () tăng lên do giảm độ sệt (B)
của đất.
- Đối với mẫu bùn sét độ sệt (B) biến đổi trong phạm vi rộng. Đối
với các mẫu sét dẻo cứng và nửa cứng, độ sệt (B) thay đổi trong phạm vi
hẹp hơn. Đặc biệt trạng thái độ sệt (B) của mẫu ở cuối giai đoạn cố kết
thấm (U = 100%) chuyển sang giai đoạn từ biến sau 24 giờ sai khác

Độ sệt B
Hệ số nhớt , Poise
1.00E+08
1.00E+09
1.00E+10
1.00E+11
1.00E+12
1.00E+13
1.00E+14
0.720.740.760.780.800.820.840.860.880.90
Độ sệt I
L
Hệ số nhớt , Poise
1.00E+08
1.00E+09
1.00E+10
1.00E+11
1.00E+12
1.00E+13
1.00E+14
0.140.160.180.200.220.240.260.28
Độ sệt B
Hệ số nhớt , Poise
1.00E+08
1.00E+09
1.00E+10
1.00E+11
1.00E+12
1.00E+13
1.00E+14

o
= a
*
10
11
,
c
= a
*
10
14
, poise
Hệ số 0 < a < 10.

2.4. Nhận xét và kết luận rút ra từ chơng II
Đối với đất ở trạng thái chảy và dẻo thờng gặp ở ĐBSCL thì kết quả hệ
số nhớt thí nghiệm đuợc tơng đối phù hợp với kết quả nghiên cứu của
nhiều tác giả nớc ngoài. Có thể sử dụng số liệu ban đầu này để tính

3.64 x 10
9
4.38 x 10
10
7.72 x 10
11
2.93 x 10
13

U, % 0 50 100 Từ biến
B 0.233 0.220 0.210 0.207
, Poise
4.88 x 10
9
3.66 x 10
10
7.28 x 10
11
3.91 x 10
13

Hình 2-12: Sự thay đổi hệ số nhớt () theo độ sệt
(B) của đất trong giai đoạn nén cố kết và từ biến
dới áp lực P = 0.50 kG/ cm
2
- mẫu bùn sét
Hình 2-13: Sự thay đổi hệ số nhớt () theo độ sệt
(B) của đất trong giai đoạn nén cố kết và từ biến
dới áp lực P = 0.50 kG/ cm
2

0
P
1

P
2

P
3

CHƯƠNG III: Thí nghiệm nghiên cứu mức độ thể hiện của lực
dính nhớt (Σ
ΣΣ
Σ
w
) và lực dính kết cấu cứng (C
c
) trong đất loại sét
thuộc trầm tích ở ®bscl.
3.1. B¶n chÊt c¸c thµnh phÇn cđa lùc dÝnh trong ®Êt lo¹i sÐt:
Trong mơc 3.1 cđa ln ¸n tr×nh bµy b¶n chÊt cđa lùc dÝnh kÕt cÊu
cøng (C
c
) vµ lùc dÝnh nhít (∑
w
).
3.2. Chän ph−¬ng ph¸p thÝ nghiƯm x¸c ®Þnh lùc dÝnh kÕt cÊu cøng
(C
c
) vµ lùc dÝnh nhít (Σ

c
) vµ lùc dÝnh nhít (∑
w
) cđa ®Êt
lo¹i sÐt ë ®BSCL.
H×nh 3-4: S¬ ®å
c¾t tr−ỵt theo
tÊm ph¼ng. 11

3.3. Thí nghiệm nghiên cứu mức độ thể hiện của lực dính nhớt (


w
)
so với lực dính tổng quát (C
w
) trong đất loại sét thuộc trầm tích ở
đBSCL.
3.3.1. Các loại đất đợc dùng trong thí nghiệm: lấy ở độ sâu khác
nhau của những hố khoan từ nhiều công trình thực tế thuộc ĐBSCL.
3.3.2. Sự thay đổi tỉ số m = (


w

Tỉ số giữa lực dính nhớt
w trên
lực dính Cw

Hình 3-5: Sự thay đổi tỉ số lực dính nhớt (
W
) trên lực dính
tổng quát (C
w
)

theo độ sệt B, của đất loại sét ở ĐBSCL.
3.4. Khảo sát nghiên cứu sự phát triển lực dính kết cấu cứng (C
c
)
trong khối đất đắp ở thân đê, nền đờng sau nhiều năm sử dụng ở
ĐBSCL. Tác giả khoan lấy mẫu đất trong thân và nền đê Gò Công sau
15 năm xây dựng ở Tiền Giang; khoan lấy mẫu đất trong thân và nền
đờng Tỉnh lộ 845 sau 10 năm khai thác ở Thanh Bình - Đồng Tháp, để
thí nghiệm xem xét mức độ hình thành và phát triển lực dính kết cấu
cứng (C
c
) trong khối đất đắp cũng nh đất nền sau nhiều năm khai thác.
Kết quả thí nghiệm cho thấy rằng, tùy theo vị trí khác nhau trong khối 12

đất đắp cũng nh đất nền (ở độ sâu 4m kể từ mặt nền) độ sệt B của đất
giảm, lực dính kết cấu cứng C

thì phải nén cho mẫu đất đạt đợc một độ cố kết yêu cầu đã chọn rồi cắt
nhanh (sơ đồ CU).
4.4.2. Đối với đất nền đê: Nếu đê đặt trực tiếp lên nền đất thiên nhiên
và hoàn thành việc đắp đê trong một mùa thi công (trừ mùa nớc lũ) thì
nên chọn sơ đồ không nén cố kết - cắt nhanh (sơ đồ UU). Nếu đê đợc
đắp trên nền có gia cố bằng bấc thấm, mơng cát hoặc đê đợc đắp 13

phân đoạn theo chiều cao đê qua nhiều năm, thì sức chống cắt của đất
nền nên thí nghiệm theo sơ đồ nén cố kết - cắt nhanh (sơ đồ CU).
4.5. Đặc điểm tăng sức chống cắt theo mức độ cố kết khác nhau của
đất dính mềm yếu ở ĐBSCL.
Kết quả thí nghiệm của đất nền các tuyến đê đợc ghi ở các phụ lục
chơng IV của luận án. Từ những kết quả đó có thể rút ra một số nhận
xét: Mức độ tăng góc ma sát trong
cu
và lực dính C
cu
của đất theo mức
độ cố kết U
t
có thể phân thành 3 đoạn: Khi U
t
10%: sự tăng
cu
, C
cu


- Theo SniP II-16-76 và TCVN 4235-1986:
z
gl
0.50 x
z
bt
(5-2)
- Theo Đức, Mỹ:
z
gl
0.1 x P (5-3)
- Đề nghị của giáo s ..
....
..

ệỷũợõốữ
ệỷũợõốữệỷũợõốữ
ệỷũợõốữ:
z
gl
P
kt
(5-4)
- Đề nghị của giáo s .. èủởợõ
.. èủởợõ.. èủởợõ
.. èủởợõ: i
nz
i
o
(5-6)

= 2h
đ
(5-8)
Tại đê Gò Công có h
đ
= 2.6m, H
a
= 4.0m. Nên H
a
= 1.54 h
đ
(5-9)
Nếu tính theo điều kiện
z
gl
0.50 x
z
bt
nh trên ta có:
H
a
= 1.75 x h
đ

Nh vậy trong tính toán lún dới nền đê ta có thể áp dụng điều
kiện (5-2). Khi khảo sát địa chất nền đê có thể chọn độ sâu hố khoan:
H
k
= 2.h
đ

- độ lún tức thời do tính đàn hồi của đất nền. Theo
tiêu chuẩn thiết kế 22 TCN 262 2000 của Bộ Giao thông vận tải [51],
độ lún tức thời (S
tt
) xảy ra trong quá trình thi công đợc dự tính theo độ
lún cố kết thấm (S
w
) : S
tt
= (0,1 ữ 0,40)S
w
(5-12)
Ngành Thủy lợi cha có số liệu quan trắc tổng kết độ lún tức thời
(S
tt
) dới nền đê. Đối với đất nền đê là loại đất sét yếu dẻo chảy ở
ĐBSCL, tạm thời chọn :
S
tt
= 0,4.S
w
(5-13)
Độ lún của nền đê (S
nđ
) sau khi thi công xong chủ yếu gồm hai
thành phần: S
nđ
= S
w
+ S

z z z z
w w
p p p p
e e e .e
(
)

+
i
w w
p pi pi pi
e e e .e

pi
e
w
pi
e
Thay S
w
, S

theo các công thức (5-23) và (5-24) vào công thức (5-
14) ta có: S
nđ
= H
a
( 5-25)
Nếu trong phạm vi H
a

c
) của đất nền theo độ sâu hố
khoan đợc trình bày trên hình 5-4 b trong luận án. Dung trọng khô của
đất nền đê theo trục z đi qua tâm đáy đê biến đổi lớn hơn so với dung
trọng khô (
c
) của đất nền tự nhiên đến độ sâu z = 6,9 m. Nh vậy vùng
chịu nén thực tế là 6,9 m. Nếu tính theo điều kiện (5-2) ta có: H
a
=7,0 m.
Khi mới đắp xong:
c
= 1,10 T/m
3
; với = 2,67 đất có tỷ số kẽ rổng e
1
=
1,427. Sau 15 năm, đất ở thân đê có
c
= 1,25 T/m
3
với = 2,67, đất
đạt tỉ số kẽ rổng: e
2
= 1,136.
Mẫu đất dùng để thí nghiệm nén cố kết đợc lấy ở độ sâu (3,4 ữ
3,6) m và tính toán mô đun lún e
p
w
, eHình 5-6: Sự thay đổi hệ số nén lún tơng đối ở cuối giai đọan cố
kết thấm (e
p
w
) và trong giai đoạn từ biến (e
p

) theo áp lực nén (P).
Hình 5-7: Sơ đồ mặt cắt ngang tuyến đê. Biểu đồ ứng suất dới đê.
P, kG/cm
2

0.25 0.50 1.0 2.0
e

1. 00 E - 02
1. 00 E - 01
1. 00 E +00
0 0. 25 0. 5 0. 7 5 1 1. 2 5 1.5 1.75 2 2. 25
á
p lực nén P, kG/cm
2
Hệ số nén lún tơng đối e
p
e
p



= f
2
(P)
e
p
w
= f
1
(P)
P=17x3.5=5.95 T/m
2

10.5m 6.0m
10.5m
H
ủ


0

m = 3.0
m = 3.0
+4.0m
+0.5m 17


+
1 2
1
e e
1 e
+
c
0
C
1 e
+
+
,
z v0
,
v0
1
Trên biểu đồ ở hình 5-6, ứng với P = 1,1 kG/cm

) = 1.95/100 x (7,0 0,812) = 0,12 m
Độ lún của thân đê đợc tính theo công thức:
S
tđ
= .h
đ
(5-27)

e
1
= 1,427; e
2
= 1,136; h
đ
= 3,5m;
S
tđ
= (1.472 - 1.136)/(1 + 1.472) x3,5 = 0,42 m
áp dụng công thức (5-13) tính thêm độ lún tức thời dới nền đê
khi thi công : S
tt
= 0,4S
w
= 0,4 x 0,812 = 0,32m
Độ lún toàn bộ của đê là:
S
đ
= S
tđ
+ S

h
i
x log
10
(5-28)

Kết quả tính toán xác định đợc: S
w
= 0.79 m
Độ lún của nền đê do cố kết thứ cấp (từ biến) tính theo công thức
đợc đề nghị bởi Raymond và Wahls (1976): 18


+
p
C
1 e
t
0
T
T
S

= H x log
10
(5-29)
Tính đợc: S

à

à


+
= + (1-50)
Nghiên cứu sinh sử dụng các số liệu về hệ số nhớt của đất nền
ĐBSCL ở chơng II và các đặc trng của đoạn đê Gò Công để tính S
T

sau 15 năm khai thác. Kết quả tính đợc độ lún nền đê S
T
= S
nđ
= 1,64 m
Nếu kể cả độ lún thân đê S
tđ
= 0,42 m thì độ lún tổng cộng của đê là:
S
đ
= 1,64 + 0,42 = 2,06 m
5.4.3. độ lún quan trắc đợc tại đoạn đê Gò Công :
Nh số liệu giới thiệu ở mục 5-3, độ lún của nền đê và thân đê
sau khi thi công xong 15 năm là: S
qtr
= 4,0 2,64 = 1,36 m. Nếu kể cả

nhau.
Ngay cả số liệu quan trắc lún cũng cha hoàn toàn tin cậy. Số liệu
tính lún theo (e
w
p
) và (e

p
) do nghiên cứu đề nghị tuy gần sát với số liệu
quan trắc thực tế, nhng vì số liệu quan trắc thực tế còn quá ít, mới chỉ
có số liệu của một công trình.
Do vậy trong ngành Thủy lợi cần có qui định quan trắc quá
trình lún của đê từ khi thi công và theo thời gian khai thác để có cơ sở
lựa chọn phơng pháp tính lún thích hợp hơn đối với đê ở ĐBSCL.
5.5. Quan hệ giửa độ lún từ biến (S



) và độ lún cố kết thấm (S
w
) của
nền đất dính dới đê ở ĐBSCL.
Dựa theo công thức (5-23) và (5-24) xác lập tỉ số giữa S

và S
w

là:
(1 )
w


p

trong quá trình nén cố kết của đất dính có trạng thái độ sệt (B) khác
nhau ở ĐBSCL. Trên cơ sở số liệu đó, trong mục 5.5.3 xác định hệ số
theo trạng thái độ sệt (B) của đất nền (Bảng 5-7). Bảng 5-7
B
0 B < 0,5

0,5 B < 0,75

0,75 B < 1,0

B 1,0
, %
10 15 18 20 205.6. Một số kết luận rút ra từ chơng V.
- Khi tính lún, vùng chịu nén H
a
của nền đất yếu dới đê ở
ĐBSCL có thể xác định theo điều kiện đợc ghi trong SniP II-16-76:
(công thức 5-2):
gl
z


công thức (5-32): S

= .S
w
. Hoặc tính độ lún tổng cộng của nền đê sau
khi thi công theo công thức (5-33): S
nđ
= (1+). S
w

- chọn theo bảng 5-7 phụ thuộc vào độ sệt B của đất nền. Trị
số này sử dụng với trờng hợp áp lực lên đất nền thay đổi trong phạm vi
P = 0,5 ữ 2,0 kG/cm
2
và ở thời kỳ đầu của giai đoạn từ biến.
CHƯƠNG VI: Dùng giải pháp đắp đất nâng dần chiều cao đê theo
nhiều giai đoạn, tạo điều kiện cố kết tăng sức chịu tải của nền đất
yếu dới đê.
Trong các mục 6-1 và 6-2 của chơng này, tác giả nêu lên
những giải pháp khi đắp đê qua vùng đất yếu; Cơ sở lý thuyết phân đoạn
đắp đê; Yêu cầu về sơ đồ thí nghiệm sức chống cắt đối với đất nền;
Trình tự và công thức tính toán phân đoạn đắp đê theo chiều cao trên
nền đất yếu. Trong mục 6-3, áp dụng kết quả nghiên cứu đã tính phân
đoạn thi công một số tuyến đê thực tế ở ĐBSCL. Kết quả tính toán đợc
tổng hợp trong bảng 6-5 của luận án. 21

6.4. Một số nhận xét rút ra từ chơng VI.

khoảng thời gian T = 3 ữ 6 tháng. Thực tế thi công ở đồng bằng sông
Cửu Long thờng phải gián đoạn từ 5 ữ 6 tháng tránh mùa lũ, vì vậy cần
bố trí thời đoạn đắp đê vào hai mùa khô.
Kết luận và đề nghị
I. Kết luận chung.
1.1 Sử dụng phơng pháp thí nghiệm nén cố kết trên máy nén
không nở hông theo phơng pháp Casagrande có thể xác định hệ số
nhớt () của đất theo thời gian (với mức độ cố kết khác nhau) và theo
độ sệt (B) của đất. Đồng thời có thể xác định mô đun lún e
w
p
, e

p
và hệ
số nhớt
nc
,
tb
của đất trong giai đoạn cố kết thấm và ở bớc đầu của
giai đoạn từ biến phục vụ tính toán ổn định đê trên nền đất yếu ở Đồng
bằng Sông Cửu Long.
1.2. Hệ số nhớt () của đất thay đổi theo thời gian (t) phụ thuộc vào
tải trọng tác dụng và tổng hợp cuối cùng là thay đổi theo trạng thái độ
sệt (B) của đất.
- Trong cùng một thời đoạn gia tải 24h ứng với từng cấp tải trọng P
khác nhau, giai đoạn cố kết thấm đạt mức độ cố kết U=100% sau
khoảng thời gian 3 ữ 5 giờ và chuyển sang giai đoạn từ biến.
- Dới mỗi cấp áp lực nén P khác nhau, hệ số nhớt () tăng theo
thời gian t. Hệ số nhớt tăng nhanh trong giai đoạn cố kết thấm. Khi đạt

,
c
= a x 10
13
, poise
* ở trạng thái nửa cứng và cứng:
o
= a x 10
11
,
c
= a x 10
14
, poise
Với 0 < a < 10
1.3. Tỷ số các thành phần của lực dính m =
w
w
C

thay đổi theo trạng
thái độ sệt (B) của đất (bảng 3-2 trong luận án):
* ở trạng thái cứng (B 0) và nửa cứng (0 B 0,25) tỷ số trung
bình m =
w
w
C

= 19%, chứng tỏ lực dính nhớt (
w

c
) đợc hình thành và phát triển theo thời gian, có
tác dụng tăng sự ổn định lâu dài của công trình.
1.5. Kết quả thí nghiệm cắt theo sơ đồ cố kết cắt nhanh (CU)
của các nhóm đất bùn sét, sét chảy ở ĐBSCL dới các cấp áp lực nén P
= 0.2 ữ 0.6 kG/cm
2
(tơng ứng với cột đất đắp ở thân đê) cho thấy rằng: 23

- Mức độ tăng góc ma sát trong (
cu
) và lực dính (C
cu
) của đất theo
mức độ cố kết (U
t
) có thể phân thành 3 giai đoạn:
+ Khi U
t
10%: Sự tăng
cu
, C
cu
hầu nh không đáng kể
+ Khi 20% U
t
80%:

)
z z z z
w w
p p p p
e e e .e

+ (5-25)
+ Tính cộng lún theo công thức (5-26) nếu trong phạm vi (H
a
) có nhiều
lớp đất mỏng có chiều dày h
i
khác nhau:
S
n
đ
= h
i
(
)

+
i
w w
p pi pi pi
e e e .e
(5-26)
1.7. Khi không có số liệu thí nghiệm để tính độ lún từ biến (S

)