1

MỞ ĐẦU
1 TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI NGHIÊN CỨU
Đồng bằng Sông Cửu Long (ĐBSCL) có hệ thống sông ngòi chằng chịt, nhiều
vùng đầm lầy, cao độ mặt đất tự nhiên thấp, dễ bị ngập lũ. Cấu tạo địa chất chủ yếu là
đất yếu nên đường bộ kém phát triển, chi phí xây dựng lớn. Ổn định nền đường khi
đắp cao chống ngập kém, độ lún hàng năm của hệ thống đường đang khai thác thường
từ 2÷5 cm nên phải thường xuyên nâng cao mặt đường bằng lớp móng đá và lớp mặt
đường mới gây tốn kém và mặt đường rất dễ hư hỏng, lún cục bộ gây mất an toàn giao
thông.
Để đẩy mạnh phát triển kinh tế khu vực, cần phải phát triển hệ thống giao thông
đường bộ tồn tại cùng với lũ và đánh giá khả năng ổn định, lún từ biến của các công
trình thực tế so với tính toán lí thuyết, vì qui trình hiện nay chưa có tính lún, ổn định từ
biến của nền đất yếu dưới nền đường ô tô ngập lũ ở ĐBSCL. Đây là mục tiêu phải giải
quyết của luận án này.
2 MỤC ĐÍCH, ĐỐI TƯỢNG VÀ PHẠM VI NGHIÊN CỨU
Nghiên cứu, giải quyết các vấn đề về lún và ổn định từ biến của nền đất yếu dưới
nền đường ô tô ngập lũ ở ĐBSCL và ở thành phố Hồ Chí Minh.
3 PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU
Thu thập tài liệu của các tác giả trong, ngoài nước có liên quan đến đề tài.
Nghiên cứu và phát triển lý thuyết phục vụ đề tài.
Nghiên cứu thí nghiệm trong phòng và khảo sát, thử nghiệm hiện trường.
Nghiên cứu áp dụng trên các công trình thực tế ở ĐBSCL và Thành Phố Hồ Chí
Minh.
Thông tin khoa học: tham gia hội thảo khoa học và đăng báo thông tin các kết
quả nghiên cứu được trên các tạp chí khoa học.
2

4 MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU VÀ TÍNH MỚI CỦA ĐỀ TÀI
Nghiên cứu sự thay đổi độ nhớt theo cấu trúc của đất khi dịch chuyển từ biến do

cao như đường cao tốc và làm cơ sở đề xuất cho Bộ GTVT tính toán thiết kế
đường ô tô trên nền đất yếu có xét yếu tố từ biến theo các trạng thái giới hạn.
6 CẤU TRÚC CỦA LUẬN ÁN
Luận án gồm 2 phần: Phần thuyết minh và phần phụ lục.
Phần thuyết minh: gồm phần mở đầu, 04 chương, kết luận và kiến nghị, tổng
cộng 98 trang, bao gồm 94 trang nội dung, 04 trang danh mục tài liệu tham khảo và
danh mục các công trình nghiên cứu đã công bố, 59 hình vẽ và 29 bảng số.
Phần phụ lục (được đóng tập riêng): 100 trang bao gồm các phụ lục kết quả thí
nghiệm trong phòng và thử nghiệm hiện trường, các bảng kết quả tính chi tiết.
7 CÁC CÔNG TRÌNH BỊ SỰ CỐ VÀ NGHIÊN CỨU TIÊU BIỂU
TRONG NƯỚC VÀ NGOÀI NƯỚC
7.1 Các công trình bị sự cố tiêu biểu
Sự cố lún từ biến do ứng suất tiếp làm biến dạng mặt đường quá lớn, dịch chuyển
mố cầu Văn Thánh 2, lún hầm chui mố M1, M2 Cầu Văn Thánh 2 gây mất khả năng
đảm bảo khai thác tuyến đường Nguyễn Hữu Cảnh.
Sự cố lún từ biến phát triển nhanh đến trượt nền đường dẫn vào cầu Trao Trảo,
HL 33, Quận 9, Tp. Hồ Chí Minh do đắp tăng tải quá nhanh và quá lớn đưa đến mất
ổn định, gây biến dạng từ biến và phát triển nhanh đến trượt.
Sự cố lún từ biến phát triển nhanh đếntrượt nền đường đắp vào cầu Trường
Phước, Quận 9, Tp. Hồ Chí Minh tương tự sự cố đường dẫn vào cầu Trao Trảo ở trên.
7.2 Các công trình nghiên cứu, thực nghiệm trong và ngoài nước
N.N. Maslov(1984): Nghiên cứu lý thuyết vật lý kỹ thuật về từ biến của đất loại
sét trong thực tế xây dựng.
GS.TSKH Lê Bá Lương(1972): Nghiên cứu phương pháp tính toán ổn định công
trình theo thời gian.
4

GS.TSKH Nguyễn Văn Thơ (1972-1975): Nghiên cứu độ bền lâu dài của đất
dính ở Liên Xô.
N.N. Maslov và những cộng sự của ông (1994) nghiên cứu sự giảm độ bền lâu


5

Theo [1], [2] tính chất cơ lý của đất bùn sét ở một số tỉnh đồng bằng sông Cửu Long
(như ở bảng 1-1).

Hình 1.1 Phân vùng địa chất công trình ĐBSCL

7



Bảng 1.1 Đặc trưng cơ lý của đất bùn sét ở một số tỉnh ĐBSCL
STT
Tỉnh
Tên đất
Chỉ tiêu
Tp. HCM
Bùn sét
ambQIv
Đồng Tháp
Bùn sét
ambQIv
Đồng Tháp
Bùn á sét
ambQIv
1
Chiều sâu (m)
0÷21
0÷21
0÷21
2
Số mẫu thí nghiệm
110
28
13
3
Thành phần hạt(%) – sỏi >2 mm
-
-
-

1.62
1.43
10
Dung trọng khô 
c
(T/m
3
)
0.87
1.00
0.71
11
Tỷ trọng G
s
(Δ)
2.64
2.64
2.62
12
Hệ số rỗng e
2.03
1.64
2.69
13
Độ bão hòa S
r
(%)
100
99.85
98.5

5
19
Lực dính c (kG/cm
2
)
0.06
0.11
0.04
20
Hệ số nén a
1-2
(cm
2
/kG)
0.162
0.105
0.203 21
E
0
(kG/cm
2
)
11
15

(kG/cm
2
)
Sức
chịu
tải R
(kG/cm
2
)
Trị
tiêu
chuẩn
Trị
tính
toán
Trị
tiêu
chuẩn
Trị
tính
toán
P = (1÷2)
kG/cm
2

Trị
tiêu
chuẩn
Trị
tính

6÷10
5
< 0,5
Lớp 3
Bùn
á sét
16
6÷18
6
0,14
0,004÷0,29
0,04
0,111
0,092÷0,240
22
16÷34
10
< 0,5
Lớp 4
Bùn
á cát
22
15÷30
18
0,19
0,02÷0,34
0,05
0,036
0,01÷0,055


60
2,0
1,5÷3,0
9

1.2 TỔNG QUAN MỘT SỐ PHƯƠNG PHÁP TÍNH ỔN ĐỊNH VÀ BIẾN
DẠNG NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ
1.2.1 Tính toán kiểm tra khả năng chịu tải của đất yếu dưới nền đường đắp
1.2.1.1 Nội dung phương pháp đánh giá khả năng chịu tải nền đất yếu
Khả năng chịu tải của nền đất yếu dưới nền đường đắp, mức độ huy động khả
năng chịu lực được đánh giá thông qua hệ số an toàn:


đ



(1-1)
q
đn
- sức chịu tải của nền đất yếu, có hai trường hợp tính toán.
q
đn
= q
at
nếu tính theo tải trọng an toàn.
q
đn
= q
gh


a) Nền đất chịu tải phân bố đều [3], [4], [5]
Theo lí thuyết biến dạng tuyến tính và theo Sokolovski, N.P.Puzưrevski, Prandtl
cho tải trọng hình băng phân bố đều, nền không trọng lượng γ=0
Tải trọng giới hạn đàn hồi:
cp .
0



Tải trọng giới hạn:
 
cp
gh
.2








 


với K - hệ số an toàn
(1-2)
b) Nền đường, đập đất, tải trọng hình băng phân bố tam giác: γ=0, φ=0,c≠0
Ở điểm M (x = 0, z = 0,5.b); Theo N.N. Maslov: p

A, B, D - các thông số được xác định theo υ
Ở đây có thể thấy rằng khi hệ số an toàn tải trọng lớn hơn 1,56 ÷ 1,64 thì nền còn
làm việc ở giai đoạn đàn hồi, vùng dẻo chỉ mới xuất hiện một điểm ở nhân hoặc hai
mép tải trọng.
1.2.1.2 Các phương pháp xác định sức chịu tải của nền đất yếu [6], [7], [8]
a) Đánh giá khả năng chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng an toàn [9]
 Trường hợp tải trọng nền đường phân bố gần với dạng tam giác cân







(1-6)
b - nửa chiều rộng của đáy nền đường.
, c,  - góc ma sát trong, lực dính, dung trọng của nền đất yếu dưới nền đường.

0
- Hệ số phụ thuộc vào góc ma sát trong , được xác định theo bảng 1-3

Khi  = 0, từ (1-6) và bảng (1-3), ta có:



(1-7)
 Trường hợp tải trọng nền đường phân bố theo dạng hình thang cân, khi bỏ

0.410
0.386
0.370

Bảng 1.4 Bảng tra hệ số tải trọng an toàn 
0
theo tỷ lệ a/b và 
a / b
υ(
0
)

0
1
2
3
5
10
20
0
3.14
3.20
3.29
3.37
3.47
3.61
3.74
5
3.62
3.70

11

Hình 1.2 Tải trọng phân bố hình thang cân
 Trường hợp tải trọng nền đường phân bố gần với dạng chữ nhật, có thể sử
dụng công thức của N.P. Puzưrevski - N.M. Gerxevanov - O.K. Frôlich [8], [9]
(vùng phá hoại xuất hiện chỉ tại hai mép của diện chịu tải)




 



(1-9)
Khi  = 0, từ (1-9), ta có: q
at
= .c (1-10)
b) Đánh giá khả năng chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng giới hạn [10], [11]
Tính toán gần đúng ổn định của nền đất yếu khi coi tải trọng nền đường đắp phân
bố gần như hình chữ nhật trong bài toán phẳng có thể sử dụng công thức Prandtl [12],
khi coi đất dính lý tưởng ( = 0, c ≠ 0):




 

u
td
tương đương.
, H
đ
- dung trọng và chiều cao của nền đường đắp (quy đổi tải trọng xe chạy
thành chiều cao đất đắp).
Khi xét tải trọng an toàn, có thể lấy F = 1. Khi xét tải trọng giới hạn đối với nền
đường đắp chọn: F = 1,5 ÷ 2.

12

c) Chiều cao đắp giới hạn theo khả năng chịu tải của nền đất yếu [13],[14]
Nền đường đắp có chiều cao H
đ
có tính đến tải trọng xe bằng lớp đất đắp có
chiều dày 0,5 ÷ 0,9 m, tùy theo cấp đường - tải trọng xe, nhỏ hơn chiều cao giới hạn
cho phép [h
gh
] chịu tải của nền đất yếu bên dưới:




  











đđ

(1-14)
c
u
- lực dính của nền đất yếu dưới nền đường, được xác định theo sơ đồ nén
không cố kết – không thoát nước (sơ đồ UU).
Nếu không có điều kiện thí nghiệm trên máy 3 trục mà chỉ có các thông số chống
cắt c
bh
, 
bh
thì có thể tính giá trị lực dính tương đương c
u
td
để tận dụng góc ma sát 
bh
theo công thức (1-15) [1], [2]:





 
đđ

Tổng độ lún của đất nền ứng với chiều sâu vùng hoạt động gây lún H
c











(1-17)

Hay:













(1-18)

i
i
i
E
a
0
0





 



  


với

- hệ số Poisson
 Vùng hoạt động được xác định theo ứng suất pháp 
z
:




  


(1-20)
Nên




  




 



(1-21)
Ở đây có hai trường hợp tính lún cho đất cố kết thường (NC) và cho đất quá cố
kết (OC).
 Với trường hợp đất cố kết thường, công thức tính lún ổn định có dạng:




  




 

s
p
pp
lgCe








  




 



(1-23)
 Trường hợp P
1
≥ P
c
và P
2
= P
1



 



(1-24)
 Trường hợp P
1
< P
c
và P
2
= P
1
+ ΔP > P
c
ta phân ra hai đoạn có
o ΔP = ΔP
1
+ ΔP
2
với ΔP
1
= P
c
– P
1
và ΔP
2









c
c
c
p
pp
Ce
2
2
lg
(1-26)
Độ lún ổn định trong trường hợp này xác định theo công thức:






p
lg
e1
HC
S

(1-27)
e
1c
là hệ số rỗng ứng với P = P
c
1.2.3 Tính lún cố kết của nền đất yếu dưới nền đường theo thời gian
1.2.3.1 Xác định độ lún theo thời gian theo lý thuyết cổ điển của Terzaghi –
Gerxevanov [8], [18], [19], [20], [21], [22], [23]
Độ lún sơ cấp của lớp đất thoát nước một chiều được xác định theo công thức:
 















a



Trong đó:
u - áp lực nước trong các lỗ rỗng của đất ở thời điểm t.
z - độ sâu tính toán.
U
0
- mức độ cố kết của đất ở thời điểm t.
S
od
- độ lún ổn định toàn bộ.
 - ứng suất tổng tác dụng.
Áp lực nước trong các lỗ rỗng u theo thời gian t được xác định theo phương
trình vi phân cơ bản sau:
t
u
z
u
C
2
2
v







z

- ứng suất gây lún ở mặt không thoát nước.
Như vậy ở trường hợp này có:
Tại z = 0 (mặt thoát nước),
p
z

'


Tại z = H (mặt không thoát nước),
p
z

''


Giải phương trình vi phân cố kết thấm một hướng, ta có hàm của áp lực nước lỗ
rỗng dư:











a
dz
e
a
S
0
1
0
1
11


(1-29)
Và
   






H
z
tb
z
H
t
dzu
e
a

e
a
S
00
1
1


(1-30)
Ta lại có:



H
z
H
c
t
t
dz
udz
S
S
U
0
0
1


(1-31)

Nếu lấy gần đúng với m = 1 thì
N
t
eU


2
8
1

(1-33)
Với
t
H
C
N
v
2
2
4



16

 Trường hợp biểu đồ ứng suất gây lún
z

phân bố tuyến tính tăng dần theo
hướng ngược với dòng thấm












5,3,1
22
2
2
sin
18
m
Nm
em
m
pu



(1-34)
Và
pHdz
H
z

U



(1-35)
Nếu lấy gần đúng với m = 1 thì
N
t
eU


2
32
1

(1-36)
Với
t
H
C
N
v
2
2
4



 Trường hợp biểu đồ ứng suất gây lún
z

z


Giải phương trình cố kết thấm một hướng, ta có:

















5,3,1
2
2
sin
2
sin
2
1
14






5,3,1
22
2
2
sin2
1
116
1
m
Nm
t
e
m
m
m
U




(1-38)
Nếu lấy gần đúng với m = 1 thì
17

NN









(1-40)
Trong đó:
t - thời gian nén mẫu đất có chiều dài đường thấm (h=1cm) dưới áp lực p.
H - chiều dài đường thấm đất nền chịu ảnh hưởng bởi tải trọng ngoài.
Với n là chỉ số cố kết, theo [20], chỉ số n phụ thuộc vào chỉ số dẻo (I
p
) và độ sệt
(I
L
) của đất. Đối với đất bùn, đất dính ở trạng thái nhão, dẻo nhão chọn n=2.

1.3 MÔ HÌNH NGHIÊN CỨU TỪ BIẾN THEO N.N. MASLOV [9],[20]
Từ phương trình sức chống cắt của đất :

đ
= tgυ


Biến dạng từ biến tắt dần và từ biến không tắt dần:
Căn cứ vào điều kiện phá vỡ độ bền liên kết cứng của đất: 
lim
= tgυ
w
+ c
c

Khi  < τ
lim
= tgυ

limo
= tgυ
w
+ c
c
< : từ biến không tắt dần và phát triển dần
gây trượt, lực dính cứng c
c
giảm dần đến 0.
 Khi điều kiện cân bằng mới tái lập, hệ số an toàn tăng lên, biến dạng từ biến
tắt dần.
1.4 VÙNG HOẠT ĐỘNG TỪ BIẾN D
ησ
DO ỨNG SUẤT PHÁP
Theo V.V Florin, trị độ bền kết cấu của đất được xác định theo: Hình 1.4 Sơ đồ mô hình từ biến theo N.N. Maslov

19





  

(1-43)

 


đ


 




(1-44)
Khi

=
tb
lim

là giới hạn bắt đầu xuất hiện từ biến. Góc lệch lớn nhất khi có từ
biến:
tb
max

=
tb
w


tb






Ta có:




 









 








(1-46)


















32
41
1321321
2
23
32
41
2
tb
w
tb
w
RR

b
a
bR
1
2
2
1








;
b.'Rv)d1(bR
3
22
3


b.'Rv)d1(bR
2
22
2

;
b.'Rv1d
b

nếu d
2
+ v
2
> 1
32
3
RR
v2
arcsin

nếu d
2
+ v
2
≤ 1

Hình 1.7 Sơ đồ xác định vùng hoạt động từ biến D
η
do ứng suất tiếp cho tải trọng
ngoài phân bố theo dạng hình thang cân.

21

42
3
'R'R
v
b
a

a
arcsin

nếu
22
2
b2
a
b2
a
1dv













Vùng biến dạng dẻo là nhân của vùng biến dạng từ biến và vùng biến dạng dẻo
đồng dạng với vùng biến dạng từ biến.
Các kết quả đã nghiên cứu cho thấy vùng biến dạng dẻo tối đa chỉ cho phép phát







(1-48)

T

- thời gian biến dạng từ biến; H
tb
- chiều dày vùng hoạt động do từ biến.

z
- ứng suất nén chặt do tải trọng ngoài gây ra ở độ sâu z.
η
đ
, η
c
- hệ số nhớt đầu và cuối của đất được xác định theo module lún bằng thí nghiệm
nén ép trong phòng:
 
đ
đ
e




 - thông số từ biến được xác định theo công thức :
tc
đc
t





 ln
1

Trong trường hợp bài toán nén ép một chiều, bài toán phẳng, lời giải của phương
trình cố kết từ biến như sau :
 
 





.
ln
.
1 (1-49)
o Kết quả lời giải cho bài toán phẳng, thoát nước hai chiều:
 
 
 
 
 

















HB
BqMtS










.
2
2
ln
.
1
.
2
.
1
ln 1(1-50)
o Kết quả lời giải bài toán phẳng, tải trọng hình băng có chiều rộng đặt tải B:
 
B
DB

.
1
.
.






(1-51)
Trong đó :
S
t
(t

) - Độ lún theo thời gian có xét đến cố kết và từ biến.
H
a
, D - Chiều sâu đất nền và vùng hoạt động nén lún thứ nhất.

Hình 1.8 Biểu đồ biến dạng từ biến tỷ đối e
n
=R(t
η
)
Mẫu sét N
0
1; W
p

đ
 1,6 . 10
7
sec.g/cm
2
= 1,6 . 10
10
Poise.

c
 2,3 . 10
10
sec.g/cm
2
= 2,3 . 10
13
Poise.
p
tt
: tải trọng tính toán; M =
  


211
1


: hệ số chuyển đổi;  : hệ số Poisson.
1.6.2 Xác định độ lún của đất bão hòa nước đồng thời cố kết thấm và từ biến tắt
dần theo Iu.K. Zareski [18], [19], [20]



m
5,3,1m
t
0
oo
22
'
ot
dt)tt(k)t(
m
18
1.p.a.hS



(1-52)
Trong đó:
k(t – t
o
): nhân từ biến, 

 



























24

 


















m
m
m
m
t t
tC
h
m
ot
dtttkdttttk
m
e
m
phaS
v
5,3,1 5,3,1
0 0
0000
2222
'








t
v
t
tC
h
m
tC
h
m
tt
C
h
m
ee
dtee
v
v
0
1
2
.
.)
2











 








m
m
m
m
t
v
t
tC
h
m
tC

2
(1
1818
1
)(














(1-56)
Với





m
m
tC
h

m
t
C
h
m
ee
m
eU
v
5,3,1
1
2
.
.)(
1
22
.
2
)
2
(1
18
1
1
2
1








Ta có
 
2
''
01
'
o
UaUap.h)t(S 
;
vn
t
o
C
K
a
.
.
0
'




(1-57)
Ở đây:
C
v

Khi đạt đến độ lún ổn định toàn bộ (t

) ta có: U
1
= 1; U
2
= 1
S

= a
o
ph +
'
o
a
ph
1



(1-59)
1.7 BIẾN DẠNG TỪ BIẾN DO ỨNG SUẤT TIẾP ĐỐI VỚI CÔNG TRÌNH
CHỊU LỰC ĐỨNG p
0
VÀ LỰC NGANG q
0
[9], [23]
1.7.1 Thiết lập công thức tính toán tốc độ chuyển vị
Theo Newton, trong môi trường dịch thể nhớt lý tưởng, tốc độ chảy nhớt
z

Cả hai công thức trên đều tương ứng với trường hợp
0
lim


, tức là đối với
đất sét chảy theo quan điểm của N. N. Maslov.
Theo Bingam – Svedov, đối với trường hợp đàn hồi dẻo nhớt, có sức kháng ban
đầu (tức τ
lim
≠ 0 theo quan điểm N. N. Maslov), khi ứng suất pháp không thay đổi theo
chiều sâu lớp (P
z
= const) ta sẽ có:
 
zdv
z




(1-62)
Tốc độ chuyển vị
0
v
trên mặt lớp khi z=0 sẽ là:
d.v
0








(1-65)