Đánh giá sức chống cắt không thoát nước của nền đất yếu dưới công trình đắp thuộc khu vực đồng bằng sông Cửu Long

 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 30 
ĐÁNH GIÁ SỨC CHỐNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC CỦA 
NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI CÔNG TRÌNH ĐẮP THUỘC KHU VỰC 
ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG 
LÊ HOÀNG VIỆT* , VÕ PHÁN ** 
Estimating the undrained shear strength of soft soil under 
embankment in mekong delta area 
Abstract: The paper presents the results of evaluating change of 
undrained shear strength Su based on correlations between undrained 
shear strength and degree of compaction and timeby on - dimensional 
consolidation problem. The result from prediction calculation is 
appropriate to in-siu field vane test and can be used to estimate long-
term stability of soft soil under embankment in Mekong Delta area. 
Keywords: Undrained shear strength; Soft soil; Stability; Displacements. 
1. TỔNG QU N KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU* 
Sức chống cắt không thoát nước (Su) là 
thông số quan trọng được sử dụng để đánh 
giá ổn định công trình đắp trên đất yếu. 
Dưới tác dụng của khối đắp, hiện tượng cố 
kết xảy ra và kéo dài theo thời gian. Theo 
22TCN 262-2000 [1], Su tăng đồng đều 
theo độ sâu và theo thời gian dưới tác dụng 
của tải trọng ngoài và việc dự báo thay đổi 
Su chỉ căn cứ vào mức độ cố kết tổng thể 
Ut(t). Tuy nhiên, ở khu vực có lớp đất yếu 
có bề dày tương đối lớn, hiện tượng cố kết 
kéo dài đến hàng chục năm, thậm chí trăm 
năm và quá trình cố kết vẫn tiếp diễn ra 
trong quá trình sử dụng. 
Trong quá trình cố kết, sự tiêu tán áp 
lực nước lỗ rỗng thặng dư xảy ra không đồng 
đều trong phạm vi nền ảnh hưởng. Tại các vị 
trí gần biên thoát nước, sự tiêu tán áp lực 
nước lỗ rỗng thặng dư xảy ra nhanh hơn. 
Khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tiêu tán 
*, **
 Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG-HCM số 268 Lý 
Thường Kiệt, quận 10, TP. HCM, ĐT: 083 8636822 
* ĐT: 0979 853 988, Email: 
lehoangviet2008@gmail.com, 
** ĐT: 0913 867008, 
Email: vophan54@yahoo.com 
một phần, ứng suất hữu hiệu gia tăng 
tương ứng với hiện tượng nén chặt đất. Như 
vậy sự gia tăng Su cũng xảy ra không đồng 
đều trong nền. 
Một số kết quả thí nghiệm trong phòng trên 
cùng một loại đất bão hòa chỉ ra rằng Su phụ 
thuộc vào độ ẩm và tuân theo quy luật phi 
tuyến [2]. Như vậy, Su có liên hệ chặt chẽ với 
độ chặt hay trạng thái ứng suất ban đầu và có 
thể thể hiện thông qua tỷ số Su/σ’v, [3]. 
Theo Skempton (1948): 
Su/ σ′ = 0,11+0,0037Ip (1) 
Các tương quan giữa Su và chỉ số dẻo Ip của 
Bjerrum (1972), Terzaghi, Peck và Mersi 
(1996) đã nghiên cứu. Theo quan điểm thiết kế 
SHANSEP (Stress History And 
Normalized Soil Engineering Properties) [4],[5] 
Su = 
m'
vo )OCR(S  (2) 
Trong đó: S - hệ số chuẩn hóa sức chống cắt 
không thoát nước cho trạng thái cố kết thường 
(OCR = 1), 
S = 
1OCR
'
vou /S  (3) 
m - hệ số xác định từ độ dốc của đường 
quan hệ log (OCR) và log (Su/
'
vo ). 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 31 
Su của sét quá cố kết được xác định: 
Su = (Su/ 
'
vo )OCR=1 . (OCR)
m
. 'v (4) 
Điều này đã được các tác giả Jamiolkowski 
(1985), Mersi (1989), Ladd (1991) nghiên cứu 
bổ sung. Ladd (1991) đề nghị giá trị các hệ số: 
S = 0,22 0,03 và m = 0,8 0,1. 
Sức chống cắt không thoát nước cũng được 
xác định bằng cách phân tích theo ứng suất hữu 
hiệu với việc sử dụng hệ số áp lực lỗ rỗng 
Skempton Af (khi phá hoại) [6] như sau: 
 
'sin)1A2(1
)K1(AKsin'cos'c
S
f
0f0
'
vo
u
  
 (5) 
Đối với sét cố kết thường: 
 
'sin)1A2(1
)K1(AK'sin
S
f
0f0
;
vo
u
 
 (6) 
Trên cơ sở cân bằng giới hạn, bỏ qua các 
thông số hệ số áp lực nước lỗ rỗng, Verruijt 
cũng đưa ra công thức gần tương tự để đánh giá 
giá trị Su theo trạng thái ứng suất [7]. 
Ngoài ra, thông qua tính toán trên cơ sở 
lý thuyết cố kết thấm, tác giả đã tính toán 
dự báo Su thay đổi theo thời gian bằng các 
biểu thức (5) và (6) cho kết quả khác nhau 
đáng kể so với kết quả thí nghiệm cắt cánh tại 
hiện trường. 
2. GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH 
Hình 1. Vị trí tuyến đường mở r ng Quốc l 1A đoạn Mỹ Thuận - Cần Thơ. 
Chiều dài tuyến thuộc khu vực nghiên cứu 
từ Km 2042 đến Km 2061 dự án nâng cấp 
mở rộng Quốc lộ 1- Mỹ Thuận - Cần Thơ 
thuộc địa bàn tỉnh Vĩnh Long. Theo kết quả 
khảo sát hiện trường & kết quả thí nghiệm 
trong phòng, địa tầng tại khu vực nghiên cứu 
được chia làm các lớp đất chính như sau: 
Lớp K: Đất đắp, là lớp đất không đồng 
nhất, tuỳ từng khu vực mà lớp này có đặc 
điểm khác nhau. Bề dày lớp biến thiên từ 
0,5m đến 2,8m. 
Lớp 1a: Sét, màu xám nâu, xám đen, xám 
xanh, trạng thái dẻo mềm. Cao độ đáy lớp 
biến thiên từ -1,67m đến 2,75m. Bề dày lớp 
biến thiên từ 0,4m đến 3,4m. 
Lớp 1b: Bùn sét cát / bùn sét kẹp cát, 
màu xám xanh, xám nâu, xám đen. Tại 
một số lỗ khoan (Km 2056- Km 2061) 
chưa phát hiện lớp này. Cao độ đáy lớp 
được từ -29,8m đến 
-29,0m. Bề dày lớp thay đổi từ 14,0m đến 
15,2m. 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 32 
Lớp 1: Bùn sét/bùn sét kẹp cát, màu xám 
xanh, xám đen. Lớp này gặp trong tất cả các 
lỗ khoan. Hầu hết các lỗ khoan phần tuyến 
đều chưa được khoan qua hết bề dày của lớp. 
Cao độ đáy lớp biến thiên từ -29,80m đến - 
9,58m. Bề dày lớp đã khoan được biến thiên 
từ 10,0m đến 30,0m. 
Lớp 2: Sét, màu xám nâu, xám đen, trạng 
thái dẻo chảy. Lớp này chỉ gặp trong một 
vài vị trí. Bề dày lớp đã khoan được là 1,8 
đến 15,0m. Bề dày lớp chưa được xác 
định qua hết. 
Thấu kính TK1: Cát, hạt nhỏ, màu xám 
đen, đôi chỗ lẫn ổ bùn sét, kết cấu rời rạc. 
Thấu kính này gặp trong một vài vị trí (Km 
2042- Km 2047), cao độ đáy thấu kính biến 
thiên từ -10,90m đến -3,6m và bề dày thấu 
kính biến thiên từ 2,0m đến 9,2m. Thấu kính 
này gặp trong một vài vị trí (Km 2056- Km 
2061), cao độ đáy thấu kính biến thiên từ - 
21m đến -24,2m và bề dày thấu kính biến 
thiên từ 4,1m đến 4,7m. 
Thấu kính TK2: Cát hạt mịn. Thấu kính 
này gặp trong lớp 1, tại một vài vị trí (Km 
042-Km 2047). Cao độ đáy thấu kính là 
10,2m. Bề dày thấu kính là 2,0m 
3. ĐÁNH GIÁ SỰ TH Y ĐỔI SỨC 
CHỐNG CẮT THOÁT NƢỚC THEO BÀI 
TOÁN CỐ KẾT THẤM 
3.1. Xây dựng tương quan sức chống 
cắt không thoát nước theo độ sâu, mức độ 
nén chặt. 
Để đánh giá Su của đất yếu cần xác định 
tương quan giữa độ chặt (e) và trạng thái ứng 
suất của đất nền. Từ kết quả thí nghiệm nén cố 
kết, kết quả như hình 2 và: 
e = 1,6073exp(-0,0015σ'v) (7) 
Với: e- hệ số rỗng, σ'v- ứng suất nén 
Hình 2. Tương quan mức độ nén chặt theo 
trạng thái ứng suất 
Để dự báo sự gia tăng Su của đất yết theo 
thời gian, ngoài độ chặt, cần phải đánh giá 
trạng thái ứng suất trong quá trình cố kết. Từ 
đó xây dựng tương quan giữa ứng suất 
(σ'v) - độ chặt (e) và sức chống cắt không 
thoát nước (Su). Từ tương quan này cho phép 
dự báo sự gia tăng Su dưới tác dụng của quá 
trình gia tải. Trong phạm vi nghiên cứu này, 
tác giả sử dụng giá trị hệ số hiệu chỉnh của 
Bjerrum. 
Su= µ.Su(VST) (8) 
 với µ=1.7 - 0.54*log(IP) để hiệu chỉnh 
giá trị Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh 
(VST) và thành lập các tương quan: Su -z; 
tương quan Su/e- z; tương quan Su/e - σ’v của 
các khu vực nghiên cứu. Kết quả tính toán 
được như sau: 
Su = 0,395z + 13,978 (9) 
79,442
e
S
ln.2,201 u'V 
  (10) 
Từ kết quả tổng hợp sức chống cắt không 
thoát nước của thí nghiệm VST và được hiểu 
chỉnh theo biểu thức (8), xây dựng được các 
tương quan (9) và (10) là khá chặt chẽ, với hệ 
số tương quan R2=0,99 và được thể hiện trên 
hình 3, hình 4, hình 5 và hình 6. 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 33 
Hình 3. Tương quan giữa Su theo độ sâu 
khu vực dự kiến mở rộng mặt đường 
Hình 4. Tương quan giữa Su theo độ sâu (với 
lớp đất trên bề mặt cố kết trước) 
Hình 5. Tương quan giữa Su/e theo độ sâu Hình 6. Tương quan giữa Su/e và ứng suất hữu hiệu 
3.2. Cơ sở lý thuyết dự báo sức chống cắt 
không thoát nước theo bài toán cố kết thấm 
Để thực hiện tính toán giá trị áp lực nước lỗ 
rỗng thặng dư ở thời điểm bất kỳ theo độ sâu 
có thể sử dụng lý thuyết cố kết thấm 1 chiều 
của K.Terzaghi. Lời giải cố kết thấm một chiều 
của K.Terzaghi chấp nhận nước lỗ rỗng không 
chịu nén ép, hệ số cố kết phụ thuộc vào tính 
nén ép của cốt đất và tính thấm của đất: 
w0
z
v
a
k
C

 (11) 
Thực tế, nước lỗ rỗng luôn chứa một hàm 
lượng khí nhất định, các loại khí này khi chịu 
nén ép sẽ bị hòa tan một phần. Xét tính nén ép 
của nước lỗ rỗng, hệ số cố kết có thể được biểu 
diễn bằng biểu thức sau: 

w,ask
w
z
v
K
n3
K
)v1(2
k
C (12) 
)v21(3
E
K 0u
 (13) 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 34 
pp
1
p
1
2
)H1(S1
3
K
o0
r
w,a (14) 
Trong đó: 
Ksk - module biến dạng thể tích khung cốt đất; 
Ka,w - module biến dạng thể tích hỗn hợp 
khí-nước lỗ rỗng; 
Với: po = patm + γw.z - áp lực ban đầu của 
nước lỗ rỗng trong điều kiện tự nhiên; 
E0 - Module biến dạng tổng quát; 
ν - Hệ số Poisson của đất ; 
γw - trọng lượng riêng của nước; 
n - độ rỗng của đất; 
kz - hệ số thấm theo phuơng đứng. 
Sử dụng lý thuyết cố kết thấm cho phép 
xác định được giá trị áp lực nước lỗ rỗng 
thặng dư theo độ sâu tại một thời điểm nhất 
định nào đó. Từ đó, ứng suất hữu hiệu: 
σ′ = (σ − u) xác định được khi đã biết ứng 
suất tổng tác dụng. Áp lực nước lỗ rỗng 
thặng dư của bài toán cố kết thấm một chiều 
được tính theo biểu thức sau: 

1i
2
22
v t
h
iC
exp
h
zi
sin
i
1q4
u (15) 
Với điều kiện địa chất khu vực nghiên cứu, 
xét khối đắp dày 2m, trọng lượng riêng của vật 
liệu đắp là 19,5kN/m3, hệ số cố kết tính theo 
biểu thức (12), Cv= 6,704x10-4 m2/ngđ và hệ số 
thấm kz = 3,145x10-5 m/ngđ. Kết quả tính 
toán biểu thức (7) và (10) trên cở sở bài toán 
cố kết thấm một chiều khi xét tính nén ép 
của nước lỗ rỗng, giá trị sức chống cắt không 
thoát nước Su gần với giá trị Su từ thí nghiệm 
VST. Kết quả tính toán được thể hiện hình 7 
và hình 8. 
Kết quả dự báo sức chống cắt không thoát 
nước Su theo độ sâu (hình 8) tại tâm diện gia 
tải ở các thời điểm khác nhau trên cơ sở bài 
toán cố kết thấm một chiều cho thấy có sự 
khác biệt không đáng kể. Kết quả tính toán 
cho thấy ở gần bề mặt trong phạm vi 30 năm, ở 
độ sâu từ 8-9m trở lại thì Su ở tâm diện 
truyền tải lớn hơn ở taluy vì ứng suất nén 
trong nền ở tâm diện gia tải lớn hơn ở taluy. 
Ở độ sâu từ 9-14 m, giá trị Su ở các thời điểm 
khác nhau có giá trị gần bằng nhau và phù 
hợp với giá trị Su từ kết quả thí nghiệm cắt 
cánh tại hiện trường. Từ độ sâu 14m trở lên, giá 
trị Su ở các thời điểm khác nhau có giá trị gần 
bằng nhau và lớn hơn đáng kể với giá trị Su từ 
kết quả thí nghiệm cắt cánh tại hiện trường 
thuộc khu vực nghiên cứu. 
Hình 7. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố 
 kết và độ sâu theo thời gian không xét 
tínhnén ép của nước lỗ rỗng 
Hình 8. Kết quả tính toán Su theo mức độ 
cố kết và độ sâu theo thời gian có xét tính 
nén ép của nước lỗ rỗng 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4-2015 35 
4. KẾT LUẬN 
Kết quả phân tích và tổng hợp số liệu thí 
nghiệm xác định sức chống cắt không thoát 
nước và xây dựng các tương quan: (Su-z), 
(e-Su), (σ’v-Su/e), và kết hợp với lý thuyết cố 
kết thấm một chiều có xét tính nén ép của 
nước lỗ rỗng, cho phép dự báo được sự thay 
đổi Su theo thời gian và theo độ sâu. Kết quả 
nghiên cứu có thể rút ra các kết luận chính 
như sau: 
- Khu vực nền đất cố kết trước (khu vực đã 
tồn tại công trình đắp), kết quả tính toán Su theo 
các tương quan thí nghiệm đề nghị với bài toán 
cố kết thấm thấm một chiều có xét tính nén ép 
của nước lỗ rỗng phù hợp với kết quả thí 
nghiệm VST tại hiện trường. Sức chống cắt ở 
khu vực này gần bề mặt giảm dần đến độ sâu 
2m, từ độ sâu này trở đi thì Su tăng gần như 
tuyến tính theo độ sâu. 
- Dưới tác dụng của tải trọng ngoài, kết quả 
dự báo Su theo thời gian tại tâm diện gia tải 
với bài toán cố kết thấm một chiều phù hợp 
với xu hướng gia tăng sức chống cắt nơi tồn 
tại công trình đắp. 
- Giá trị Su dưới mái taluy tăng ít hơn so với 
tâm ở khu vực bề mặt. 
Kết quả nghiên cứu cho phép đánh giá khả 
năng ổn định của nền đất yếu theo thời gian và 
sự gia tăng khả năng chịu tải của đất nền ở khu 
vực bề mặt. 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
[1] Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN: 262-200, 
"Qui trình khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp 
trên đất yếu," Nhà xuất bản Xây dựng, 2000. 
[2] Nguyễn Thành Long, Lê Bá Lương, 
Nguyễn Quang Chiêu, Vũ Đức Lực, "Công 
trình trên đất yếu trong điều kiện Việt Nam," 
Trường Đại học Bách Khoa TP. HCM - Tổ 
Giáo trình, 1989. 
[3] Kenya Sagae, Motohiro Sugiyama, 
Akira Tonosaki and Masaru Akaishi, "Ratio 
of undrained shear strength to vertical 
effective stress," Proc.Schl.Eng.Tokai 
University, vol. 31, pp. 21-25, 2006. 
[4] F.H. Kulhavy, P.W. Mayne, Manual on 
estimating soil properties for 
foundation design, Cornell University Ithaca 
ed., 1990. 
[5] Charles C. Ladd, Hon. 
M., "Recommended practice for soft 
ground site characterization," in 12th 
Panamerican conference on soil mechanics 
and geotechnical engineering, 2003. 
[6] Braja M. Das, Advanced Soil 
Mechanics, T. edition, Ed., Taylor & Francis 
Group, 2008. 
[7] Arnold Verruijt, Soil Mechanics, D. U. 
o. Technology, Ed., 2001. 
[8] Bùi Trường Sơn, "Biến dạng tức thời 
và lâu dài của nền đất sét bão hòa nước," 
Tạp chí Phát triển Khoa học và Công nghệ, 
Đại học Quốc gia TP Hồ Chí Minh, vol. 9, pp. 
17-24, 2006. 
[9] Lê Hoàng Việt, Bùi Trường Sơn, 
"Tương quan sức chống cắt không thoát nước 
của sét mềm theo độ sâu và mức độ nén chặt," 
Tạp chí khoa học kỹ thuật thủy lợi & Môi 
trường, Đại học Thủy Lợi, vol. 39, pp. 120-
125, 2012. 
Người phản biện: PGS,TS. ĐẶNG HỮU DIỆP