Download: https://uploading.vn/5anvbmeut4ql

1. BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PHÁT TRIỂN NÔNG THÔN
VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI VIỆT NAM
VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI MIỀN NAM
--------------------
NGUYỄN CÔNG OANH
NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG MỘT SỐ THÔNG SỐ
TRONG THÍ NGHIỆM CỐ KẾT TỐC ĐỘ BIẾN DẠNG
KHÔNG ĐỔI (CRS) VÀO PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CỐ
KẾT CÓ SỬ DỤNG BẤC THẤM TRONG ĐIỀU KIỆN
VIỆT NAM
Chuyên ngành : ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG
Mã số : 9.58.02.11
LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT
TP. HỒ CHÍ MINH, năm 2019

2. BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PHÁT TRIỂN NÔNG THÔN
VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI VIỆT NAM
VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI MIỀN NAM
--------------------
NGUYỄN CÔNG OANH
NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG MỘT SỐ THÔNG SỐ
TRONG THÍ NGHIỆM CỐ KẾT TỐC ĐỘ BIẾN DẠNG
KHÔNG ĐỔI (CRS) VÀO PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CỐ
KẾT CÓ SỬ DỤNG BẤC THẤM TRONG ĐIỀU KIỆN
VIỆT NAM
Chuyên ngành : ĐỊA KỸ THUẬT XÂY DỰNG
Mã số : 9.58.02.11
LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT
NGƯỜI HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: GS. TS. TRẦN THỊ THANH
-----------------------------------
TP. HỒ CHÍ MINH, năm 2019

3. Công trình được hoàn thành tại
VIỆN KHOA HỌC THỦY LỢI MIỀN NAM
Người hướng dẫn khoa học
GS. TS. TRẦN THỊ THANH: …………………………..
Chủ tịch hội đồng cấp viện
GS. TS. NGUYỄN QUỐC DŨNG: …………………………..
Người phản biện
1. PGS. TS. NGUYỄN HỒNG NAM: ……………………
2. PGS. TS. TRẦN TUẤN ANH : ……………………
3. PGS. TS. HUỲNH NGỌC SANG : ……………………
TP. HỒ CHÍ MINH, năm 2019

4. -i-
LỜI CAM ĐOAN
Tôi xin cam đoan đây là công trình khoa học do chính tôi nghiên cứu và thực
hiện. Các kết quả, số liệu trong luận án là trung thực và chưa được công bố trong bất
kỳ công trình khoa học nào khác. Một số phần của nghiên cứu này đã được công bố
ở các hội nghị quốc tế chuyên ngành, tuyển tập hội nghị quôc tế chuyên ngành có chỉ
số ISBN và tạp chí chuyên ngành địa kỹ thuật có chỉ số ISSN.
Tác giả luận án
NGUYỄN CÔNG OANH

5. -ii-
LỜI CẢM ƠN
Tác giả xin chân thành cảm ơn GS. TS. Trần Thị Thanh đã tận tình hướng dẫn
tác giả hoàn thành luận án này. Tác giả gửi lời cảm ơn đến GS. TSKH. Nguyễn Văn
Thơ, PGS. TS. Võ Phán, TS. Nguyễn Ngọc Phúc đã đóng góp những ý kiến quí báu
trong quá trình phát triển nghiên cứu.
Trân trọng cảm ơn quí lãnh đạo, các thầy cô, Ban đào tạo viện khoa học thủy
lợi Miền Nam và viện khoa học thủy lợi Việt Nam đã giúp đỡ trong quá trình tác giả
học tập và thực hiện nghiên cứu tại đây.
Sự biết ơn sâu sắc đối với Ban quản lý dự án 85 (PM85), Ban quản lý dự án
Hàng Hải 2 (MPMU2), công ty TOA Corporation đã cho phép và giúp đỡ trong quá
trình làm việc và thu thập dữ liệu nghiên cứu và đồng nghiệp, TS. Suzuki Koji, đã
luôn khích lệ trong quá trình tác giả thực hiện nghiên cứu này.
Tác giả tri ân sự ủng hộ của gia đình đã hỗ trợ trong suốt thời gian nhiều năm
học tập và nghiên cứu để hoàn thành luận án này.

6. -iii-
TÓM TẮT LUẬN ÁN
Luận án nghiên cứu trên các kết quả thí nghiệm CRS trên mẫu đất nguyên
dạng ở một số vùng đất sét yếu ở Việt Nam để xác định thông số đầu vào cho bài toán
cố kết có sử dụng lõi thấm đứng trong việc xử lý nền đất yếu. Ảnh hưởng của tốc độ
biến dạng trong thí nghiệm CRS cũng được nghiên cứu để sử dụng tốc độ biến dạng
hợp lý khi so sánh kết quả tính toán bằng phần mềm CONSOPRO do tác giả thiết lập
trên phương trình cải tiến với kết quả quan trắc hiện trường. Nghiên cứu được thực
hiện trên các công trình cụ thể ở đồng bằng sông Cửu Long và đồng bằng sông Hồng.
Các công trình này hầu hết đều có thí nghiệm CRS trên mẫu nguyên dạng, cũng như
thí nghiệm IL tương ứng để có thể so sánh. Ngoài ra các thí nghiệm hiện trường như
xuyên tĩnh, cắt cánh cũng được thực hiện ở các công trình này để bổ sung cho việc
xác định các thông số đầu vào cho bài toán sai phân hữu hạn.
Tác giả cũng đề xuất một số mối tương quan đối với đất sét yếu ở các vùng
nghiên cứu như: Tương quan giữa chỉ số nén với độ ẩm tự nhiên, chỉ số dẻo và giới
hạn chảy của đất yếu; Tương quan giữa sức kháng cắt không thoát nước so với hệ số
cố kết trước OCR; Tương quan giữa áp lực tiền cố kết từ thí nghiệm CRS và thí
nghiệm IL; Tương quan giữa áp lực tiền cố kết với tốc độ biến dạng trong thí nghiệm
CRS; Tương quan giữa áp lực tiến cố kết so với sức kháng xuyên hiệu dụng….
Nghiên cứu này đã cải tiến lời giải có sẵn và lập trình tính toán theo phương
pháp sai phân hữu hạn với phần mềm CONSOPRO đã được đăng ký bản quyền. Phần
mềm được sử dụng để phân tích cố kết cho bài toán xử lý nền đất yếu có hoặc không
có gia tải bằng bơm hút chân không ở các vùng nghiên cứu ở Việt Nam cũng như
nghiên cứu ảnh hưởng của chiều dài bấc thấm lên mức độ cố kết của nền đất yếu theo
thời gian.
Và cuối cùng là nghiên cứu cũng thể hiện rõ ràng tính ứng dụng của thí nghiệm
tốc độ biến dạng không đổi CRS vào thực tế xây dựng để có thể rút ngắn thời gian
thí nghiệm và đảm bảo chất lượng thông số đầu vào cho bài toán.

7. -iv-
CẤU TRÚC CỦA LUẬN ÁN
MỞ ĐẦU
Nêu cách đặt vấn đề, tính cấp thiết của đề tài, mục tiêu nghiên cứu, đối tượng
nghiên cứu, giới hạn phạm vi nghiên cứu, các đóng góp mới của nghiên cứu và ý
nghĩa khoa học và thực tiễn.
CHƯƠNG 1: TỔNG QUAN VỀ SỬ DỤNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CỐ KẾT
TRONG PHÂN TÍCH BÀI TOÁN ĐỊA KỸ THUẬT
Tổng hợp tổng quan về các nghiên cứu trong và ngoài nước liên quan đến thí
nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi. Đồng thời nêu sơ bộ các công trình có sử
dụng thí nghiệm CRS trong luận án và đồng thời thể hiện biểu đồ Atteberg tương ứng
với đất yếu ở các vùng này. Đề xuất mối tương quan của chỉ số nén theo độ ẩm tự
nhiên, giới hạn chảy và giới hạn dẻo của các vùng đất đang nghiên cứu.
CHƯƠNG 2: MỘT SỐ THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU XÁC ĐỊNH THEO CÁC
PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM KHÁC NHAU
Mô tả một số thông số của đất yếu được xác định theo các thí nghiệm khác
nhau như áp lực tiền cố kết, các chỉ số nén, sức kháng cắt không thoát nước tương
ứng với các thí nghiệm xuyên tĩnh, cắt cánh và thí nghiệm nén nở hông trong phòng.
NCS cũng đề xuất một số tương quan giữa sức kháng cắt với OCR; mối tương quan
giữa áp suất tiền cố kết theo CRS và theo IL; ảnh hưởng của tốc độ biến dạng lên áp
suất tiền cố kết trong thí nghiệm CRS đối với các khu vực đang nghiên cứu; mối
tương quan giữa hệ số cố kết ngang từ thí nghiệm CPTU với hệ số cố kết đứng từ thí
nghiệm CRS.
CHƯƠNG 3: CÁC LỜI GIẢI CHO BÀI TOÁN CỐ KẾT BẰNG LÕI THẤM
ĐỨNG
Mô tả một số lời giải trước đó liên quan đến bài toán cố kết thấm bằng lõi thấm
đứng. Ngoài ra tác giả cũng đề xuất mô hình dựa trên nghiên cứu trước đó của Suzuki
nằm 2004 và lập trình phần mềm CONSOPRO.
CHƯƠNG 4: PHÂN TÍCH CÁC BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CÓ SỬ
DỤNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CRS Ở VIỆT NAM

8. -v-
Thực hiện các bài tính toán tương ứng với các công trình bằng phần mềm
CONSOPRO sau đó so sánh kết quả tính toán với kết quả quan trắc đối với độ lún
theo bàn đo lún mặt, thiết bị đo lún sâu, thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng. Và cũng xét
đến sức kháng cắt không thoát nước trước và sau khi xử lý có so sánh với kết quả tính
toán sức kháng cắt từ phần mềm CONSOPRO. Ngoải ra cũng phân tích ảnh hưởng
của chiều sâu bấc thấm lên quá trình cố kết thấm đối với các khu vực nghiên cứu.
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Nêu các kết luận và kiến nghị chính dựa trên kết quả nghiên cứu.

9. -vi-
MỤC LỤC
LỜI CAM ĐOAN i
LỜI CẢM ƠN ii
TÓM TẮT LUẬN ÁN iii
CẤU TRÚC CỦA LUẬN ÁN iv
MỤC LỤC vi
DANH MỤC HÌNH ẢNH VÀ ĐỒ THỊ ix
DANH MỤC BẢNG BIỂU xii
DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT xiii
MỞ ĐẦU 1
1. ĐẶT VẤN ĐỀ 1
2. TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI 2
3. MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU 4
4. ĐỐI TƯỢNG NGHIÊN CỨU 4
5. GIỚI HẠN PHẠM VI NGHIÊN CỨU 4
6. NHỮNG ĐÓNG GÓP MỚI CỦA LUẬN ÁN 5
7. Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ THỰC TIỄN 5
CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ SỬ DỤNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CỐ KẾT
TRONG PHÂN TÍCH BÀI TOÁN ĐỊA KỸ THUẬT 6
1.1 PHÂN BỐ ĐẤT YẾU TRONG KHU VỰC VÀ VIỆT NAM 6
1.2 LỊCH SỬ NGHIÊN CỨU THÍ NGHIỆM CRS 8
1.2.1 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU NGOÀI NƯỚC 8
1.2.2 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TRONG NƯỚC 10
1.3 CÁC KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VỀ THÍ NGHIỆM CRS 10
1.4 CÔNG TRÌNH THỰC TẾ CÓ THÍ NGHIỆM CRS TRÊN ĐẤT YẾU 10
1.4.1 THÍ NGHIỆM CRS 10
1.4.2 CÁC CÔNG TRÌNH CÓ THÍ NGHIỆM CRS 14
1.5 LỊCH SỬ PHÁT TRIỂN CÁC LỜI GIẢI CỐ KẾT 21

10. -vii-
1.6 KẾT LUẬN CHƯƠNG 1 21
CHƯƠNG 2 MỘT SỐ THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU XÁC ĐỊNH BẰNG CÁC
PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM KHÁC NHAU 23
2.1 MỘT SỐ THÔNG SỐ ĐẶC TRƯNG CỦA ĐẤT YẾU 23
2.1.1 SỨC KHÁNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC 23
2.1.2 ÁP LỰC TIỀN CỐ KẾT 25
2.1.3 CÁC CHỈ SỐ NÉN Cc1, Cc2 VÀ Cr CỦA ĐẤT YẾU 28
2.2 THÍ NGHIỆM XUYÊN TĨNH HIỆN TRƯỜNG 33
2.2.1 ÁP LỰC TIỀN CỐ KẾT THEO SỨC KHÁNG XUYÊN 33
2.2.2 HỆ SỐ CỐ KẾT NGANG TỪ KẾT QUẢ XUYÊN TĨNH 35
2.3 KẾT LUẬN CHƯƠNG 2 36
CHƯƠNG 3 LỜI GIẢI CHO BÀI TOÁN CỐ KẾT BẰNG LÕI THẤM ĐỨNG 38
3.1 LỜI GIẢI BÀI TOÁN CỐ KẾT CÓ LÕI THẤM ĐỨNG 38
3.1.1 LÝ THUYẾT CỦA RENDULIC VÀ CARILLO 38
3.1.2 LỜI GIẢI CỦA BIOT, M. A. (1941) 39
3.1.3 LỜI GIẢI CỦA RENDULIC (1936) 46
3.1.4 LÝ THUYẾT CỦA BARRON (1948) 47
3.1.5 LỜI GIẢI GẦN ĐÚNG CỦA YOSHIKUNI VÀ NAKANODE (1974) 48
3.1.6 PHƯƠNG PHÁP ĐƠN GIẢN HÓA LAMDA CỦA HANSBO (1979, 1997) 49
3.1.7 LỜI GIẢI CỦA HANSBO (1981, 2011) KỂ ĐẾN ĐỘ XÁO ĐỘNG & SỨC CẢN LÕI THẤM 50
3.2 MÔ HÌNH ĐỀ XUẤT CHO BÀI TOÁN NỀN NHIỀU LỚP 51
3.3 PHẦN MỀM CONSOPRO 58
3.4 SO SÁNH LỜI GIẢI HANSBO VỚI KẾT QUẢ TỪ CONSOPRO 64
3.5 KẾT LUẬN CHƯƠNG 3 67
CHƯƠNG 4 PHÂN TÍCH CÁC BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU CÓ SỬ DỤNG
KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CRS Ở VIỆT NAM 69
4.1 CÔNG TRÌNH CẢNG HẢI PHÒNG GIAI ĐOẠN 2 69
4.1.1 GIỚI THIỆU 69
4.1.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU 70
4.1.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN LÚN CỐ KẾT THEO THỜI GIAN 72
4.2 CÔNG TRÌNH CẢNG CONTAINER QUỐC TẾ CÁI MÉP - ODA 76
4.2.1 GIỚI THIỆU 76
4.2.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU 78
4.2.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN Ở CÁI MÉP – ODA 81
4.3 CÔNG TRÌNH CẢNG SPCT – HIỆP PHƯỚC 90

11. -viii-
4.3.1 GIỚI THIỆU 90
4.3.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU 91
4.3.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN Ở SPCT – HIỆP PHƯỚC 98
4.4 CÔNG TRÌNH NHÀ MÁY KHÍ - CÀ MAU 111
4.4.1 GIỚI THIỆU 111
4.4.2 THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU 112
4.4.3 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN XỬ LÝ NỀN Ở NHÀ MÁY KHÍ – CÀ MAU 115
4.5 PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CHIỀU DÀI BẤC THẤM THAY ĐỔI 121
4.5.1 THÔNG SỐ ĐẦU VÀO CỦA BÀI TOÁN 122
4.5.2 KẾT QUẢ PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CHIỀU DÀI PVD THAY ĐỔI 123
4.6 KẾT LUẬN CHƯƠNG 4 125
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 127
1. KẾT LUẬN 127
2. KIẾN NGHỊ 128
CÁC CÔNG TRÌNH KHOA HỌC ĐÃ CÔNG BỐ 129
TÀI LIỆU THAM KHẢO 130

12. -ix-
DANH MỤC HÌNH ẢNH VÀ ĐỒ THỊ
Hình A- 1 Kết quả thí nghiệm tiêu biểu của đất sét yếu cho một số vùng ở Việt Nam ..................... 1
Hình 1-1 Bản đồ phân vùng đất yếu Holocene của khu vực châu Đông Nam Châu Á theo Cox,
1970 [9].............................................................................................................................................. 6
Hình 1-2 Bản đồ phân vùng trầm tích Holocene đệ tứ ở Việt Nam theo [54] ................................... 7
Hình 1-3 Phân bố chiều dày trầm tích Holocene đệ tứ ở Việt Nam theo [54] ................................... 7
Hình 1-4 Sơ đồ hộp nén cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS (ASTM D4186-12).................... 11
Hình 1-5 Bản đồ Việt Nam và vị trí các vùng đất yếu nghiên cứu .................................................. 17
Hình 1-6 Hàm lượng hạt bụi và hạt sét cho đất sét yếu cho một số khu vực ở Việt Nam ............... 18
Hình 1-7 Biểu đồ Atteberg cho đất yếu của một số vùng ở Việt Nam............................................. 19
Hình 1-8 Tương quan hệ giữa chỉ số nén với độ ẩm, giới hạn chảy và chỉ số dẻo .......................... 20
Hình 2-1 Sức kháng cắt không thoát nước của một số vùng ở Việt Nam........................................ 24
Hình 2-2 Áp lực tiền cố kết của đất yếu của một số vùng ở Việt Nam............................................ 25
Hình 2-3 Tương quan giữa sức kháng cắt không thoát nước và OCR............................................. 27
Hình 2-4 Tương quan áp lực tiền cố kết từ thí nghiệm CRS và IL.................................................. 27
Hình 2-5 Biến thiên hệ số rỗng và hệ số cố kết theo cấp áp lực từ thí nghiệm CRS ....................... 29
Hình 2-6 Biến thiên áp lực nén v, áp lực nước lỗ rỗng ub và tỷ số ub/v theo thời gian................. 30
Hình 2-7 Biến thiên chỉ số nén theo cấp áp lực ............................................................................... 31
Hình 2-8 Ảnh hưởng tốc độ biến dạng lên áp lực tiền cố kết .......................................................... 32
Hình 2-9 Kết quả xuyên tĩnh tại một số công trình ở Việt Nam ...................................................... 33
Hình 2-10 Tương quan hệ giữa sức kháng xuyên NET và áp lực tiền cố kết .................................. 34
Hình 2-11 Tương quan giữa hệ số cố kết CRS cv(CRS) và theo CPTU ch(CPTU).................................. 35
Hình 3-1 Mô hình do tác giả đề xuất cho bài toán cố kết có lõi thấm đứng .................................... 52
Hình 3-2 Sơ đồ khối của phần mềm CONSOPRO .......................................................................... 54
Hình 3-3 Sơ đồ khối cho chương trình con STRAIN01 .................................................................. 55
Hình 3-4 Sơ đồ khối cho chương trình con STRAIN01A và STRAIN01B..................................... 55
Hình 3-5 Sơ đồ khối cho chương trình con STRAIN02 .................................................................. 56
Hình 3-6 Sơ đồ khối cho chương trình con UNGSUATTRUNGBINH và HESORONG............... 57

13. -x-
Hình 3-7 Kết quả so sánh giữa lời giải của Hansbo, 1981 [18] và phần mềm CONSOPRO [32]... 65
Hình 4-1 Mặt bằng vị trí khảo sát địa kỹ thuật và bố trí bàn quan trắc lún...................................... 69
Hình 4-2 Kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS ở 0.02%/phút ..................... 70
Hình 4-3 Chỉ tiêu vật lý và nén lún của đất yếu ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2............................... 71
Hình 4-4 Mặt cắt gia tải và bố trí thiết bị quan trắc ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2......................... 73
Hình 4-5 Số liệu quan trắc lún ở các bàn đo lún.............................................................................. 73
Hình 4-6 Kết quả quan trắc và phân tích bằng CONSOPRO với bàn đo lún mặt ở cảng Hải Phòng
.......................................................................................................................................................... 75
Hình 4-7 Mặt bằng bố trí hố khoan khảo sát, xuyên tĩnh, và thiết bị quan trắc ở cảng Cái Mép..... 77
Hình 4-8 Chi tiết kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi ở cảng Cái Mep - ODA .. 79
Hình 4-9 Thông số vật lý và cố kết của nền đất yếu ở cảng Cái Mép – ODA................................. 80
Hình 4-10 Mặt cắt điển hình gia tải, phân lớp đất yếu và thiết bị quan trắc ở cảng Cái Mép – ODA
.......................................................................................................................................................... 81
Hình 4-11 Dữ liệu quan trắc gia tải và lún của các phân khu ở cảng Cái Mép – ODA ................... 83
Hình 4-12 Kết quả quan trắc và phân tích bằng CONSOPRO với bàn đo lún mặt ở cảng Cái Mép84
Hình 4-13 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở cảng Cái Mép 85
Hình 4-14 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Piezometer ở cảng Cái Mép ..... 87
Hình 4-15 Dữ liệu quan trắc và tính toán bàn đo áp lực EPC ở cảng Cái Mép ............................... 88
Hình 4-16 Gia tăng sức kháng cắt sau khi xử lý nền ở cảng Cái Mép............................................. 89
Hình 4-17 Mặt bằng phân khu, vị trí điểm khảo sát, thí nghiệm và thiết bị quan trắc ở cảng SPCT91
Hình 4-18 Chi tiết kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi ở cảng SPCT, Hiệp Phước
.......................................................................................................................................................... 92
Hình 4-19 Thông số vật lý và cố kết của nền đất yếu ở cảng SPCT-Hiệp Phước............................ 93
Hình 4-20 Sức kháng xuyên hiệu dụng ở các phân khu Phase 1-1, Phase 1-4, Phase 1-5 và Phase 2-
2........................................................................................................................................................ 95
Hình 4-21 Dữ liệu quan trắc gia tải và lún của các phân khu ở cảng SPCT-Hiệp Phước.............. 100
Hình 4-22 Mặt cắt điển hình gia tải, phân lớp đất yếu và thiết bị quan trắc ở cảng SPCT Hiệp
Phước ............................................................................................................................................. 100
Hình 4-23 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc bàn đo lún mặt .............................. 101

14. -xi-
Hình 4-24 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 1-1 .... 103
Hình 4-25 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 1-2 .... 104
Hình 4-26 Kết quả theo CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 1-3, 1-4 và 1-5.. 105
Hình 4-27 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Extensometers ở Phase 2-2 .... 106
Hình 4-28 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Piezometer ở Phase 1-1, 1-2... 107
Hình 4-29 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc cho Piezometer ở Phase 1-3,1-4,1-5 và
2-2 .................................................................................................................................................. 108
Hình 4-30 Gia tăng sức kháng cắt ở các khu nghiên cứu............................................................... 109
Hình 4-31 Mặt bằng bố trí khảo sát và thiết bị quan trắc ở công trình khí Cà Mau....................... 111
Hình 4-32 Chi tiết kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi ở công trình Khí Cà Mau
........................................................................................................................................................ 113
Hình 4-33 Thông số vật lý và cố kết của nền đất yếu ở công trình khí Cà Mau............................ 114
Hình 4-34 Dữ liệu quan trắc gia tải và lún của các khu vực đang xét ở công trình khí Cà Mau ... 116
Hình 4-35 Quan trắc áp lực chân không bằng đồng hồ đo............................................................. 117
Hình 4-36 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc bàn đo lún mặt ở Cà Mau.............. 117
Hình 4-37 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc Extensometer ở Cà Mau................ 119
Hình 4-38 Kết quả tính toán bằng CONSOPRO và quan trắc Piezometer ở Cà Mau.................... 120
Hình 4-39 Gia tăng sức kháng cắt ở công trình khí Cà Mau sau khi xử lý nền ............................. 120
Hình 4-40 Kết quả phân tích bài toán bấc thấm có chiều dài thay đổi so với chiều dày vùng nén lún
........................................................................................................................................................ 124

15. -xii-
DANH MỤC BẢNG BIỂU
Bảng 1-1 Qui trình chuẩn bị mẫu và thí nghiệm CRS .................................................................... 12
Bảng 1-2 Tổng hợp các thí nghiệm thực hiện trong công trình nghiên cứu..................................... 15
Bảng 1-3 Qui trình thí nghiệm của từng phương pháp thí nghiệm ở các công trình nghiên cứu..... 15
Bảng 1-4 So sánh các công thức kinh nghiệm ................................................................................. 20
Bảng 3-1 Định nghĩa giao diện phần mềm CONSOPRO ................................................................ 58
Bảng 3-2 Phần mềm COSOPRO...................................................................................................... 60
Bảng 3-3 Khác biệt giữa độ lún tính toán từ thông số theo CRS và IL ........................................... 67
Bảng 4-1 Bảng thông số đầu vào cho bài toán cố kết ở cảng Hải Phòng giai đoạn 2...................... 74
Bảng 4-2 Lịch sử quá trình gia tải và thi công bấc thấm PVD tại cảng Hải Phòng giai đoạn 2 ...... 74
Bảng 4-3 Thông số đất yếu ở cảng Cái Mép – ODA cho bài toán................................................... 80
Bảng 4-4 Lịch sử thi công đắp nền và gia tải tiêu biểu ở cảng Cái Mép - ODA ............................. 82
Bảng 4-5 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-1; 1-2; 1-3 và 2-2 cảng SPCT Hiệp Phước............. 96
Bảng 4-6 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-4 cảng SPCT Hiệp Phước....................................... 96
Bảng 4-7 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-5 (1) cảng SPCT Hiệp Phước ................................. 97
Bảng 4-8 Bảng thông số đầu vào cho Phase 1-5 (2) cảng SPCT Hiệp Phước ................................. 97
Bảng 4-9 Lịch sử thi công và gia tải ở khu vực cảng SPCT-Hiệp Phước........................................ 99
Bảng 4-10 Cao độ lắp đặt các vòng từ đo lún sâu và đầu đo áp lực nước lỗ rỗng......................... 112
Bảng 4-11 Thông số đầu vào sử dụng trong bài toán phân tích cố kết ở công trình khí Cà Mau.. 114
Bảng 4-12 Tổng hợp thông số đầu vào cho bài toán bấc thấm có chiều dài thay đổi.................... 122

16. -xiii-
DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT
CRS Constant rate of strain
consolidation test
Thí nghiệm cố kết theo sơ đồ tốc
độ biến dạng không đổi
CPTU Cone Penetration test with pore
water pressure measurement
Xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ
rỗng
DST1 Direct Shear Box Test 1 Thí nghiệm cố kết, cắt đơn không
thoát nước ở trạng thái hiện trường
DST2
Direct Shear Box Test 2 Thí nghiệm cố kết, cắt đơn không
thoát nước ở trạng thái cô kết
thường
EPC Earth Pressure Cell Thiết bị đo áp lực đất
FDM Finite Difference Dethod Phương pháp sai phân hữu hạn
FVT (VST) Field vane shear test Cắt cánh hiện trường
IL Inremental loading Thí nghiệm cố kết theo sơ đồ gia
tải từng cấp
PVD Prefabricated vertical drain Bấc thấm
PHD Prefabricated Horizontal drain Bấc thấm ngang
PI Plasticity Index Chỉ số dẻo của đất
UCT Unconfined Compression Test Thí nghiệm nén đơn nở hông tự do
ch (cm2
/ngày đêm) Coefficient of horizontal
consolidation
Hệ số cố kết theo phương ngang
ch(OC) (cm2
/ngày đêm) Coefficient of horizontal
consolidation at over-
Hệ số cố kết theo phương ngang
trạng thái cố kết trước
ch(NC) (cm2
/ngày đêm) Coefficient of horizontal
consolidation at normally-
Hệ số cố kết theo phương ngang
trạng thái cố kết thường
cv (cm2
/ngày đêm) Coefficient of vertical
consolidation
Hệ số cố kết theo phương đứng
cv(ave.) (cm2
/ngày đêm) Average coefficient of vertical
consolidation
Hệ số cố kết trung bình theo
phương đứng
cv(CRS) (cm2
/ngày đêm) Coefficient of vertical
consolidation from CRS test
Hệ số cố kết theo phương đứng từ
thí nghiệm CRS
cv(IL) (cm2
/ngày đêm) Coefficient of vertical
consolidation from IL test
Hệ số cố kết theo phương đứng từ
thí nghiệm IL
cv(OC) (cm2
/ngày đêm)
Coefficient of vertical
consolidation at over-
consolidated state
Hệ số cố kết theo phương đứng
trạng thái cố kết trước
cv(NC) (cm2
/ngày đêm)
Coefficient of vertical
consolidation at over-
consolidated state
Hệ số cố kết theo phương đứng
trạng thái cố kết thường
D (cm) Distance of PVD Khoảng cách giữa các bấc thấm
De (cm) Equivalent diameter of unit cell Đường kính tương đương của trụ
đất xung quanh bấc thấm

17. -xiv-
dw (cm) Diameter of PVD Đường kính lõi thấm đứng
ds (cm) Diameter of smear zone Đường kính vùng xáo động
N Ratio De/dw Tỷ số giữa De/dw
e0 Void ratio Hệ số rỗng trạng thái tự nhiên
k (m/ngày đêm) Permeability Hệ số thấm của đất
kh (m/ngày đêm) Horizontal permeability Hệ số thấm theo phương ngang
k’h (m/ngày đêm) Horizontal permeability within
smear zone
Hệ số thấm theo phương ngang
trong vùng xáo động
kv (m/ngày đêm) Vertical permeability Hệ số thấm theo phương đứng
qc (MPa) Cone point resistance Sức kháng mũi xuyên
qT (MPa) Corrected cone point resistance Sức kháng mũi được hiệu chuẩn
qNET (MPa) Net cone point resistance Sức kháng mũi hiệu dụng
EXT (EX) Extensometer Thiết bị đo lún sâu
PIEZ (PZ) Piezometer Thiết bị đo áp lực nước lỗ rỗng
SP (SS, P) Settlement Plate Bàn đo lún
suf (kPa) Field undrained shear strength Sức kháng cắt trong điều kiện hiện
trường
sun (kPa) Undrained shear strength at
normally consolidated state
Sức kháng cắt trong điều kiện cố
kết thường
t (ngày đêm) Elaps time Thời gian
U (%) Degree of consolidation Độ cố kết trung bình
u2 (kPa) Pore pressure at cone shoulder Áp lực nước lỗ rỗng khi xuyên tĩnh
wn (%) Natural water content Độ ẩm tự nhiên của đất
wL(hoặc LL) (%) Liquid Limit Độ ẩm giới hạn chảy của đất
wP (%) Plastic Limit Độ ẩm giới hạn dẻo của đất
’c (p’c, ’y,’vc) (kPa) Pre-consolidation pressure Áp lực tiền cố kết
v0 (kPa) Total over-burdened stress Ứng suất tổng hiện trường
’v0 (kPa) Effective over-burdened stress Ứng suất hữu hiệu hiện trường

18. -1-
MỞ ĐẦU
1. ĐẶT VẤN ĐỀ
Phương pháp thí nghiệm cố kết theo sơ đồ tốc độ biến dạng không đổi (CRS),
có một số ưu điểm nhất định so với phương pháp gia tải từng cấp IL (truyền thống).
Các ưu điểm có thể kế đến là: thí nghiệm nhanh hơn (từ 1-2 ngày cho một thí nghiệm
bao gồm cả công tác chuẩn bị) so với phương pháp truyền thống (mỗi cấp tải là 24h)
và vì thế thời gian để thử nghiệm một mẫu đất sét yếu có thể lên đến hơn 7 ngày đối
với phương pháp gia tải từng cấp truyền thống; dữ liệu được thu thập từ kết quả thí
nghiệm CRS một cách liên tục do đó đường quan hệ e-logp’ sẽ là đường liên tục so
với sơ đồ thí nghiệm truyền thống có các điểm rời rạc theo cấp gia tải.
Hình A- 1 Kết quả thí nghiệm tiêu biểu của đất sét yếu cho một số vùng ở Việt Nam
Dễ dàng nhận thấy rằng với các điểm rời rạc như trên Hình A- 1 từ thí nghiệm
nén cố kết bằng hộp nén một chiều Oedometer với sơ đồ gia tải từng cấp IL (truyền
thống), rất khó xác định được chính xác áp lực tiền cố kết, đây là một thông số rất
quan trọng được sử dụng trong bài toán xác định độ lún của nền đất yếu. Tuy vậy,
với độ dốc của đường cong e-logp’ ở giai đoạn cố kết trước (OC) và giai đoạn cố kết
thường (NC) tương ứng với hai loại thí nghiệm này có giá trị gần xấp xỉ nhau nên có
thể xem như không thay đổi theo phương pháp thí nghiệm. Hơn nữa với các giá trị
HÖ
sè
rçng,
e
'v (kPa)
C¸i MÐp HiÖp Ph­íc Cµ Mau
H¶i Phßng
GL. +3.50 GL. +4.49 GL. +2.85 GL. +2.80
CRS IL
0.4
0.8
1.2
1.6
2.0
2.4
c
v
(cm
2
/d)
101
102
103
101
102
103
104
'v (kPa) 'v (kPa) 'v (kPa)
101
102
103
101
102
103
101
102
103

19. -2-
hệ số cố kết cv cũng tương ứng xấp xỉ nhau và cũng không phụ thuộc phương pháp
thí nghiệm giữa tốc độ nhanh theo sơ đồ CRS và tốc độ chậm theo sơ đồ IL.
Mặt khác việc so sánh áp lực tiền cố kết theo kết quả thí nghiệm CRS lớn hơn
từ kết quả thí nghiệm IL do đó nhiều tác giả nghiên cứu không công nhận tính khả
thi của thí nghiệm CRS vào bài toán cố kết thực tế. Điều này dẫn đến việc có khá ít
nghiên cứu ứng dụng thí nghiệm CRS vào tính toán thiết kế thực hành trong xử lý
nền đất yếu, đặc biệt là việc xử lý đất yếu có dùng bấc thấm (PVD) kết hợp gia tải
trước (Surcharge) kết hợp bơm hút chân không (Vacuum).
Mặc dù ưu điểm của thí nghiệm CRS khá rõ ràng như trình bày ở Hình A- 1
trên kết quả thí nghiệm CRS so sánh với kết quả thí nghiệm IL do tác giả tổng hợp từ
chính nghiên cứu này cho các mẫu nguyên dạng ở cùng độ sâu lấy mẫu tiêu biểu cho
đất sét yếu Việt Nam, nhưng đến nay vẫn chưa có nghiên cứu ứng dụng kết quả thí
nghiệm CRS vào các công trình ở Việt Nam.
Vì vậy tác giả nghiên cứu khả năng ứng dụng kết quả thí nghiệm CRS trên
mẫu nguyên dạng để xác định thông số đầu vào cho bài toán phân tích cố kết thông
qua số liệu quan trắc hiện trường tại các công trình xử lý nền đất yếu ở Việt Nam và
các vấn đề chưa được xét đến trong tiêu chuẩn Việt Nam kết hợp đề xuất mô hình cải
tiến cho bài toán cố kết có sử dụng lõi thấm đứng.
2. TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI
Trong giai đoạn phát triển hiện nay, rất nhiều dự án xử lý nền đất yếu ở Việt
Nam có sử dụng lõi thấm đứng như giếng cát (Sand Drain) hoặc bấc thấm
(Prefabricated Vertical Drain) kết hợp gia tải trước (Surcharge) và có hoặc không có
kết hợp với hút chân không (Vacuum), hơn nữa đất yếu của Việt Nam (độ ẩm tự nhiên
xấp xỉ giới hạn chảy, hệ số rỗng lớn, và sức chống cắt bé) thuộc trầm tích đệ tứ
(Holocene và Pleitocene) phân bố dọc theo các đồng bằng ven biển của Việt Nam và
trải dài từ đồng bằng Bắc Bộ đến đồng bằng sông Cửu Long. Với điều kiện địa chất
như thế thì nền đất thường đòi hỏi cần được xử lý để chịu tải công trình.

20. -3-
o Tuy nhiên rất nhiều dự án ở nước ta hiện nay sau khi xử lý vẫn thể hiện độ
lún dư kéo dài làm cho việc vận hành bình thường công trình rất khó khăn
và tốn kém.
o Độ lún theo thời gian của nền được tính toán theo các tiêu chuẩn hiện hành
là qui đổi tương đương về một lớp có hệ số cố kết trung bình, dẫn đến sự
kém chính xác của bài toán.
o Các tiêu chuẩn hiện hành của Việt Nam cũng không nêu các cách xác định
độ lún cuối cùng ngoài phương pháp được Asaoka, 1978 đề xuất [1],
phương pháp hồi qui từ kết quả quan trắc theo các tiêu chuẩn hiện hành
của Việt Nam như TCVN 9842-2013 [50], TCVN 9355-2012 [49] và 22
TCN262-2000 [48]. Mặc dù các công trình cũng đã dùng đến các phương
pháp này tuy nhiên vẫn chỉ có thể xác định được độ lún cuối cùng không
đủ độ chính xác cần thiết. Các lời giải nêu trong tiêu chuẩn hiện hành dưới
dạng nền qui về một lớp tương đương với các đặc trưng cố kết tương
đương.
o Tiêu chuẩn hiện hành của Việt Nam TCVN 4200-2012 [51] chỉ có qui định
về phương pháp thí nghiệm cố kết gia tải từng cấp để xác định các đặc
trưng nén lún của đất trong phòng thí nghiệm.
o Chưa có tiêu chuẩn được ban hành về việc áp dụng sơ đồ thí nghiệm cố kết
tốc độ biến dạng không đổi (CRS) trong các qui trình chính thức đã được
cập nhật của Việt Nam. Cho đến hiện nay có một số nghiên cứu của
Umehara, 1983 [55], Suzuki, 2004 [46], Suzuki, 2008 [45], Đào Thị Vân
Trâm, 2013 [11] và Suzuki & Nguyễn Công Oanh, 2013 [44] về việc áp
dụng trực tiếp kết quả thí nghiệm CRS vào thực tế xây dựng, tuy nhiên
nghiên cứu này chỉ giới hạn ở một số công trình thực tế được tính toán nằm
ở Nhật Bản và áp dụng vào hố đào sâu ở khu vực Thị Vải, Việt Nam.

21. -4-
Do đó, hiện nay cần thiết nghiên cứu ứng dụng thí nghiệm CRS vào thực tiễn
đối với bài toán xử lý nền đất yếu trong điều kiện Việt Nam, cũng như đưa ra cách
xác định độ lún cuối cùng một cách tương đối chính xác để có thể sử dụng trong thực
tế xử lý nền đất yếu tại Việt Nam.
3. MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU
o Sử dụng kết quả thí nghiệm CRS để xác định thông số đầu vào (Cc1, Cc2,
Cr, ’c, cv(NC), ch(NC), cv(OC), ch(OC), e0) cho bài toán phân tích cố kết có dùng
bấc thấm (PVD) trong điều kiện đất sét yếu ở Việt Nam. Phân tích bài toán
bấc thấm có chiều dài thay đổi nhỏ hơn chiều dày lớp đất yếu bằng chương
trình theo phương pháp sai phân hữu hạn FDM.
o Thiết lập được một số tương quan cho đất sét yếu ở Việt Nam.
o Lập chương trình bằng phương pháp sai phân hữu hạn (FDM) cho nền
nhiều lớp để phân tích bài toán cố kết có sử dụng bấc thấm (PVD).
4. ĐỐI TƯỢNG NGHIÊN CỨU
o Đất sét trầm tích Holocene yếu ở một số công trình cảng và nhà máy trong
khu vực đồng bằng sông Cửu Long và sông Hồng.
o Thí nghiệm CRS, IL và các thí nghiệm hiện trường thông dụng có sử dụng
trong công tác khảo sát địa kỹ thuật phục vụ xử lý nền đất yếu.
o Các công trình có sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải trước bằng tải trọng
đắp hoặc bơm chân không.
5. GIỚI HẠN PHẠM VI NGHIÊN CỨU
o Không nghiên cứu về mặt chế tạo hay hiệu chỉnh thiết bị thí nghiệm, không
đưa ra sơ đồ thí nghiệm mới. Mà chỉ tập trung vào nghiên cứu để ứng dụng
phương pháp thí nghiệm có sẵn vào các công trình trong điều kiện Việt
Nam.

22. -5-
o Không nghiên cứu phần từ biến trong phạm vi luận án này.
o Không sử dụng phần mềm thương mại trong luận án để so sánh.
6. NHỮNG ĐÓNG GÓP MỚI CỦA LUẬN ÁN
o Lập các mối tương quan cho đất sét yếu ở một số khu vực nghiên cứu
 Hệ số cố kết cv(CRS) có so sánh với giá trị ch(CPTu) từ thí nghiệm
CPTu tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng.
 Áp lực tiền cố kết theo kết quả thí nghiệm CRS và IL.
 Áp lực tiền cố kết theo thí nghiệm CRS ở các tốc độ khác nhau.
 Áp lực tiền cố kết với kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh CPTu
 Tỷ số sức kháng cắt không thoát nước (su/’v) với OCR.
o Xác định thông số đầu vào (Cc1, Cc2, Cr, ’c, cv(NC), ch(NC), cv(OC), ch(OC), e0)
cho bài toán từ kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS.
o Cải tiến lời giải hiện có và đề xuất mô hình cải tiến nhiều lớp cho bài toán
cố kết có sử dụng lõi thấm đứng và phát triển phần mềm CONSOPRO.
7. Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ THỰC TIỄN
Ý NGHĨA KHOA HỌC
o Xác lập phương trình cố kết thấm đối với lõi thấm đứng (VD) cho nền
nhiều lớp có sự biến thiên các thông số như chỉ số nén, nở, hệ số cố kết
theo trạng thái OC và NC trong quá trình xử lý.
Ý NGHĨA THỰC TIỄN
o Ứng dụng thí nghiệm CRS vào thực tế sản xuất và sử dụng mô hình nền
nhiều lớp để giảm thiểu sai số về độ lún sau thi công.

23. -6-
CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ SỬ DỤNG KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CỐ KẾT
TRONG PHÂN TÍCH BÀI TOÁN ĐỊA KỸ THUẬT
1.1 PHÂN BỐ ĐẤT YẾU TRONG KHU VỰC VÀ VIỆT NAM
Hình 1-1 thể hiện phân bố các vùng đất yếu của khu vực Đông Nam Châu Á,
trong đó có đồng bằng Bắc Bộ và sông Cửu Long bao phủ toàn bộ vùng đất yếu của
miền Nam Việt Nam. Nhận thấy rằng các khu vực đất yếu này hầu hết là các khu vực
trầm tích bờ biển với đất sét yếu Holocence.
Hình 1-1 Bản đồ phân vùng đất yếu Holocene của khu vực châu Đông Nam Châu Á theo Cox, 1970 [9]
Theo nghiên cứu của các tác giả trước đây đã được công bố như Ngô Quang
Toàn, 2000 [54], Nguyễn Văn Thơ & Trần Thị Thanh, 2002 [53], trầm tích Holocene
được phân bố trải dài theo các đồng bằng ven biển nước ta đặc biệt khu vực đồng
bằng Bắc Bộ (Vùng I) và đồng bằng sông Cửu Long (Vùng IV) như thể hiện ở Hình

24. -7-
1-2. Tuổi của trầm tích Holocene theo các nghiên cứu này cũng dao động từ 2,000-
4,500 năm đối với Holocene giữa-muộn ( 3
,
2
IV
Q ) và 4,500-10,000 năm đối với
Holocene sớm-giữa ( 2
,
1
IV
Q ). Chiều dày địa tầng của lớp trầm tích này được thể hiện ở
Hình 1-3. Đặc tính của lớp trầm tích này là thuộc loại đất sét yếu, hệ số rỗng lớn, và
độ ẩm cao, điều này dẫn đến sức chịu tải bé, và sẽ có độ lún lớn dưới tải trọng công
trình đặc biệt là công trình đắp.
Hình 1-2 Bản đồ phân vùng trầm tích
Holocene đệ tứ ở Việt Nam theo [54]
Hình 1-3 Phân bố chiều dày trầm tích Holocene đệ tứ ở Việt
Nam theo [54]

25. -8-
1.2 LỊCH SỬ NGHIÊN CỨU THÍ NGHIỆM CRS
1.2.1 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU NGOÀI NƯỚC
Umehara, 1983 [55] đã sử dụng kết quả thí nghiệm CRS vào bài toán thực tế.
Suzuki, 2004 [46] trong một bài báo đã trình bày tính ứng dụng của thí nghiệm CRS
vào tính toán độ lún của công trình san lấp mặt bằng và xử lý nền tại Nhật Bản. Trước
đó có các nghiên cứu của Crawford, 1964 [10] về phương pháp thí nghiệm mới để
tiết kiệm thời gian so với thí nghiệm gia tải từng cấp truyền thống, tiếp đó là các
nghiên cứu của Byrne, 1969 [6], Smith, 1969 [42] và sau đó là Wissa, 1971 [58] đã
đưa ra cơ sở lý thuyết cho thí nghiệm CRS. Hiện nay thí nghiệm này đã được đề cập
trong tiêu chuẩn về phương pháp thí nghiệm theo ASTM D4186-2012 [2] và JIS
A1227-2009 [22].
Sau đó thì có khá nhiều nghiên cứu về thí nghiệm CRS được xuất bản trong
đó phải kể đến các nghiên cứu của Umehara, 1975 [57], Umehara,1979 [56] để xác
định các thông số cố kết cho đất sét yếu có kể đến ảnh hưởng của trọng lượng bản
thân mẫu; Leroueil, 1983 [27], [28] đã nghiên cứu ảnh hưởng của tốc độ biến dạng
lên áp lực tiền cố kết ’c (’y) trên nhiều loại thí nghiệm khác nhau trong đó có thí
nghiệm CRS; Leroueil, 1985 [26] dựa trên các kết quả thí nghiệm hộp nén một chiều
theo các sơ đồ khác nhau và đã kết luận rằng ứng xử trong điều kiện nén một chiều
của đất sét chịu sự chi phối của mối quan hệ duy nhất của ứng suất-biến dạng và tốc
độ biến dạng.
Mặc dù, có các ưu điểm nhưng nhiều nhà nghiên cứu tin rằng đường cong ứng
suất biến dạng có được từ thí nghiệm CRS không thể áp dụng vào thực tế tính toán
cho bài toán cố kết. Leroueil, 1983 [27], [28] đã báo cáo rằng áp lực tiền cố kết theo
phương pháp truyền thống IL gần với giá trị thực tại hiện trường hơn là từ thí nghiệm
CRS và Korhonen, 1997 [24] cũng có kết luận tương tự.
Umehara, 1983 [55] sử dụng kết quả thí nghiệm CRS trong bài toán tính toán
độ lún cho đê chắn sóng ở Nhật Bản xây dựng trên đất sét yếu có thành phần bụi
chiếm đa số đã kết luận rằng thí nghiệm CRS phù hợp trong việc xác định các thông

26. -9-
số tính toán cho bài toán cố kết với đất có tính thấm tương đối lớn. Suzuki, 2004 [46],
Suzuki, 2008 [45], đã báo cáo các ứng dụng thành công thí nghiệm CRS vào phân
tích độ lún mặt cho các công trình có sử dụng bấc thấm kết hợp gia tải trước là sân
bay Kansai ở vịnh Osaka, dự án san lấp mặt bằng tại quận Isogo, Yokohama, Nhật
Bản, đê biển ở cửa sông Banjarmasin, đảo Kalimantan, Indonesia.
Gorman, C. T. 1976 và 1981 [13], [14] đề xuất tốc độ biến dạng đảm bảo tỷ
số áp lực nước lỗ rỗng đối với ứng suất tổng ub/v biến thiên từ 3 % đến 30 % ở giai
đoạn ứng suất lớn hơn áp lực tiền cố kết trong quá trình thí nghiệm. Jia et al. 2010 [21]
sử dụng tốc độ biến dạng 0.02 %/phút và 0.20 %/phút cho 114 mẫu thí nghiệm CRS
trên đất sét Ariake, Nhật Bản và báo cáo rằng với tốc độ biến dạng 0.02 %/phút thì
kết quả thí nghiệm CRS cho các giá trị áp lực tiền cố kết và hệ số cố kết cv tương
thích với các giá trị có được từ thí nghiệm IL. Chai, J. C. et al. 2012 [8] nghiên cứu
tính dị hướng trong ứng xử cố kết của mẫu đất sét yếu Ariake, Nhật Bản và kết quả
cho thấy rằng tỷ số hệ số thấm ngang đối với hệ số thấm đứng dao động từ 1.54 đến
1.65 trên mẫu đất nguyên dạng dưới tốc độ biến dạng 0.02 %/phút và 0.20 %/phút.
Ozer, A.T., 2012 [40] đề xuất phương pháp bán thực nghiệm để xác định tốc
độ biến dạng thích hợp cho CRS dựa trên thí nghiệm IL. Kassim et al., 2016 [23] đã
đề xuất một số tiêu chuẩn để lựa chọn tốc độ biến dạng cho thí nghiệm CRS dựa vào
thành phần hạt sét trong đó có kết luận rằng với giá trị tốc độ biến dạng thấp dẫn đến
giá trị hệ số cố kết cv(CRS) cao một cách bất hợp lý. Tốc độ biến dạng chuẩn hóa hợp
lý được đề nằm trong khoảng 35 % đến 68 % tỷ lệ phần trăm hàm lượng hạt sét, tức
tốc độ biến dạng rơi vào khoảng 0.0125 mm/phút đến 0.1000 mm/ phút (tương đương
0.049 %/phút đến 0.390 %/phút). Mesri, G. 2018 [30] đề xuất tốc độ biến dạng có giá
trị dao động từ 1 đến 10 lần tốc độ biến dạng ở thời điểm kết thúc cố kết sơ cấp để
đảm bảo rằng tỷ số áp lực nước lỗ rỗng đối với ứng suất tổng ub/v nhỏ hơn 15 %.
Các nghiên cứu chỉ thực hiện trên mẫu nguyên dạng trong phòng thí nghiệm
và không có sự kiểm chứng với kết quả quan trắc hiện trường trên công trình thực để
xác định tính đúng đắn của tốc độ biến dạng lựa chọn.

27. -10-
1.2.2 KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TRONG NƯỚC
Suzuki & Nguyễn Công Oanh, 2011 [43], và Suzuki & Nguyễn Công Oanh,
2013 [44] đã báo cáo một số kết quả có được từ thí nghiệm CRS cho đất sét yếu, tuy
nhiên không có phân tích tính toán sử dụng trực tiếp số liệu CRS này cho bài toán cố
kết có sử dụng bấc thấm PVD kết hợp gia tải trước/chân không. Đào Thị Vân Trâm
và cộng sự, 2013 [11] đã sử dụng kết quả thí nghiệm CRS cho bài toán phân tích hố
đào sâu trong đất yếu ở Thị Vải, kết quả cho thấy rằng dùng thí nghiệm CRS là phù
hợp.
Hiện nay, chưa có một nghiên cứu để ứng dụng trực tiếp kết quả CRS vào các
bài toán cố kết trong điều kiện sử dụng lõi thấm đứng PVD ở Việt Nam. Trong nghiên
cứu này tác giả cũng đã công bố một số dữ liệu liên quan đến ứng dụng kết quả thí
nghiệm CRS vào bài toán cố kết có sử dụng lõi thấm đứng đối với các công trình ở
Việt Nam.
1.3 CÁC KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VỀ THÍ NGHIỆM CRS
Theo đó, có thể thấy rằng các đóng góp đáng kể đối với phương pháp thí
nghiệm nén cố kết theo tốc độ biến dạng không đổi đã được thực hiện từ năm 1964
qua các công trình của Crawford, 1964 [10], Byrne, 1969 [6], Smith, 1969 [42] và
Wissa, 1971 [58] đặt nền tảng cho lý thuyết cố kết tốc độ biến dạng không đổi.
1.4 CÔNG TRÌNH THỰC TẾ CÓ THÍ NGHIỆM CRS TRÊN ĐẤT YẾU
1.4.1 THÍ NGHIỆM CRS
Sơ đồ thí nghiệm được thực hiện theo tiêu chuẩn ASTM D4186-2012 [2] hoặc
JIS A1227-2009 [22], với sơ đồ nguyên lý của thiết bị thí nghiệm như thể hiện ở Hình
1-4. Mẫu đất (giới hạn cho trầm tích Holocene ở Việt Nam) được đưa vào hộp nén
và thực hiện nén cố kết một chiều với tốc độ biến dạng không đổi được điều khiển tự
động thông qua sensor đo chuyển vị LVDT (Linear Variable Displacement
Transducer). Trong quá trình nén với tốc độ biến dạng không đổi, áp lực nước lỗ rỗng
ở đáy mẫu cũng được đo một cách tự động.

28. -11-
Mẫu đất được chuẩn bị từ khâu lấy mẫu bằng ống mẫu Piston để đảm bảo độ
nguyên dạng của mẫu đất phục vụ công tác thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không
đổi trong phòng thí nghiệm. Bảng 1-1 thể hiện bằng hình ảnh toàn bộ các bước từ
chuẩn bị mẫu vào dao vòng, lắp giấy thấm, đá thấm và đưa mẫu vào hộp nén cũng
như lắp đặt mẫu vào hệ thống máy nén được điều khiển tự động bằng cách đặt tốc độ
biến dạng. Mẫu đất được thực hiện thí nghiệm với tốc độ biến dạng không đối 0.02
%/phút và ảnh hưởng của tốc độ biến dạng cũng được nghiên cứu trên các mẫu đất
nguyên dạng, kết quả thí nghiệm trên mẫu nguyên dạng ở các công trình nghiên cứu
được thể hiện ở các phần sau một cách chi tiết.
Hình 1-4 Sơ đồ hộp nén cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS (ASTM D4186-12)

29. -12-
Bảng 1-1 Qui trình chuẩn bị mẫu và thí nghiệm CRS
Bôi dầu khử chân không Cắt mẫu bằng dao vòng
Cắt mẫu bằng dao kẽm Chuẩn bị xong mẫu dao vòng
Cân mẫu bằng cân điện tử Lắp giấy thấm lên 2 mặt mẫu

30. -13-
Lắp xong giấy thấm ở đáy mẫu Lắp giấy thấm ở đỉnh mẫu
Lắp xong giấy thấm ở đỉnh mẫu Lắp đá thấm lên đỉnh mẫu
Lắp xong đá thấm trên đỉnh mẫu Lắp đĩa truyền lực trên đỉnh mẫu

31. -14-
Đóng mẫu vào hộp nén Đóng xong mẫu vào hộp nén
Bão hòa mẫu bằng áp lực ngược
Tiến hành thí nghiệm với tốc độ 0.02 %/phút
1.4.2 CÁC CÔNG TRÌNH CÓ THÍ NGHIỆM CRS
Dữ liệu công trình phục vụ trong nghiên cứu được thu thập từ chính các công
trình đang nghiên cứu và thực hiện thí nghiệm tại phòng thí nghiệm hiện trường. Hình
1-5 thể hiện vị trí các công trình tác giả có sử dụng dữ liệu thí nghiệm cố kết tốc độ
biến dạng không đổi (CRS), một số công trình còn có các thí nghiệm hiện trường
khác như xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ rỗng, cắt cánh hiện trường. Ngoài ra còn
có một số chỉ tiêu thí nghiệm trong phòng khác. Bảng 1-2 bên dưới tổng hợp các loại
thí nghiệm trong phòng và hiện trường đối với các công trình có số liệu được sử dụng
trong nghiên cứu này.

32. -15-
Bảng 1-2 Tổng hợp các thí nghiệm thực hiện trong công trình nghiên cứu
Vị trí công trình Các loại thí nghiệm được sử dụng
CPTu DST1 DST2 FVT UCT CRS IL
Cái Mép Vũng Tàu x x x x x x x
Nhà Bè TP. HCM x x x x x x x
Chùa Vẽ Hải Phòng x x x x x x x
Cà Mau Cà Mau x x x x x
Thị Vải Vũng Tàu x x x x x
Cần Giuộc Long An x x x x
Bình Chánh TP. HCM x x x x x
Đa Phước TP. HCM x x x x x
Hầu hết các công trình có thực hiện thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không
đổi (CRS) ở tốc độ biến dạng 0.02%/phút và tác giả cũng nghiên cứu ảnh hưởng của
tốc độ biến dạng lên áp lực tiền cố kết đối với sơ đồ này ở CHƯƠNG 2, thí nghiệm
cố kết gia tải từng cấp IL (truyền thống), xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ rỗng, cắt cánh
hiện trường, nén nở hông tự do và torvane. Bảng 1-3 mô tả chi tiết về kích thước mẫu
sử dụng, qui trình và tốc độ biến dạng áp dụng cho các loại thí nghiệm trong các công
trình nghiên cứu.
Bảng 1-3 Qui trình thí nghiệm của từng phương pháp thí nghiệm ở các công trình nghiên cứu
Loại thí
nghiệm
Ký hiệu Thông
số xác
định
Mô tả loại thí nghiệm
Cắt đơn trực
tiếp (1) theo
JIS
DST1 suf
Kích thước mẫu thí nghiệm 60mm x H25.4mm. Tốc
độ biến dạng 0.25mm/phút. Điều kiện thể tích không
đổi khi cắt (không thoát nước). Đo sức kháng cắt
không thoát nước hiện trường bằng phương pháp nén
lại mẫu đến cấp ứng suất hiện trường.
Cắt đơn
trực tiếp (2)
theo JIS
DST2 sun
Kích thước mẫu thí nghiệm 60mm x H25.4mm. Tốc
độ biến dạng 0.25mm/phút. Điều kiện thể tích không
đổi khi cắt (không thoát nước). Đo sức kháng cắt
không thoát nước trong điều kiện cố kết thường.
Nén đơn nở
hông tự do
UCT qu/2
Kích thước mẫu thí nghiệm 35mm x H80mm hoặc
50mm x H100mm. Tốc độ biến dạng là 1 %/phút.

33. -16-
Xuyên tĩnh
đo áp lực
nước lỗ
rỗng
CPTu qT–v0
Tốc độ xuyên 1-2 cm/s có đo áp lực nước lỗ rỗng trong
giai đoạn xuyên. Diện tích mũi côn A=10cm2
. Góc
nghiêng mũi côn 60 độ.
Cắt cánh
hiện trường
FVT(VST) su(v)
Tốc độ xoay 6 độ/phút. D40mm x H80mm. Loại cắt
cánh điện hoặc tự khoan lỗ.
Cố kết tốc
độ biến
dạng không
đổi
CRS
’c
Cc
Kích thước mẫu 60mm x H25.4mm. Tốc độ biến
dạng không đổi 0.02%/phút. Áp lực ngược 100kPa.
Thoát nước theo hướng đỉnh mẫu xuống đáy mẫu và
đo áp lực nước lỗ rỗng ở đáy mẫu.
Cố kết gia
tải từng cấp
IL
’c
Cc
Kích thước mẫu 60mm x H25.4mm. Thay đổi cấp tải
trọng sau mỗi 24 giờ với tỷ lệ các cấp tải trọng theo
’v/’v = 1. Thoát nước theo cả đỉnh và đáy mẫu.
Hình 1-5 thể hiện vị trí 4 công trình nghiên cứu trong luận án, các công trình
thể hiện trên bản đồ có đầy đủ dữ liệu quan trắc hiện trường như độ lún mặt đo bằng
bàn đo lún, độ lún sâu từng lớp đo bằng nhện từ, áp lực nước lỗ rỗng đo loại đầu đo
áp lực nước lỗ rỗng kiểu dây rung, và áp lực đất bằng bàn đo áp lực đất bằng dây
rung. Các công trình phân bố tập trung ở đồng bằng Sông Cửu Long và đồng bằng
sông Hồng. Đây là các vùng có trầm tích yếu Holocene tập trung nhiều ở Việt Nam
với chiều dày lớp đất trầm tích Holocene thay đổi từ 8-40 m tùy theo vùng và vị trí.
Các công trình khác trong đề tài nghiên cứu được lập danh sách ở Bảng 1-2 với các
loại thí nghiệm được sử dụng cho từng công trình, phụ thuộc vào điều kiện thực tế và
yêu cầu kỹ thuật của từng công trình cụ thể. Tuy nhiên, các công trình hầu hết là cảng
và nằm ở khu vực sát luồng hướng ra biển.
Hình 1-6 thể hiện kết quả thí nghiệm phân tích thành phần hạt để xác định hàm
lượng hạt sét và hàm lượng hạt bụi đối với các công trình đang nghiên cứu vì hàm
lượng hạt sét và hàm lượng hạt bụi là các thành phần chính ảnh hưởng đến các đặc
trưng cơ học và vật lý của đất trầm tích Holocene ở Việt Nam. Hàm lượng hạt sét ở
công trình Cái Mép có giá trị lớn hơn 60 % và ở một số độ sâu còn đạt giá trị 80 %.
Thông thường hàm lượng hạt sét biến động từ 35 % đến 50 % đối với các công trình

34. -17-
còn lại. Hàm lượng hạt sét thấp nhất được tìm thấy đối với đất yếu ở khu vực Hải
Phòng như thể hiện trên Hình 1-6.
Hình 1-5 Bản đồ Việt Nam và vị trí các vùng đất yếu nghiên cứu
H¶i Phßng
Hoµng Sa (ViÖt Nam)
HiÖp Ph­íc
Cµ Mau
C¸i MÐp
T
r
­
ê
n
g
S
a
(
V
i
Ö
t
N
a
m
)
HiÖp Ph­íc
Cµ Mau
C¸i MÐp

35. -18-
Hình 1-6 Hàm lượng hạt bụi và hạt sét cho đất sét yếu cho một số khu vực ở Việt Nam
Tuy nhiên, tổng của hàm lượng hạt sét và hạt bụi cho toàn bộ các công trình
đang xét, theo kết quả thí nghiệm, hầu hết dao động từ 90 % đến 100 % đối với lớp
đất trầm tích yếu Holocene và đây cũng là đối tượng nghiên cứu của tác giả. Hàm
§é
s©u
(m)
(Nhµ BÌ-HCM)
§é
s©u
(m)
0 40 80 120
(B×nh Ch¸nh-HCM)
0 40 80 120
Hµm l­îng sÐt, hµm l­îng bôit (%)
(C¸i MÐp-V. Tµu)
Hµm l­îng sÐt (d<0.005mm) (%)
Hµm l­îng bôit (d=0.005-0.075mm) (%)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 40 80 120
(Chïa VÏ-H. Phßng)
0 40 80 120
Hµm l­îng sÐt, hµm l­îng bôit (%)
(ThÞ V¶i-V. Tµu)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 40 80 120
(CÇn Giuéc-L. An)
0 40 80 120
(Cµ Mau)
0 40 80 120
(§a Ph­íc - HCM)
0 40 80 120

36. -19-
lượng sét trong lớp trầm tích Holocene ở các công trình đang xét phân bố tương đối
đồng đều theo chiều sâu.
Hình 1-7 Biểu đồ Atteberg cho đất yếu của một số vùng ở Việt Nam
Hình 1-7 thể hiện biểu đồ tổng hợp mối quan hệ giữa chỉ số dẻo (PI) và giới
hạn chảy (LL). Theo đó đất yếu của các vùng Cái Mép (Bà Rịa, Vũng Tàu), Hiệp
Phước (TP. HCM), Hải Phòng, Cà Mau, Long An, Thị Vải (Bà Rịa, Vũng Tàu) và
Bình Chánh (TP. HCM) có quan hệ PI so với LL bám theo đường A-line, có nghĩa là
các vùng này có thể được xem là đất sét yếu. Một số đặc trưng cơ học tiêu biểu của
đất sét yếu ở các vùng này sẽ được nghiên cứu chi tiết ở CHƯƠNG 2.
Ngoài ra chỉ số nén Cc1 ngay sau khi áp lực nằm trong khoảng (3-5) ’c biến
thiên khá rộng theo kết quả mối quan hệ giữa chỉ số nén Cc1 tương ứng với độ ẩm tự
nhiên wn, độ ẩm giới hạn chảy wL và chỉ số dẻo PI theo Hình 1-8. Theo đó, có thể
thấy rằng trong cùng lớp đất thì chỉ số nén Cc1 cũng biến thiên theo độ sâu của mẫu
đất, độ ẩm. Do đó, việc sử dụng mô hình một lớp để tính toán mức độ cố kết, độ lún
và ứng xử cố thấm của nền đất yếu là chưa phù hợp. Với trường hợp áp lực vượt quá
giá trị áp lực tiền cố kết từ (3-5) lần thì độ dốc của đường nén lún Cc2 tiến về giá trị
là hằng số theo kết quả thí nghiệm mô tả trên Hình 1-8. Mối quan hệ của chỉ số nén
ChØ
sè
dÎo
(PI)
Giíi h¹n ch¶y (LL)
A-line: PI=0.73(LL-20)
C¸i MÐp
HiÖp Ph­íc
H¶i Phßng
Cµ Mau
Long An
ThÞ V¶i
B×nh Ch¸nh
U-line: PI=0.9(LL-8)
MH hay OH
ML hay OL
CL
CH
CL-ML
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120
0
10
20
30
40
50
60
70

37. -20-
tương ứng với đất sét yếu Việt Nam được so sách với các vùng khác trên thế giới và
theo các công bố trên thế giới theo Bảng 1-4.
Hình 1-8 Tương quan hệ giữa chỉ số nén với độ ẩm, giới hạn chảy và chỉ số dẻo
Bảng 1-4 So sánh các công thức kinh nghiệm
Dạng STT Phương trình Công bố
Cc = f(wn)
1 Cc = 0.01(wn–5) Azzouz et al. (1976)
2 Cc = 0.01wn Koppula (1981)
3 Cc = 0.01(wn–7.549) Hererro (1983)
4 Cc = 0.85(wn/100)3/2
Helenelund (1951)
5 Cc2 = 0.015wn-0.25 Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này
Cc = f(wL)
6 Cc = 0.009(wL–10) Terzaghi and Peck (1967)
7 Cc = 0.007(wL–7) Skempton (1944)
8 Cc = 0.0046(wL–9) Cozzolino (1961)
9 Cc = 0.006(wL–9) Azzouz et al. (1976)
10 Cc2 = 0.018wL-0.50 Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này
Cc = f(PI) 11 Cc = 0.035+0.016PI Iizuka and Ohta (1987)
12 Cc2 = 0.025PI-0.200 Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này
wL (%)
CC2=0.018wL-0.500
R
2
=0.56
0 20 40 60 80 100
C
C2
wn (%)
C¸i MÐp HiÖp Ph­íc H¶i Phßng Cµ Mau
CC2=0.015wn-0.250
R
2
=0.65
0 20 40 60 80 100
0
1
2
3
4
PI (%)
CC2=0.025PI-0.200
R
2
=0.60
0 20 40 60 80 100
C
C1
wn (%)
0 20 40 60 80 100
0
1
2
3
4
wL (%)
0 20 40 60 80 100
PI (%)
0 20 40 60 80 100

38. -21-
1.5 LỊCH SỬ PHÁT TRIỂN CÁC LỜI GIẢI CỐ KẾT
Rendulic, 1936 [41] đã thiết lập và giải phương trình vi phân thấm một chiều
cho bài toán nén lún theo phương thẳng đứng và dòng thấm hướng tâm. Ngoài ra,
ông cũng phát triển lời giải cố kết đa chiều.
Biot, M. A., 1941 [4] đã thiết lập phương trình cố kết nhiều hướng.
Barron, 1948 [3] đã đề xuất sử dụng các đặc trưng mức độ xáo động của đất
xung quanh lõi thấm đứng và sức cản lõi thấm của nó có thể làm giảm hiệu quả làm
việc của lõi thấm đứng.
Yoshikuni & Nakanode, 1974 [59] đã phát triển lời giải gần đúng cho phương
trình cố kết của lõi thấm đứng dựa trên giả thiết “biến dạng tự do”.
Hansbo, 1979 [16], Hansbo, 1997 [15] và Hansbo, 2011 [19] đã đề xuất
phương trình cố kết dựa trên quan hệ hàm số mũ của vận tốc dòng thấm và hệ số
thấm. Hansbo, 1981 [18] trình bày lời giải xấp xỉ đối với bài toán cố kết cho lõi thấm
đứng có kể đến sức cản lõi thấm và mức độ xáo động dựa trên giả thiết “biến dạng
bằng nhau”.
Các mô hình được đề xuất được giả thiết sử dụng cho nền một lớp đồng nhất,
có một trường hợp tải trọng (hoặc tải trọng tăng theo qui luật tuyến tính), điều này
chưa mô tả được điều kiện thực tế của nền đất yếu có các chỉ tiêu nén lún, hệ số cố
kết thay đổi theo chiều sâu đối với từng phân lớp đất cũng như thay đổi theo quá trình
cố kết của nền đất, dẫn đến kết quả tính toán có thể khác biệt với thực tế ứng xử của
nền đất.
1.6 KẾT LUẬN CHƯƠNG 1
 Mặc dù nhiều tác giả đã công bố kết quả thí nghiệm CRS ở nhiều khu vực
khác nhau, nhưng việc áp dụng trực tiếp kết quả CRS vào các tính toán phân
tích trong thực hành thì rất ít. Các ứng dụng CRS vào tính toán thực hành
thường không được đề xuất do có các ý kiến cho rằng không thể ứng dụng trực

39. -22-
tiếp kết quả thí nghiệm CRS vào tính toán thực hành. Tuy nhiên, gần đây đã
có một số nghiên cứu ở nước ngoài ứng dụng trực tiếp thí nghiệm CRS vào
công trình thực tế đã cho kết quả khả quan. Trong đó cần kể đến là nghiên cứu
của Umehara, 1983 [55]; Suzuki, 2004 [46]; Suzuki & Nguyễn Công Oanh,
2013 [44]; Suzuki & Nguyễn Công Oanh, 2011 [43] cũng trình bày số kết quả
thí nghiệm CRS cho đất yếu ở Việt Nam; Đào Thị Vân Trâm & Nguyễn Công
Oanh, 2013 [11] và Nguyễn Công Oanh, 2016 [33] đã sử dụng trực tiếp kết
quả thí nghiệm CRS vào hố đào sâu trong nền đất yếu ở Thị Vải.
 Hơn nữa, trong điều kiện Việt Nam hiện nay chưa có nghiên cứu toàn diện, để
có thể ứng dụng loại thí nghiệm này vào việc xác định các thông số cần thiết
trong công tác thiết kế, thực hành xử lý nền bằng lõi thấm đứng. Do đó, cần
nghiên cứu để đưa vào ứng dụng thực tiễn tại Việt Nam.
 Bảng 1-4. Các phương trình hồi qui từ số liệu công trình đang xét được lập ở
bảng bên dưới đây.
Dạng STT Phương trình Công bố
Cc = f(wn) 1 Cc2 = 0.015wn-0.25 Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này
Cc = f(wL) 2 Cc2 = 0.018wL-0.50 Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này
Cc = f(PI) 3 Cc2 = 0.025PI-0.20 Nguyen, C.O. (2017), nghiên cứu này
 Các lời giải hiện tại chưa mô tả được thực tế nền đất yếu phân lớp với các chỉ
tiêu nén lún và thấm khác nhau đối với từng phần lớp và hệ số cố kết thay đổi
trong quá trình cố kết.

40. -23-
CHƯƠNG 2 MỘT SỐ THÔNG SỐ CỦA ĐẤT YẾU XÁC ĐỊNH BẰNG CÁC
PHƯƠNG PHÁP THÍ NGHIỆM KHÁC NHAU
2.1 MỘT SỐ THÔNG SỐ ĐẶC TRƯNG CỦA ĐẤT YẾU
2.1.1 SỨC KHÁNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC
Sức kháng cắt không thoát nước là một trong số các chỉ tiêu quan trọng của
đất sét yếu, do đó việc xác định chính xác giá trị sức kháng cắt hiện trường rất quan
trọng để phục vụ công tác tính toán ổn định nền đất đắp, cũng như sức chịu tải của
nền. Ngoài ra, tỷ số sức kháng cắt không thoát nước trong giai đoạn cố kết thường
(NC), sun/’v0, cũng là thông số thường dùng trong tính toán sự gia tăng sức kháng
cắt không thoát nước trong quá trình thi công xử lý nền đất yếu theo giai đoạn. Sức
kháng cắt không thoát nước có thể được xác định bằng thí nghiệm hộp cắt đơn theo
sơ đồ cố kết không thoát nước, cắt cánh hiện trường, nén nở hông tự do và xuyên
tĩnh…
Hình 2-1 thể hiện sức kháng cắt không thoát nước của đất sét yếu theo các loại
thí nghiệm khác nhau. Nhận thấy rằng sức kháng cắt không thoát nước theo phương
pháp thí nghiệm nén đơn chịu nở hông tự do cho giá trị thấp nhất và thường bé hơn
giá trị sức kháng cắt theo trạng thái cố kết thường tính toán từ tỷ số sun/’v0. Điều này
có thể được giải thích rằng sức kháng cắt của mẫu đất chịu ảnh hưởng bởi áp lực hông
’3 trong điều kiện hiện trường. Sức kháng cắt không thoát nước theo kết quả cắt
cánh hiện trường luôn lớn hơn giá trị sức kháng cắt tính theo tỷ số ở trạng thái cố kết
thường, điều này khẳng định một điều nữa là đất sét yếu trong điều kiện tự nhiên của
Việt Nam ở trạng thái cố kết trước gây ra bởi từ biến, hoặc do hình thành lực dính
trong thời gian dài theo tuổi của trầm tích. Sức kháng cắt xác định theo phương pháp
cắt đơn trực tiếp không thoát nước cũng xấp xỉ với giá trị có được từ thí nghiệm cắt
cánh hiện trường. Các giá trị hệ số mũi xuyên Nkt được xác định bằng cách chuẩn hóa
sức kháng mũi xuyên hiệu chuẩn với sức kháng cắt theo kết quả cắt cánh hiện trường,
giá trị này dao động từ Nkt=10 -:- 20. Với việc sử dụng thí nghiệm xuyên tĩnh có đo
áp lực nước lỗ rỗng, mối quan hệ giữa sức kháng cắt không thoát nước theo chiều sâu

41. -24-
cũng được xác định bằng cách kết hợp giữa thí nghiệm xuyên tĩnh với thí nghiệm cắt
cánh hiện trường hoặc/và thí nghiệm cắt đơn không thoát nước.
Hình 2-1 Sức kháng cắt không thoát nước của một số vùng ở Việt Nam
su (kPa)
§é
s©u
(m)
suf(d) suf(v) qu/2 'v0x(sun/'c) (qt-v0)/Nkt
(Nhµ BÌ-HCM)
§é
s©u
(m)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 50 100 150
su (kPa)
(B×nh Ch¸nh-HCM)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 50 100 150
su (kPa)
(C¸i MÐp-V. Tµu)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 50 100 150
su (kPa)
(Chïa VÏ-H. Phßng)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 50 100 150
su (kPa)
(ThÞ V¶i-V. Tµu)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 50 100 150
su (kPa)
(CÇn Giuéc-L. An)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 50 100 150
su (kPa)
(Cµ Mau)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 50 100 150
su (kPa)
(B×nh §iÒn-HCM)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 50 100 150

42. -25-
2.1.2 ÁP LỰC TIỀN CỐ KẾT
Hình 2-2 Áp lực tiền cố kết của đất yếu của một số vùng ở Việt Nam
Áp lực tiền cố kết là chỉ tiêu rất quan trọng của đất sét yếu, ảnh hưởng trực
tiếp đến kết quả phân tích lún theo thời gian của nền đất dưới tải trọng đắp gia tải
'c (kPa)
§é
s©u
(m)
(C¸i MÐp-V. Tµu)
'v0+30 'v0+45 'v0+30 'v0+20
'c (kPa) 'c (kPa)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 140 280 420
'c (kPa)
(Nhµ BÌ-HCM)
0 140 280 420
'c (kPa)
(Chïa VÏ-H. Phßng)
0 140 280 420
'c (kPa)
(Cµ Mau)
0 140 280 420
§é
s©u
(m)
CRS IL 'v0 CPTU 'v0+POP
(ThÞ V¶i-V. Tµu)
'v0+60 'v0+30 'v0+30 'v0+30
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 140 280 420
(CÇn Giuéc-L. An)
0 140 280 420
'c (kPa)
(B×nh Ch¸nh-HCM)
0 140 280 420
'c (kPa)
(§a Ph­íc-HCM)
0 140 280 420

43. -26-
hoặc tải trọng công trình. Giá trị áp lực tiến cố kết được xác định theo kết quả nén
một chiều bằng hộp nén Oedometer theo sơ đồ gia tải từng cấp IL (truyền thống) và
sơ đồ tốc độ biến dạng không đổi CRS có kết hợp với xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ
rỗng, cũng như chỉ tiêu vật lý của nền đất yếu là dung trọng hoặc ứng suất hữu hiệu
địa tầng. Hình 2-2 thể hiện kết quả áp lực tiền cố kết theo chiều sâu lớp đất yếu đối
với nhiều loại thí nghiệm khác nhau như CRS, IL, và CPTU. Ngoài ra, trên hình còn
thể hiện cả áp lực hữu hiệu hiện trường ’v0 và mức độ khác nhau giữa áp lực tiền cố
kết so với áp lực hiện trường được ký hiệu là POP. Áp lực tiền cố kết có xu hướng
tăng theo chiều sâu hay tăng theo mức độ gia tăng của áp lực hữu hiệu hiện trường.
Giá trị sự khác biệt giữa áp lực hữu hiệu hiện trường so với áp lực tiền cố kết đối POP
với các công trình đang nghiên cứu dao động từ 20 kPa cho Cà Mau đến 60 kPa cho
Thị Vải. Điều này có nghĩa là đất trầm tích sét yếu Holocene của Việt Nam trong tự
nhiên luôn ở trạng thái cố kết trước. Kết quả này phù hợp với công bố trước đó của
Bùi Tấn Mẫn, 2003 [5], trong đó thể hiện rằng việc OCR nhỏ hơn đơn vị có nguyên
nhân do mẫu xáo động. Hơn nữa, Takemura và cộng sự, 1997 [47] cho rằng, sau khi
nghiên cứu một số công trình ở đồng bằng sông Cửu Long và so sánh đặc trưng từ
các mẫu đất lấy bằng ống mẫu thành mỏng Shelby với ống mẫu Piston, đất yếu Việt
Nam chưa được nghiên cứu tốt do sự xáo động của mẫu đất, tức mẫu đất không đảm
bảo tính nguyên dạng.
Hình 2-3 cho thấy mối quan hệ giữa sức kháng cắt không thoát nước với tỷ số
cố kết trước OCR. Nhận thấy rằng khi OCR=1.0 thì sức kháng cắt không thoát nước
của mẫu đất ở trạng thái cố kết thường có giá trị là sun/’v0=0.22, và sức kháng cắt
này tăng lớn hơn sức kháng cắt ở giai đoạn cố kết thường khi OCR tăng lên. Trên
hình cũng thể hiện mối quan hệ của tỷ số OCR theo độ sâu của mẫu đất, ngoài ra biến
dạng từ 0 đến ứng suất hiện trường ’v0 cũng được vẽ theo độ sâu lấy mẫu. Hầu hết
giá trị biến dạng này tương ứng đối với các mẫu được lấy bằng ống mẫu Piston trong
các công trình nghiên cứu đều bé hơn 6 %, ngoại trừ một số ít mẫu có biến dạng nằm
vào khoảng 6 % đến 8 %. Các mẫu đều có hệ số cố kết trước OCR > 1.0 và giá trị tối
thiểu thể hiện trên đồ thị là 1.20. Điều này cho thấy rằng với mẫu đất lấy bằng ống

44. -27-
lấy mẫu Piston có chất lượng tốt và đảm bảo độ tin cậy nhất định trong việc đánh giá
kết quả thí nghiệm trên các mẫu nguyên dạng này.
Hình 2-3 Tương quan giữa sức kháng cắt không thoát nước và OCR
Hình 2-4 Tương quan áp lực tiền cố kết từ thí nghiệm CRS và IL
s
uf
/'
v0
OCR
C¸i MÐp-V.Tµu
Nhµ BÌ-HCM
Chïa VÏ-H¶i Phßng
Cµ Mau
ThÞ V¶i-V.Tµu
CÇn Giuéc-Long An
B×nh Ch¸nh-HCM
§a Ph­íc-HCM
suf/'v0=0.22(OCR)1.26
R2
=0.85
1 10
0
2
4
6
8
10
BiÕn d¹ng ®Õn 'v0, 0 (%)
AB C D E
0 4 8 12
OCR
§é
s©u
(m)
1 10
0
5
10
15
20
25
30
35
40
'
c(CRS)
(kPa)
'c(IL) (kPa)
y=1.16x
R2
=0.96
y=1.05x
y=1.25x
C¸i MÐp
HiÖp Ph­íc
H¶i Phßng
Cµ Mau
Hoµng Sa (ViÖt Nam)
T
r
­
ê
n
g
S
a
(
V
i
Ö
t
N
a
m
)
Cµ Mau
H¶i Phßng
C¸i MÐp
HiÖp Ph­íc
0 50 100 150 200 250 300 350
0
50
100
150
200
250
300
350

45. -28-
Kết quả thí nghiệm nén cố kết bằng sơ đồ CRS và cả sơ đồ IL đều có thể xác
định được hệ số cố kết trước OCR lớn hơn đơn vị.
Hình 2-4 thể hiện kết quả so sánh áp lực tiền cố kết từ thí nghiệm cố kết bằng
hộp nén theo 2 sơ đồ các nhau là tốc độ biến dạng không đổi CRS và gia tải từng cấp
IL trên các mẫu nguyên dạng ở cùng độ sâu lấy mẫu. Đồ thị cho thấy áp lực tiền cố
kết theo sơ đồ CRS lớn hơn các giá trị từ thí nghiệm gia tải từng cấp từ 5 %-25 % và
trung bình là 16 % với hệ số tương quan R2
=0.96. Do đó với việc sử dụng giá trị áp
lực tiền cố kết từ các sơ đồ thí nghiệm khác nhau có thể dẫn đến kết quả phân tích độ
lún cũng khác nhau.
2.1.3 CÁC CHỈ SỐ NÉN Cc1, Cc2 VÀ Cr CỦA ĐẤT YẾU
Tính nén lún của đất yếu càng lớn thì độ lún dưới tải trọng đắp hoặc tải trọng
công trình cũng càng lớn. Việc xác định chính xác các chỉ số nén, chỉ số nở của đất
yếu dưới tải trọng là rất quan trọng. Để đảm bảo điều này các mẫu đất sử dụng để
thực hiện thí nghiệm CRS cũng cần đảm bảo tính nguyên dạng cần thiết để các thông
số đảm bảo mức độ chính xác. Việc sử dụng kết quả thí nghiệm CRS với dữ liệu được
thu thập liên tục một cách tự động, các chỉ số nén ở trạng thái cố kết thường Cc1, Cc2
và ở trạng thái cố kết trước Cr cũng được xác định một cách dễ dàng và chính xác
hơn dựa vào quan hệ của hệ số rỗng và cấp áp lực hữu hiệu trong hệ trục tọa độ
logarith. Hình 2-5 thể hiện đồ thị quan hệ giữa hệ số rỗng, và hệ số cố kết theo cấp
áp lực nén đối với kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS cho các
công trình đang nghiên cứu. Kết quả cho thấy rằng với mẫu đất nguyên dạng lấy bằng
ống lấy mẫu Piston và thí nghiệm CRS, đường cong hệ số rỗng so với áp lực theo đồ
thị logarith có hình dạng chữ S, với các độ dốc khác nhau tương ứng với giá trị áp
lực bé hơn áp lực tiền cố kết có Cr, tương ứng với áp lực giữa giá trị ’c-’p là Cc1,
và trường hợp áp lực lớn hơn ’p độ dốc sẽ là Cc2. Trong lúc đó thì hệ số cố kết cv có
giá trị tiến về giá trị hằng số khi áp lực vượt qua áp lực tiền cố kết như các kết quả
thể hiện trên hình. Các giá trị thông số đầu vào cho bài toán phân tích bằng phương
pháp sai phân hữu hạn sẽ được thực hiện chi tiết cho từng mẫu đất ở CHƯƠNG 4.

46. -29-
Hình 2-5 Biến thiên hệ số rỗng và hệ số cố kết theo cấp áp lực từ thí nghiệm CRS
Hình 2-6 mô tả biến thiên của áp lực nén v và áp lực nước lỗ rỗng dư ub trong
quá trình thí nghiệm nén cố kết CRS với tốc độ biến dạng 0.02 %/phút ở các khu vực
đang nghiên cứu. Dưới mỗi cấp biến dạng, áp lực được đo bằng đầu đo tự động ghi
và lưu vào máy tính điện tử. Dưới tốc độ biến dạng 0.02 %/phút thì tỷ số áp lực nước
lỗ rỗng thặng dư so với áp lực nén đo được luôn luôn nhỏ hơn 30 % ở giai đoạn thí
nghiệm ổn định như thể hiện trên Hình 2-6, thỏa mãn điều kiện được đặt ra theo tiêu
chuẩn ASTM D4186-2012 [2], để kết quả từ thí nghiệm CRS có thể phù hợp với thí
nghiệm IL. Tốc độ lựa chọn 0.02 %/phút cũng phù hợp với nghiên cứu của Jia, R.
2010 [21] và Chai, J. C. 2012 [8] trên đất sét yếu Ariake, Nhật Bản. Do đó, dữ liệu
HÖ
sè
rçng,
e
'v (kPa)
C¸i MÐp
0
1
2
3
4
c
v
(cm
2
/d)
101
102
103
100
101
102
103
104
'v (kPa)
H¶i Phßng
101
102
103
101
102
103
'v (kPa)
HiÖp Ph­íc
'v (kPa)
Cµ Mau
101
102
103
HÖ
sè
rçng,
e
'v (kPa)
ThÞ V¶i
0
1
2
3
4
c
v
(cm
2
/d)
101
102
103
100
101
102
103
104
'v (kPa)
Long An
101
102
103
101
102
103
'v (kPa)
§a Ph­íc
'v (kPa)
B×nh Ch¸nh
101
102
103

47. -30-
thí nghiệm CRS thực hiện đối với mẫu đất nguyên dạng ở các khu vực đang nghiên
cứu đảm bảo độ tin cậy và tuân theo tiêu chuẩn ASTM D4186-2012 [2]. Sự phù hợp
của tốc độ biến dạng sẽ được phân tích chi tiết hơn ở CHƯƠNG 4 trên số liệu quan
trắc và số liệu tính toán bằng phương pháp sai phân hữu hạn từ các thông số từ thí
nghiệm CRS ở tốc độ 0.02 %/phút.
Hình 2-6 Biến thiên áp lực nén v, áp lực nước lỗ rỗng ub và tỷ số ub/v theo thời gian
Chỉ số nén lún của đất sét yếu nguyên dạng biến thiên theo cấp tải trọng. Giá
trị này đạt hằng số khi tỷ số ’v/’c tương ứng với giá trị là (3-5) lần như thể hiện trên
Hình 2-7. Điều này có nghĩa là việc sử dụng chỉ số nén lún là hằng số trong toàn bộ
giai đoạn sau áp lực tiền cố kết có thể dẫn đến kết quả độ lún tính toán được sẽ khác
với ứng xử thực tế của nền đất yếu. Trong phạm vi của đề tài này, tác giả nghiên cứu

v
,
u
b
(kPa)
t (phót)
C¸i MÐp
0
200
400
600
800
1000
u
b
/
v
(%)
0 500 100015002000
0
10
20
30
40

v
,
u
b
(kPa)
t (phót)
ThÞ V¶i
0
100
200
300
400
500
u
b
/
v
(%)
0 500 100015002000
0
10
20
30
40
t (phót)
HiÖp Ph­íc
0 500 100015002000
t (phót)
Long An
0 500 100015002000
t (phót)
H¶i Phßng
0 500 100015002000
t (phót)
Cµ Mau
0 500 100015002000
t (phót)
B×nh Ch¸nh
0 500 100015002000
t (phót)
§a Ph­íc
0 500 100015002000

48. -31-
đề xuất mô hình của đất sét yếu với việc kể đến độ dốc biến thiên trong giai đoạn
chuyển tiếp từ trạng thái cố kết trước (OC) sang trạng thái cố kết thường (NC) và
được mô tả chi tiết hơn ở CHƯƠNG 3.
Hình 2-7 Biến thiên chỉ số nén theo cấp áp lực
HÖ
sè
rçng,
e
log('v/'c)
C¸i MÐp
0.1 1 10
0
1
2
3
log('v/'c)
HiÖp Ph­íc
0.1 1 10
log('v/'c)
H¶i Phßng
0.1 1 10
C
c
log('v/'c)
C¸i MÐp
0.1 1 10
0
1
2
3
4
5
6
log('v/'c)
HiÖp Ph­íc
0.1 1 10
log('v/'c)
H¶i Phßng
0.1 1 10
HÖ
sè
rçng,
e
log('v/'c)
Cµ Mau
0.1 1 10
0
1
2
3
C
c
log('v/'c)
Cµ Mau
0.1 1 10
0
1
2
3
4
5
6
log('v/'c)
ThÞ V¶i
0.1 1 10
log('v/'c)
ThÞ V¶i
0.1 1 10
log('v/'c)
Long An
0.1 1 10
log('v/'c)
Long An
0.1 1 10

49. -32-
Hình 2-8 Ảnh hưởng tốc độ biến dạng lên áp lực tiền cố kết
Hình 2-8 thể hiện mối quan hệ của đường cong e-log(’v) và log(cv)-log(’v)
theo các tốc độ biến dạng khác nhau trong thí nghiệm CRS biến thiên lần lượt là 0.020
%/phút, 0.056 %/phút, 0.112 %/phút, 0.200 %/phút và 0.400 %/phút. Kết quả thí
nghiệm trên mẫu nguyên dạng cho thấy rằng tốc độ biến dạng càng giảm thì áp lực
tiền cố kết càng giảm, tuy nhiên hệ số cố kết cv tiến về tiệm cận giá trị là hằng số như
giá trị ở trạng thái cố kết thường cv(NC). Kết quả thí nghiệm đối với đất sét yếu tiêu
biểu ở Việt Nam cũng được so sánh với kết quả nghiên cứu trên đất sét Isogo và
nghiên cứu của Serge Leroueil, 1996 [25]. Điều này có nghĩa là tốc độ biến dạng sử
dụng trong thí nghiệm có ảnh hưởng nhất định đến áp lực tiền cố kết xác định được
theo tốc độ biến dạng được lựa chọn. Tuy nhiên, với tốc độ quá chậm có thể dẫn đến
áp lực tiền cố kết bé hơn hiện trường, vì kết quả có chứa cả phần từ biến trong biến
dạng tổng của mẫu. Tốc độ biến dạng phù hợp cho đất trầm tích yếu Holocene của
Việt Nam sẽ được nghiên cứu kỹ trong các phần tiếp theo, bằng việc sử dụng kết quả
thí nghiệm CRS để xác định thông số đầu vào cho các phân tích số trong bài toán cố
kết có sử dụng bấc thấm cho đất sét yếu ở Việt Nam.
HÖ
sè
rçng,
e
'v (kPa)
Gi¶m tèc ®é nÐn
1.0
1.2
1.4
1.6
1.8
2.0
2.2
c
v
(cm
2
/d)
CRS (0.020%)
CRS (0.056%)
CRS (0.112%)
CRS (0.200%)
CRS (0.400%)
101
102
103
104
101
102
103
104
'
c
/'
c(0.02%/min)
G
i
¶
m
t
è
c
®
é
n
Ð
n
Tèc ®é biÕn d¹ng, (1/min)
CRS sÐt yÕu ViÖt Nam
Serge Leroueil, 1996
SÐt yÕu ISOGO
10-6
10-5
10-4
10-3
10-2
0.6
1.2
1.8
2.4

50. -33-
2.2 THÍ NGHIỆM XUYÊN TĨNH HIỆN TRƯỜNG
2.2.1 ÁP LỰC TIỀN CỐ KẾT THEO SỨC KHÁNG XUYÊN
Hình 2-9 Kết quả xuyên tĩnh tại một số công trình ở Việt Nam
qT-v0 (kPa)
§é
s©u
(m)
(C¸i MÐp-V. Tµu)
qT-v0 (kPa) qT-v0 (kPa)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 1000 2000
qT-v0 (kPa)
(Nhµ BÌ-HCM)
0 1000 2000
qT-v0 (kPa)
(Chïa VÏ-H. Phßng)
0 1000 2000
qT-v0 (kPa)
(Cµ Mau)
0 1000 2000
§é
s©u
(m)
CPTU (GÇn vÞ trÝ lç khoan mÉu nguyªn d¹ng CRS) CPTU (VÞ trÝ kh¸c)
(ThÞ V¶i-V. Tµu)
0
5
10
15
20
25
30
35
40
0 1000 2000
(CÇn Giuéc-L. An)
0 1000 2000
qT-v0 (kPa)
(B×nh Ch¸nh-HCM)
0 1000 2000
qT-v0 (kPa)
(§a Ph­íc-HCM)
0 1000 2000

51. -34-
Hình 2-10 Tương quan hệ giữa sức kháng xuyên NET và áp lực tiền cố kết
Như đã trình bày ở mục 2.1.2 áp lực tiền cố kết cũng đã được xác định theo kết
quả xuyên tĩnh đo áp lực nước lỗ rỗng cho các khu vực công trình đang nghiên cứu,
bằng các so sánh và kết hợp với kết quả có được từ thí nghiệm cố kết tốc độ biến
dạng không đổi CRS với kết quả xuyên tĩnh gần với hố khoan lấy mẫu nguyên dạng.
Tổng hợp kết quả xuyên tĩnh với sức kháng xuyên hiệu dụng qNET=qT-’v0 theo chiều
sâu cho các khu vực công trình được thể hiện ở Hình 2-9. Đường in đậm màu đỏ tía
liền nét chính là kết quả xuyên tĩnh tại vị trí gần với hố khoan lấy mẫu nguyên dạng
cho công tác thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS. Kết quả cho thấy
rằng, sức kháng xuyên hiệu dụng qNET ở các vị trí xuyên tĩnh khác nhau khá đồng
nhất. Ở công trình cảng Nhà Bè, TP. Ho Chi Minh và Cái Mép, Bà Rịa Vũng Tàu, có
sự biến động nhẹ sức kháng xuyên hiệu dụng qNET giữa các vị trí thí nghiệm.
Hình 2-10 thể hiện mối quan hệ giữa sức kháng xuyên NET so với áp lực tiền
cố kết ’c xác định từ kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS, tỷ
số trung bình cho đất trầm tích yếu Holocene của Việt Nam vào khoảng (qT-v0)/3.
q
T
-
v0
(kPa)
'c (kPa)
C¸i MÐp
HiÖp Ph­íc
H¶i Phßng
Cµ Mau
ThÞ V¶i
Long An
B×nh Ch¸nh
§a Ph­íc
q
T
-

v
0
=
3

'
c
q
T
-

v
0
=
2

'
c
q
T
-

v
0
=
5

'
c
q
T
-

v
0
=
4

'
c
0 400 800 1200 1600
0
400
800
1200
1600

52. -35-
2.2.2 HỆ SỐ CỐ KẾT NGANG TỪ KẾT QUẢ XUYÊN TĨNH
Xác định hệ số cố kết ngang ch50(CPTU) theo kết quả thí nghiệm xuyên tĩnh có
tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng theo thời gian được thực hiện theo phương pháp do
Houlsby & Teh, 1987 [20] công bố theo công thức sau đây.
50
2
*
50
)
(
50
t
I
r
T
c
r
CPTU
h 
2-1
Trong đó *
50
T là 0.245 tương ứng với mức độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng 50 %;
r là bán kính mũi xuyên, t50 là thời gian tương ứng với mức độ tiêu tán áp lực nước
lỗ rỗng đạt 50 % và Ir là chỉ số độ cứng của đất sét yếu. Theo nghiên cứu của Houlsby
& The, 1987 [20], thì mức độ ảnh hưởng của Ir trong điều kiện đất sét yếu dao động
từ giá trị 25 đến 500 là rất nhỏ, giá trị sử dụng để tính toán được chọn là 50.
Hình 2-11 Tương quan giữa hệ số cố kết CRS cv(CRS) và theo CPTU ch(CPTU)
Hình 2-11 (a) mô tả kết quả thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng ở công trình
cảng Hiệp Phước, TP. Hồ Chí Minh, sự khác biệt áp lực nước lỗ rỗng cực đại u2max
c
h50(CPTU)
/c
v(CRS)
SQRT(ch50(CPTU)/OCR) (cm2
/ngµy)1/2
Cµ Mau
HiÖp Ph­íc
(b)
y = 2.67x - 20.70
R
2
=0.74
0 5 10 15 20 25
0
10
20
30
40
50
60
c
h50(CPTU)
/c
h(CRS)
SQRT(ch50(CPTU)/OCR) (cm2
/ngµy)1/2
Cµ Mau
HiÖp Ph­íc
(c)
y = 0.89x - 6.90
R2
=0.74
0 5 10 15 20 25
0
4
8
12
16
20
u
2
(kPa)
t (gi©y)
Cµ Mau
HiÖp Ph­íc
(a)
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1 10 100 1000 10000

53. -36-
phụ thuộc độ sâu thí nghiệm như thể hiện ở trên hình, độ sâu thí nghiệm càng lớn thì
áp lực nước lỗ rỗng cực đại u2max càng lớn. Thời gian thí nghiệm tiêu tán áp lực nước
lỗ rỗng là tối thiểu 5 giờ tương ứng 18,000 giây đối với công trình ở Hiệp Phước.
Hình 2-11 (b) mô tả mối quan hệ giữa hệ số cố kết theo phương ngang ch50(CPTU)
so với hệ số cố kết theo phương đứng dựa trên căn bậc 2 của tỷ số giữa hệ số cố kết
theo phương ngang từ thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng và hệ số cố kết theo
phương đứng từ thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS. Với trường hợp
ch(NC)=3cv(CRS) thì cũng có được mối quan hệ tương ứng giữa ch50(CPTU) với ch tính theo
kết quả cv(CRS) theo mô tả trên Hình 2-11 (c). Mối quan hệ này là hàm hồi qui tuyến
tính, với đường màu xanh lần lượt có giá trị là y +/- 6 và y +/- 2 tương ứng với quan
mối quan hệ lần lượt là cv(CRS) và ch. Điều này có nghĩa là hệ số cố kết theo phương
ngang từ thí nghiệm xuyên tĩnh có tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng phải được hiệu chỉnh
theo hệ số từ phương trình hồi qui, không thể sử dụng trực tiếp giá trị hệ số cố kết
theo phương ngang xác định từ thí nghiệm tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng vào phân tích
cố kết được.
2.3 KẾT LUẬN CHƯƠNG 2
 Đất yếu trầm tích Holocene ở Việt Nam luôn ở trạng thái cố kết trước với hệ
số cố kết trước OCR > 1.20 đối với các mẫu đất nguyên dạng có biến dạng
đến áp lực hữu hiệu hiện trường bé hơn 6.0 % đối với các trường hợp đang
xét. Áp lực tiền cố kết lớn hơn áp lực hữu hiệu địa tầng từ 20 kPa đến 60 kPa.
 Chỉ số nén lại của đất yếu Việt Nam được phân chia thành 3 đường thẳng với
các độ dốc khác nhau là Cr ở trạng thái cố kết trước OC hoặc dỡ tải – nén lại,
Cc1 ở trạng thái cố kết thường nhưng cấp áp lực bé hơn ’p, Cc2 ở trạng thải cố
kết thường NC nhưng ở cấp ứng suất lớn hơn ’p. Không thể sử dụng tương
quan với duy nhất một giá trị chỉ số nén trung bình như các công bố trước đây
thể hiện ở Hình 2-7.

54. -37-
 Tốc độ biến dạng sử dụng trong thí nghiệm không làm ảnh hưởng đến hệ số
cố kết, tuy nhiên với tốc độ càng cao thì áp lực tiền cố kết càng cao. Đất trầm
tích yếu Holocene ở Việt Nam cho áp lực tiền cố kết ở tốc độ 0.40 %/phút có
hệ số gấp 1.80 lần giá trị có được ở tốc độ 0.02 %/phút.
 Thí nghiệm CRS ở tốc độ biến dạng 0.02 %/phút cho giá trị áp lực tiền cố kết
lớn hơn giá trị có được từ thí nghiệm gia tải từng cấp đối với đất yếu ở Việt
Nam, trung bình là 16 %.
 Mối quan hệ giữa áp lực tiền cố kết với sức kháng xuyên NET có được từ thí
nghiệm xuyên tĩnh có đo áp lực nước lỗ rỗng theo biểu thức
3
0
' v
T
q
c




 Mối quan hệ giữa hệ số cố kết ngang ch(CPTU) từ thí nghiệm xuyên tĩnh có đo
tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng và hệ số cố kết cv(CRS) từ thí nghiệm cố kết tốc độ
biến dạng không đổi theo các phương trình sau với ch(CRS)=3cv(CRS)
70
.
20
67
.
2
)
(
)
(
)
(


OCR
c
c
c CPTU
h
CRS
v
CPTU
h
90
.
6
89
.
0
)
(
)
(
)
(


OCR
c
c
c CPTU
h
CRS
h
CPTU
h

55. -38-
CHƯƠNG 3 LỜI GIẢI CHO BÀI TOÁN CỐ KẾT BẰNG LÕI THẤM ĐỨNG
3.1 LỜI GIẢI BÀI TOÁN CỐ KẾT CÓ LÕI THẤM ĐỨNG
Các dạng lời giải giải tích cho trường hợp sử dụng lõi thấm đứng được phát
triển từ khá sớm. Bằng việc xét bài toán đơn vị bấc thấm theo trạng thái đối xứng
trục, nhiều nghiên cứu đã giải quyết bài toán này bằng lời giải giải tích có hoặc không
kể đến ảnh hưởng của mức độ xáo động của đất xung quanh lõi thấm đứng và có hoặc
không kể đến sức cản lõi thấm như Rendulic, 1936 [41], Carrilo, 1942 [7], Barron,
1948 [3], Yoshikuni, 1974 [59], Hansbo, 1979 [16], Hansbo, 1981 [18], Hansbo, 1997
[15], Hansbo, 2011 [19], Onoue, 1988 [39], [38], Zeng, 1989 [60], Suzuki, 2004 [46].
3.1.1 LÝ THUYẾT CỦA RENDULIC VÀ CARILLO
Rendulic, 1936 [41] đã thiết lập và giải phương trình vi phân thấm một chiều
cho bài toán nén lún theo phương thẳng đứng và dòng thấm hướng tâm theo phương
trình (3-1)
















r
u
r
r
u
c
t
u
h
1
2
2
3-1
Trong đó, r là bán kính tọa độ cực,
v
w
h
h
m
k
c

 là hệ số cố kết theo phương ngang.
Sau đó Carrilo, 1942 [7] đã phát triển lời giải thành bài toán có kết đến cố kết
theo phương đứng và ngang cho lõi thấm đứng, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư được
tính toán như phương trình (3-2) sau đây
2
2
2
2
1
z
u
c
r
u
r
r
u
c
t
u
v
h



















3-2
Trong đó,
0
,
u
u
u
u z
r
z
r  , với z
u và r
u là áp lực nước lỗ rỗng thặng dư cho trường
hợp dòng thấm đứng và dòng thấm hướng tâm. Bằng việc sử dụng áp lực nước lỗ
rỗng thặng dư trung bình thay vào phương trình trên, thì độ cố kết trung bình của lớp

56. -39-
đất có xử lý bằng lõi thấm đứng được tính toán theo mức độ cố kết trung bình theo
lời giải của Terzaghi z
U và Rendulic r
U theo công thức (3-3) sau đây,
)
1
)(
1
(
)
1
( r
z U
U
U 


 3-3
Chú ý rằng lời giải bên trên cho trường hợp lõi thấm đứng lý tưởng theo đó khả
năng thoát nước của lõi thấm đứng là vô hạn, và không có vùng xáo động.
3.1.2 LỜI GIẢI CỦA BIOT, M. A. (1941)
Biot, M. A., 1941 [4] đã thiết lập phương trình cố kết nhiều hướng, bao gồm
các điểm chính sau đây
 Phương trình cân bằng
 Quan hệ chuyển vị và biến dạng
 Quan hệ ứng suất và biến dạng (phương trình mô hình vật liệu)
 Định luật bảo toàn khối lượng
 Qui luật thấm đối với nước lỗ rỗng
Hệ phương trình cố kết nhiều hướng theo hệ phương trình (3-4) thể hiện như sau,
'
0
0
















































z
y
x
z
y
x
z
y
x
zz
zy
zx
yz
yy
yx
xz
xy
xx
3-4
trong đó, '
 là dung trọng đất yếu.
Áp dụng nguyên lý ứng suất hữu hiệu cho ứng suất pháp trong hệ phương trình
trên trong đó u là áp lực nước lỗ rỗng thặng dư.

57. -40-











u
u
u
zz
zz
rr
rr
'
'
'







 3-5
Thay thế phương trình (3-5) vào phương trình (3-4) ta thu được phương trình (3-6)















































'
'
0
'
0
'










z
u
z
y
x
y
u
z
y
x
x
u
z
y
x
zz
zy
zx
yz
yy
yx
xz
xy
xx
3-6
Quan hệ biến dạng và chuyển vị được biến đổi thành phương trình (3-7)


















z
u
y
u
x
u
z
zz
y
yy
x
xx



;





























x
u
z
u
z
u
y
u
y
u
x
u
z
x
zx
y
z
yz
x
y
xy



3-7
Trong đó x
u , y
u , z
u là chuyển vị theo các phương x, y và z
Quan hệ ứng suất và biến dạng cho môi trường đàn hồi là phương trình (3-8)
 
 
 


















yy
xx
zz
zz
xx
zz
yy
yy
zz
yy
xx
xx
E
E
E
'
'
'
1
'
'
'
1
'
'
'
1












;












zx
zx
yz
yz
xy
xy
G
G
G






1
1
1
3-8
Trong đó E, G và  là modulus Young, modulus cắt, và hệ số poisson.
Từ phương trình Eq. 3-8 trên có thể biến đổi thành phương trình (3-9)

58. -41-
 
 
 



























































zx
zx
yz
yz
xy
xy
vol
zz
yy
xx
zz
zz
vol
yy
xx
zz
yy
yy
vol
xx
zz
yy
xx
xx
G
G
G
G
E
G
E
G
E







































,
,
2
1
2
)
1
(
)
2
1
)(
1
(
'
2
1
2
)
1
(
)
2
1
)(
1
(
'
2
1
2
)
1
(
)
2
1
)(
1
(
'
3-9
Trong đó, biến dạng thể tích được thể hiện theo phương trình (3-10) dưới đây
 























)
(
)
2
1
(
3
'
)
2
1
(
3
'
'
'
2
1
u
E
E
E
m
m
zz
yy
xx
zz
yy
xx
vol












3-10
Từ đó ta có được một hệ phương trình chi phối biến dạng của môi trường đàn hồi
theo phương trình theo như (3-11)
'
2
1
0
2
1
0
2
1
2
2
2


































z
u
u
G
z
G
y
u
u
G
y
G
x
u
u
G
x
G
z
vol
y
vol
x
vol
3-11
Trong đó, 2
2
2
2
2
2
2
z
y
x 









Dựa vào cân bằng dòng thấm của nước lỗ rỗng trong nền, chúng ta có được phương
trình (3-12) như bên dưới đây