BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PHÁT TRIỂN NÔNG THÔN
VIỆN KHOA HỌC THUỶ LỢI VIỆT NAM
BÁO CÁO TỔNG KẾT CÁC CHUYÊN ĐỀ NGHIÊN CỨU
• PHÂN TÍCH LỰA CHỌN TIÊU CHUẨN AN TOÀN CHO ĐÊ BIỂN
• NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH THẤM
• NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH
TRƯỢT
• NGHIÊN CỨU ĐỀ XUẤT PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN LÚN-BIẾN
DẠNG
• MỘT SỐ QUY ĐỊNH SỬ DUNG PHẦN MỀM TRONG TÍNH TOÁN ĐÊ
BIỂN
• MỘT SỐ QUY ĐỊNH VỀ THÀNH PHẦN VÀ NỘI DUNG HỒ SƠ THIẾT
KẾ ĐÊ BIỂN

THUỘC ĐỀ TÀI:
“
NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP ĐỂ ĐẮP ĐÊ BẰNG VẬT LIỆU ĐỊA PHƯƠNG VÀ ĐẮP TRÊN
NỀN ĐẤT YẾU TỪ QUẢNG NINH ĐẾN QUẢNG NAM
”
Mã số: 05 Thuộc chương trình: NGHIÊN CỨU KHOA HỌC CÔNG NGHỆ PHỤC VỤ XÂ
Y
DỰNG ĐÊ BIỂN VÀ CÔNG TRÌNH THUỶ LỢI VÙNG CỬA SÔNG VEN BIỂN
Chủ nhiệm đề tài: PGS. TS Nguyễn Quốc Dũng
Cơ quan chủ trì đề tài: Viện Khoa học Thuỷ lợi Việt Nam


tiêu chuẩn an toàn, điều kiện và phương pháp tính có mối quan hệ với nhau, để
người đọc nắm bắt có hệ thống, nên nội dung báo cáo này sẽ trình bày liên tục
các chuyên đề từ số 9 đến 14. Tên các chuyên đề cụ thể là:
Chuyên đề 9: Phân tích, lựa chọn tiêu chuẩn an toàn cho đê biển;
Chuyên đề 10: Nghiên cứu đề xuất phương pháp tính toán ổn định thấm;
Chuyên đề 11: Nghiên cứu đề xuất phương pháp tính toán
ổn định trượt;
Chuyên đề 12: Nghiên cứu đề xuất phương pháp tính toán lún;
Chuyên đề 13: Một số quy định sử dụng phần mền trong tính toán thiết kế;
Chuyên đề 14: Một số quy định về thành phần và nội dung hồ sơ thiết kế.
3.1. Lựa chọn tiêu chuẩn an toàn
2.1. Các yêu cầu về an toàn thấm:
a. Độ bền thấm đặc biệt
+ Đối với thân đê: Để đảm bảo không xuât hiệ
n hang thấm tập trung trong thân
đê, cần thoả mãn điều kiện:
J
k
đ
≤[J
k
]
đ
(2-25)
Trong đó:
J
k
đ
: Gradient kiểm tra độ bền thấm đặc biệt của thân đê;
[J

J
k
n
: Gradient kiểm tra độ bền thấm đặc biệt của nền đê;
[J
k
]
đ
: Gradient kiểm tra cho phép đối với nền đê.
b. Độ bền thấm bình thường
+ Kiểm tra xói ngầm cơ học: Trong thiết kế, ngoài việc kiểm tra độ bền thấm
đặc biêt, còn phải kiểm tra độ bền thấm bình thường (xói ngầm cơ học, trôi
đất) tại cửa ra của vùng thấm. Để không xảy ra xói ngầm cơ học, cần không
chế gradient thấm tại cửa ra của thân đê và nền đ
ê nhỏ hơn gradient thấm cho
phép.
J
ra
≤[J]

(2-27)
Trong đó:
J
ra
: Gradient thấm tại cửa ra vùng thấm
[J]: Gradient thấm cho phép của đất. Đối với đất không dính, trị số này
phụ thuộc vào hệ số η=d
60
/d
10

1 Cát bột
0.25∼0.30
2 Cát mịn
0.30∼0.35
3 Cát vừa
0.35∼0.40
4 Cát thô
0.40∼0.45
5 Sỏi nhỏ, sỏi vừa
0.45∼0.50
6 Sỏi thô kẹp cuội sạn
0.50∼0.55
7 Đất cát
0.40∼0.50
8 Đất thịt (sét)
0.50∼0.60
9 Đất sét mềm
0.60∼0.70
10 Đất sét cứng
0.70∼0.80
2.2. Các yêu cầu về ổn định:
a) Khối đắp và nền phải đảm bảo ổn định, không bị phá hoại do trượt trồi trong
quá trình thi công đắp (đắp phần nền theo thiết kế hoặc đắp cao hơn cao độ
thiết kế để gia tải trước) và trong suốt quá trình đưa vào khai thác sử dụng sau
đó. Để đảm bảo an toàn cho thân đê và nền đê, trong tính toán cần phải tuân
thủ điều kiệ
n sau:

R
K

N
tt
- Tải trọng tính toán tổng quát (lực, mômen, ứng suất), biến dạng hoặc
thông số khác mà nó là căn cứ để đánh giá trạng thái giới hạn.
R - Sức chịu tải tính toán tổng quát, biến dạng hoặc thông số khác được
xác lập theo tiêu chuẩn thiết kế.
m - Hệ số điều kiện làm việc.
k
n
- Hệ số bảo đảm được xét theo quy mô, nhiệm vụ của công trình. Khi
tính toán trạng thái giới hạn theo nhóm thứ nhất, k
n
được xác định
theo cấp công trình. Khi tính toán theo trạng thái giới hạn thứ hai, lấy
k
n
=1,00.
b) Các tiêu chuẩn an toàn ổn định riêng:
b1. Hệ số an toàn chống trượt (K) của đê đất được quy định trong bảng 2.3.
Bảng 2.3. Hệ số an toàn ổn định chống trượt (K)
Cấp công trình Đặc
biệt
I II III IV
Điều kiện sử
dụng bình
thường
1,30 1,25 1,20 1,15 1,10
Hệ số an
toàn
Điều kiện sử

1,15 1,10 1,05 1,05 1,00
Hệ số an
toàn
Điều kiện sử
dụng bất thường
1,10 1,05 1,05 1,00 1,00
b4. Hệ số an toàn ổn định chống lật (K) của công trình thành đứng (công trình
bê tông, hoặc đá xây, ) được quy định trong bảng 2.6.
Bảng 2.6. Hệ số an toàn ổn định chống trượt (K) của công trình thành đứng
Cấp công trình Đặc
biệt
I II III IV
Điều kiện sử
dụng bình
thường
1,60 1,55 1,50 1,45 1,40
Hệ số an
toàn
Điều kiện sử
dụng bất thường
1,50 1,45 1,40 1,35 1,30
c) Hệ số an toàn về ổn định không được nhỏ hơn hệ số an toàn cho phép (K)
theo cấp công trình và theo điều kiện làm việc được quy định trong các bảng từ
2.3 đến 2.6.

7
Hệ số ổn định tính được trong điều kiện làm việc bình thường không được
vượt quá 15% đối với đê cấp III trở xuống, và không được vượt quá 20% đối
với đê cấp I, II so với trị số quy định trong các bảng 2.3 đến 2.6. Riêng đê cấp
đặc biệt trị số cho phép vượt của hệ số an toàn nhỏ nhất có thể được quy định

nhiên cần kiểm tra lún để đánh giá lún tổng, lún không đều của các bộ phận,
phán đoán khả năng gây nứt do lún không đều, gây mất ổn định cục bộ kéo
theo đến mất ổn định tổng thể.

8
d) Đối với các tuyến đê có yêu cầu giao thông, có các công trình trên tuyến đê
thì khi hoàn thành công trình nền mặt đường xây dựng, phần độ lún cố kết còn
lại ∆S tại trục tim của nền đê được cho phép như ở bảng 2.7 dưới đây:
Bảng 2.7- Phần độ lún cố kết cho phép còn lại ∆S tại trục tim của nền đê sau
khi hoàn thành công trình
Vị trí đoạn nền đắp trên đất yếu
Loại cấp đê
Gần mố cầu

Chỗ có đê
hoặc đường dân
sinh chui dưới
Các đoạn
nền đắp thông
thường
1. Đường cao tốc và
đường cấp 80
≤ 10cm

≤ 20cm

≤ 30cm

2. Đường cấp 60 trở
xuống có tầng mặt

+ Phía sông là mực nước lũ thiết kế, phía đồng là mực nước thấp hoặc
không có nước;
+ Phía sông là mực nước lũ lớn nhất, phía đồng là mực nước thấp hoặc
không có nước;
+ Trường hợp bất lợi nhất đối với sự ổn định của mái đ
ê khi phía sông
nước rút nhanh.
c) Tính toán dòng thấm, đối với trường hợp nền đê tương đối phức tạp có thể
đơn giản hoá thích đáng, đồng thời tiến hành theo những quy định sau:
+ Trường hợp các lớp đất mỏng kề nhau mà hệ số thấm chênh lệch
trong phạm vi 5 lần, có thể coi như một lớp, lấy hệ số thấm bình
quân gia quyền để làm cơ sở tính toán;
+ Tr
ường hợp nền đê có hai lớp, nếu lớp đất nằm dưới có hệ số thấm
nhỏ hơn hệ số thấm của lớp trên 100 lần trở lên, có thể xem lớp đất
nằm dưới là lớp không thấm nước; nếu lớp mặt là lớp thấm nước yếu
thì có thể tính toán nền hai lớp;
+ Khi hệ số thấm của lớp đất nền tiế
p giáp với đáy đê lớn hơn hệ số
thấm của thân đê 100 lần trở lên, có thể coi thân đê là không thấm
nước, chỉ tính thấm theo dòng chảy có áp đối với nền đê, vị trí
đường bão hoà của thân đê có thể xác định theo cột nước áp lực
trong nền.
2.5. Trường hợp tính toán ổn định
a) Chọn mặt cắt tính toán phải có tính chất đại biểu, được lựa chọn trên c
ơ sở
nhiệm vụ đoạn đê, cấp công trình, điều kiện địa chất, kết cấu đê, chiều cao
thân, vật liệu đắp v.v
b) Các trường hợp tính toán ổn định đê biển:
- Trường hợp đê biển làm việc trong điều kiện sử dụng bình thường:

x
xác định theo công thức sau:
lB
Gn
h
x

.
γ
= (2-31)
Trong đó:
+ G là trọng lượng một xe (chọn xe nặng nhất), Tấn
+ n là số xe tối đa có thể xếp được trên phạm vi bề rộng nền đường
(như sơ đồ xếp xe ở hình 2-5)
+ γ là dung trọng của đất đắp nền đê, T/m
3

+ l là phạm vi phân bố tải trọng xe theo hướng dọc, m (như hình II.1);
Có thể lấy l = 4,2 m với xe G =13 tấn, lấy l = 6,6 m khi xe có G =30
tấn, lấy l = 4,5 m với xe xích có G = 80 tấn.

11
i
có điểm đặt là trọng tâm mảnh (hoặc khối trượt) và có
phương nằm ngang từ phía trong nền đường ra phía ngoài mái ta luy
nền đắp;
+ Q
i
là trọng lượng của mảnh trượt i (hoặc khối trượt i), Tấn;
+ K
c
là hệ số tỷ lệ được lấy tùy thuộc cấp động đất như ở bảng 2.8.
Bảng 2.8 - Hệ số tỷ lệ Kc

12
Cấp động đất 7 8 9 10 11
Hệ số K c 0,025 0,05 0,10 0,25 0,5
Phân vùng động đất của nước ta có thể tham khảo ở Quy chuẩn Xây dựng Việt
Nam và chỉ những vùng có thể có động đất từ cấp 7 trở lên thì khi tính toán
mới phải xét đến lực động đất. Ngoài ra còn có thể tham khảo cách tính lực
động đất ở Tiêu chuẩn ngành 22TCN 221-95.
3.3. Tính toán ổn định: Thấm, Trượt và Lún
2.7. Tính toán thấm:
a) Sư dụng các công thức giải tích để tính toán cho những đê có mặt cắt đơn
giả
n về địa chất, cấp đê nhỏ, cho những đê quai.
b) Nên sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để tính toán thấm cho đê; sư
dụng phần mềm Geoslope/W với modul Seep/w và được thực hiện trên máy
tính.
2.8. Tính toán ổn định trượt tổng thể mái:
2.19.1. Trong quá trình này sử dụng phương pháp phân mảnh cổ điển hoặc
phương pháp Bishop với mặt trượt tròn khoét xuống vùng đất yếu làm ph

jiiiii
j
R/YWsinQ
R/YFtgcosQc
K
l
(2-34)
Trong Hình 2-6 mảnh trượt i rộng d
i
chịu tác dụng của trọng lượng bản thân
Q
i
, lực động đất W
i
(nếu cần xét đến); ngoài ra, nếu có rải vải ĐKT để tăng
cường ổn định thì toàn khối trượt còn chịu tác dụng của lực giữ F (lực kéo mà
vải phải chịu, đơn vị T/m). Các lực tác dụng này có cánh tay đòn so với tâm
trượt O
j
và Y
i
(lực W
i
) và Y (lực F). Đối với một mặt trượt trong có tâm O
j
thì
Y
i
sẽ thay đổi theo vị trí trọng tâm của mảnh trượt, còn Y sẽ là không đổi.
W

(Hình 2-6) được xác định theo công thức sau:
()
()
[]
∑
∑
+α
+
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
+
α
ϕ
=
n
1
jiiii
n
1
jiii
i
ii
j
R/YWsinQ
R/YFmc
cos

j
; do vậy, nếu sử
dụng phương pháp Bishop thì buộc phải sử dụng các phương pháp tính trên
máy vi tính. Sử dụng phần mềm GeoSlope/w với modul Slope/w.

14
2.9. Tính toán lún
Lún nền đê biển chủ yếu là nói đến sự biến hình thể tích của khối đất, sản sinh
ra do trọng lượng bản thân đê biển, tải trọng ngoại sinh và tác dụng của ứng
suất nội bộ đất nền.
Nếu nền đê biển bị lún nhiều, không chỉ sẽ ảnh hưởng đến sự sử dụng bình
thường của công trình mà luôn dẫn đến s
ự phá hoại công trình. Ví dụ, lún
nhiều sẽ gây ra khe nứt lớn của thân đê, làm xuất hiện hiện tượng thẩm lậu rất
nguy hiểm cho sự an toàn của đê biển.
Tính toán lún đê biển chủ yếu tiến hành đối với trường hợp nền đất yếu. Đất
yếu thường là loại bùn, đất bồi tích và loại đất sét có cường độ tự nhiên thấp,
tính nén lớn, hàm lượng nước nhi
ều. Các loại đất dính có hàm lượng nước tự
nhiên lớn hơn giới hạn lỏng, tỷ lệ khe rỗng tự nhiên lớn hơn bằng 1,5 đều gọi
là bùn bồi tích. Loại đất dính có tỷ lệ khe rỗng tự nhiên nhỏ hơn 1,5 nhưng lớn
hơn bùn hoặc bằng 1,0 thì gọi là đất bồi tích.
a) Xác định độ lún tổng cộng của thân đê và nền đê ở vị trí đường tim đỉ
nh đê
và các vị trí cần thiết khác
b) Mặt cắt tính toán theo điều kiện địa chất của nền đê, lớp đất đắp, mặt cắt
thân đê và tải trọng mà chia thành nhiều đoạn, chọn mặt cắt đại biểu để tính
toán độ lún.
c) Lún nền đê gồm 2 thành phần: Lún ban đầu và lún cố kết. Lún ban đầu là
phần lún gây ra lập tức ngay sau khi gia tải đất nền. Đối v

ζ
−
(2-37)
Trong đó:
P- áp lực phân bố đều trên nền đê biển, (KN/m
2
)
B- kích thước cạnh ngắn của nền đê, (m)
µ- tỷ số Poisson của đất (đối với đất bão hoà, µ = 0,50)
E- modun biến dạng của đất nền (KN/m
2
), thường tìm được thông
qua thí nghiệm cắ không thoát nước 3 trục hoặc thí nghiệm nén đơn trục. Tốt
nhất, trong thiết bị 3 trục, tiến hành thí nghiệm chất tải và dỡ tải nhiều lần, tìm
ra modun gia tải để làm modun đàn hồi;
ζ- hệ số ảnh hưởng, có thể tham khảo trị số trong bảng 2.8
Bảng 2.9. Hệ số ảnh hưởng
ζ

Trị số ζ đối với đất nền có tính dẻo
Ghi chú
Tỷ lệ
dài rộng
của nền
đê L/B
Điểm giữa Điểm gốc
Trung bình
toàn nền
Trị số ζ đối với nền cứng
trung bình toàn nền

Giá trị lún cố kết S
c
tính toán theo phương pháp tổng cộng chia lớp:
S
c
= ∑S
j
=
j
j
jj
h
e
ee
1
21
1+
−
∑
(2-40)

16
Trong đó:
e
1j
- tỷ lệ rỗng khi nén đã ổn định dưới tác dụng của trọng lực của
lớp đất thứ j;
e
2j
- tỷ lệ rỗng khi nén đã ổn định dưới tác dụng của ứng lực tỷ lệ

lớp phân chia trên đường thẳng đứng của điểm tính toán (tính từ đáy
nền, tức khi móng đặt sâu ở độ sâu h, thì cường độ tải trọng phân bố cần
trừ đi γ
đ
h mới tính ứng lực phụ gia, với γ
đ
là dung trọng của đất). Vẽ
đường cong phân bố ứng lực phụ gia.
Trị số σ
z
của mặt cắt đê biển có đáy dài và hẹp, chịu tải trọng thẳng
đứng phân bố hình thang được tính toán như sau:
σ
z
= K
q
.P (2-41)
Trong đó: P- tải trọng cực đại của hình thang lực (kN/m
2
);
K
q
- hệ số ứng lực phụ gia, tra hình 2.
p17

zi
h
i
σ
z
= (0,1-0,2)σ
s
Mặt đất
H

O18
Nếu đáy nền còn có tải trọng ngang thì σ
z
còn phải cộng thêm ứng lực phụ gia
phương thẳng đứng do tải trọng ngang gây ra.
5. Theo phương pháp trung bình toán học, tính toán ứng lực trung bình σ
si

và ứng lực phụ gia trung bình σ
zi
của các lớp tính toán. Từ đường cong
nén của đất nền (đường cong e ~ p hoặc e ~ logp), tìm ra tỷ số khe rỗng
e
1j
và e
2j
tưng ứng với σ

ất ổn định thường xuất hiện các
triệu chứng như:
- Lún sụt tăng lên đột biến;
- Biến dạng hông của đất nền tăng lên đột xuất, khiến mặt đất phồng lên;
- Thân đê xuất hiện khe nứt dọc hướng trục, chiều dài chiều rộng khe
nứt ở rộng dần, sau đó phát triển vết nứt ngang, cuối cùng phát triển thành mặt
trượt dạ
ng cung tròn;
- Áp lực khe rỗng trong đất nền tăng lên đột xuất hoặc xuất hiện mạch
đùn, sủi ở chân mái.
Những triệu chứng đó xuất hiện trước khi khối đất đê trượt khoảng (4 ÷ 5)
ngày, điều đó chứng tỏ sự mất ổn định của thân đê và nền là một quá trình phát
triển từ phá hoại cục bộ đến phá hoại tổng thể.
Phân tích ổn định đê biển thông thường sử dụng phương pháp phân tích trượt
cung tròn. Phương pháp trượt cung tròn có nhiều loại, nhưng bất cứ sử dụng
phương pháp nào trước hết đều phải phân tích các yếu tổ hợp tải trọng tác dụng
lên đê biển, xét đến các mực nước trong, ngoài khác nhau, các trường hợp làm
việc của kết cấu để có phương pháp thí nghiệm phù hợp mô hình, đồng thời

19
phân tích các trường hợp tính toán đối với mặt cắt hoàn công và mặt cắt thi
công.
Khi tính toán trọng lượng bản thân của đê, phần trong nước tính toán theo
dung trọng đẩy nổi, còn phần trên mực nước, nếu là đá đổ thì tính theo dung
trọng khô, nếu là khối đất thì tính theo dung trọng bão hoà hoặc dung trọng ướt
- tự nhiên. Đối với trường hợp trong ngoài đê có độ chênh lệch mực nước, sản
sinh dòng thấm, thì ảnh hưởng của l
ực thấm được xử lý như sau:
Khi tính tính toán mô men gây trượt, phần đê dưới đường bão hoà, trên
đường mực nước thấp thiết kế, thì tính theo dung trọng bão hoà; khi tính toán

ện trường, sử

20
dụng tài liệu áp lực nước khe rỗng thực tế để kiểm chứng. Đối với trường hợp
trong đất nền có lớp kẹp đất yếu, thường dùng phương pháp tính toán đơn giản
hoá về mặt trượt phức hợp.
Hệ số an toàn ổn định chống trượt của đê biển được định ra trên cơ sở xét đến
một cách tổng hợp về phương pháp tính toán, ch
ỉ tiêu cường độ, cấp công trình
và tổ hợp tải trọng. Bảng 2.10. dưới đây là một ví dụ về phạm vi an toàn ổn
định đê biển ứng với mỗi phương pháp phân tích khác nhau
Bảng 2.10.
Phương pháp tính
toán
Phương pháp ứng
suất cố kết hữu
hiệu
Phương pháp ϕ=0
Phương pháp ứng
suất hữu hiệu
Hệ số an toàn 1,05 ÷ 1,25 1,10 ÷ 1,30 1,30 ÷ 1,50
2.11. Những chú ý khi vận dụng phương pháp tính toán phân mảnh cổ điển và
Bishop
1. Bề rộng mảnh trượt d
i
không được quá 2m và phải phân mảnh sao cho chiều
dài cung trượt trong phạm vi mỗi mảnh
1
l phải nằm trong cùng một lớp đất.
Mỗi mảnh trượt bao gồm tất cả các lớp đất kể từ mặt trượt trở lên (có thể gồm

3. Phải tính toán với nhiều mặt trượt tròn (O
j
, R
j
) khác nhau để xác định được
mặt trượt nguy hiểm nhất và hệ số ổn định nhỏ nhất K
j min
(viết tắt là K
min
). Trị
số K
min
này được dùng để đánh giá đối với các yêu cầu về ổn định trượt trồi,
lấy bằng 1,20 theo phân mảnh (riêng trường hợp dùng kết quả thí nghiệm cắt

21
nhanh không thoát nước ở trong phòng thí nghiệm thì K
min
= 1,10) và lấy bằng
1,4 khi áp dụng phương pháp Bishop. Chú ý rằng phải xác định được vị trí mặt
trượt nguy hiểm nhất dự báo theo tính toán để làm cơ sở cho việc thiết kế bố trí
các giải pháp xử lý như chiều sâu bố trí phương tiện thoát nước thẳng đứng
hoặc để xác định vùng hoạt động khi tăng cường ổn định bằng vải ĐKT (hình
3). Trong trường hợp lớp đất yế
u mỏng, mặt trượt có thể gồm các đoạn cung
tròn kết hợp với một đoạn thẳng ở đáy lớp đất yếu (đặc biệt là khi đáy có độ
dốc trên 10
o
).


Có thể sử dụng các loại toán đồ tra sẵn chiều cao đắp giới hạn H
gh
hoặc các
công thức tính tải trọng giới hạn P
gh
tuỳ thuộc các đặc trưng sức chống cắt của
đất yếu để đưa ra trị số chiều cao đắp nền giả thiết nói trên một cách nhanh
chóng nhưng sau đó vẫn phải nghiệm toán lại theo phương pháp mặt trượt tròn
(chú ý rằng P
gh
= γ
d
.H
gh
với γ
d
là dung trọng của đất đắp hoặc đắp gia tải
trước).
Nếu sử dụng các chương trình tính toán trên máy vi tính có sẵn thì có thể giả
thiết từ 3 đến 4 trị số chiều cao đắp rồi cho chạy máy để xác định trị số K
min

tương ứng với mỗi chiều cao đó và thông qua quan hệ K
min
= f (H
đắp
) để xác
định chiều cao đắp cho phép tương ứng K
min
= 1,2.

định bằng mẫu chế bị ở độ chặt và độ ẩm đúng như thực tế thông qua thí
nghiệm cắt nhanh không thoát nước trong phòng thí nghiệm. Nếu đất đắp bị
ngập nước hai bên thì mẫu cắt cần chế bị ở độ ẩm bất lợi nhấ
t tương ứng.
- Đối với các lớp đất tự nhiên yếu hoặc không yếu nằm dưới đất đắp: Sử dụng
kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường và trị số lực dính tính toán C
u
được
xác định theo công thức
s
i
u
S.C µ= (mPa) (2.43)
Với:
S
s
- sức chống cắt nguyên dạng (mPa) không thoát nước thí nghiệm cắt
cánh hiện trường;
µ - hệ số hiệu chỉnh (theo Bjerum) xét đến ảnh hưởng bất đẳng hướng của
đất. Trị số µ lấy tuỳ thuộc vào chỉ số dẻo I
p
theo Bảng 2.11.
Bảng 2.11: Trị số
µ
lấy tuỳ thuộc vào chỉ số dẻo I
p

I
p
10 20 30 40 50 60 70

pz
/σ
vz
)
0,2
] (2.44)
Trong đó:
U - mức độ cố kết dự báo có thể đạt được kể từ lúc bắt đầu đắp đợt đầu
tiên cho đến khi bắt đầu đắp đợt tiếp theo: U tính bằng phần số thập phân
của 1 (ví dụ đất cố kết 90% thì U = 0,9).
S
s
có ý nghĩa như ở công thức (2.43) với thí nghiệm cắt nhanh hiện
trường từ lúc chưa đắp (đất ở trạng thái tự nhiên).
σ
z
, σ
pz
, σ
vz
được xác định như sau với tải trọng đắp đợt đầu:
σ
vz
- ứng suất (áp lực) thẳng đứng do trọng lượng bản thân các lớp đất yếu
gây ra ở độ sâu z (mPa)
∑
γ
=
σ
iivz

cắt tính toán)
i
u
C
theo công thức (2.43) tuỳ thuộc mức độ cố kết của đất yếu sau
khi đắp đợt đầu. Trị số sức chống cắt tính toán này khi U = 1 phải nhỏ hơn trị
số sức chống cắt của trường hợp II
S
u
≤ (σ
z
+ σ
vz
) tgϕ
i
+ c
i
(2.47)
Trong đó: c
i
và ϕ
i
được xác định thông qua thí nghiệm cắt nhanh cố kết trong
phòng thí nghiệm với mẫu nguyên dạng. Nếu C
u
tính theo công thức (2.43 và
2.44) lớn hơn trị số vế phải của công thức (2.46) thì dùng trị số vế phải này để
tính toán.