Chương 5 – Phân tích lún và trương nở thể tích

\begin{aligned} \end{aligned}

5-1. GIỚI THIỆU

5-1.1. Phạm vi

Chương này trình bày các khía cạnh thực hành của quá trình thay đổi thể tích trong đất. Nhiều trường hợp liên quan đến sự nén chặt (compression) của các lớp đất do điều kiện thay đổi, chẳng hạn như việc thi công khối đắp được thiết kế và kiểm soát kỹ thuật (engineered fill), tải trọng từ móng công trình (foundation loading), hoặc hạ thấp mực nước ngầm.

Sự nén chặt của đất gây ra hiện tượng lún (settlement), là sự dịch chuyển thẳng đứng của bề mặt đất hoặc của một công trình được đất nâng đỡ. Cả lún tức thời (immediate settlement) và lún dài hạn (long-term settlement) sẽ được xem xét, cùng với các tiêu chí lún cho phép (tolerable settlement criteria), tốc độ lún, và các phương pháp giảm thiểu hoặc đẩy nhanh quá trình lún. Đất trương nở (swelling soils) cũng có thể thay đổi thể tích theo hướng nở ra, hiện tượng này thường được gọi là trồi đất (heave).

Hướng dẫn cho các trường hợp đặc biệt, chẳng hạn như đất sụt lún (collapsing soils), được trình bày trong DM 7.2 (UFC 3-220-20). Chương 2 của tài liệu này cung cấp hướng dẫn về các phương pháp quan trắc lún (monitoring settlement).

5-1.2 Sự xuất hiện của lún

Lún là kết quả của ba cơ chế chính: (1) biến dạng tức thời (immediate distortion), xảy ra ngay khi tải trọng mới được tác dụng; (2) cố kết (consolidation), là sự nén chặt của bộ khung đất (soil skeleton) do sự thay đổi ứng suất hữu hiệu; và (3) nén thứ cấp (secondary compression), là sự sắp xếp lại cấu trúc đất dưới ứng suất hữu hiệu không đổi. Cả ba cơ chế này sẽ được giải thích chi tiết hơn trong các mục sau của chương này.

Trong đất hạt mịn bão hòa, độ lún liên quan đến ba cơ chế này có thể được phân biệt và tách riêng nhằm mục đích thực tiễn là ước tính độ lớn của lún. Việc tách riêng này khả thi vì các loại đất này có hệ số thấm (hydraulic conductivity) thấp và độ nén (compressibility) tương đối cao, khiến quá trình cố kết diễn ra trong một khoảng thời gian có thể đo được. Các quá trình và độ lớn lún thường liên quan đến đất hạt mịn được tóm tắt trong Bảng 5-1.

Đất hạt thô có độ nén thấp hơn nhiều so với đất hạt mịn và có hệ số thấm cao hơn. Do các đặc tính này, quá trình cố kết diễn ra rất nhanh và khó tách biệt với biến dạng tức thời. Phần lớn sự nén chặt của đất hạt thô liên quan đến sự sắp xếp lại các hạt (particle rearrangement) dưới ứng suất thay đổi. Rung động do động đất, nổ mìn, hoặc máy móc cũng có thể gây ra lún trong đất hạt thô. Sự ngập nước và ngâm nước (submergence and soaking) của đất hạt thô, đặc biệt là vật liệu đắp (fill materials), có thể dẫn đến lún như được thảo luận trong Mục 5-9.

5-1.3 Sự xuất hiện của hiện tượng trồi đất

Hiện tượng trồi đất hay trương nở (heave or swell) xảy ra chủ yếu do sự giảm ứng suất đứng tổng (total vertical stress) hoặc sự giảm lực hút mao dẫn (matric suction), cả hai đều làm giảm ứng suất hữu hiệu trong đất, từ đó cho phép hệ số rỗng (void ratio) tăng lên. Sự giảm ứng suất tổng xảy ra do đào đất hoặc xói mòn đất, cũng như do việc dỡ bỏ tải trọng nhân tạo. Lực hút mao dẫn trong đất phụ thuộc vào loại đất và điều kiện khí quyển trong quá khứ lẫn hiện tại. Đặc biệt quan trọng là độ bão hòa (degree of saturation) của đất. Các yếu tố ảnh hưởng đến độ bão hòa bao gồm lịch sử khí hậu, địa hình, thảm thực vật, và mực nước ngầm. Mức độ trương nở xảy ra do một trong hai cơ chế trên phụ thuộc vào kích thước và loại khoáng vật cấu tạo nên đất. Các khoáng sét có kích thước hạt rất nhỏ và diện tích bề mặt riêng lớn, chẳng hạn như montmorillonite và vermiculite, dễ bị trương nở nhất. Hiện tượng trồi đất cũng có thể xảy ra do sự hình thành các thấu kính băng (ice lenses) trong đất bị đóng băng. Sự giãn nở thể tích do phản ứng hóa học, chẳng hạn như pyrite, cũng có thể gây ra hiện tượng trồi đất.

(tại sao ứng suất hữu hiệu giảm?)

1. Vì sao giảm ứng suất đứng tổng (σ) → giảm ứng suất hữu hiệu (σ’)?

Theo nguyên lý ứng suất hữu hiệu của Terzaghi: σ’ = σ − u

trong đó σ là ứng suất tổng, u là áp lực nước lỗ rỗng (pore water pressure).

Khi đào đất hoặc xói mòn lớp đất phía trên, trọng lượng đất tác dụng xuống điểm đang xét giảm → σ giảm. Nếu u (áp lực nước lỗ rỗng) không đổi ngay lập tức tại thời điểm dỡ tải (vì nước cần thời gian để phản ứng, đặc biệt trong đất sét có hệ số thấm thấp), thì công thức trên cho thấy σ’ phải giảm theo σ.

σ’ giảm → đất bớt bị “ép chặt” lại → các hạt đất có xu hướng giãn ra, hệ số rỗng (void ratio) tăng lên → đất trồi/nở (heave).

2. Vì sao giảm lực hút mao dẫn (matric suction) → giảm ứng suất hữu hiệu?

Đây là cơ chế áp dụng cho đất không bão hòa (unsaturated soil) — ví dụ đất sét khô nứt nẻ gần mặt đất. Với đất không bão hòa, công thức ứng suất hữu hiệu mở rộng (Bishop, 1959) là:

\[σ’ = (σ − u_a) + χ(u_a − u_w)\]

trong đó:

• \(u_a =\) áp lực khí trong lỗ rỗng (thường ≈ áp suất khí quyển),
• \(u_w =\) áp lực nước trong lỗ rỗng,
• \((u_a − u_w) =\) lực hút mao dẫn (matric suction) — luôn dương trong đất không bão hòa vì nước bị “hút” giữ trong các lỗ rỗng nhỏ bởi sức căng bề mặt,
• χ = hệ số phụ thuộc độ bão hòa (0 ≤ χ ≤ 1).

Nhìn vào công thức: lực hút mao dẫn góp phần cộng thêm (dương) vào ứng suất hữu hiệu — giống như một dạng “tự nén” bên trong của đất, giữ các hạt đất lại gần nhau hơn dù không có tải trọng ngoài nào tác dụng.

Khi đất được cấp thêm nước (mưa lớn, tưới tiêu, mực nước ngầm dâng, rò rỉ đường ống…), độ bão hòa tăng → lực hút mao dẫn \((u_a − u_w)\) giảm dần về 0 khi đất tiến tới bão hòa hoàn toàn → theo công thức trên, σ’ giảm theo, dù σ (ứng suất tổng) không hề đổi.

σ’ giảm → đất “buông lỏng” ra → hệ số rỗng tăng → đất trương nở.

Tóm lại điểm chung của cả hai cơ chế:

Cả hai đều dẫn đến cùng một hệ quả — σ’ giảm — nhưng theo hai con đường khác nhau: một là giảm trực tiếp ứng suất tổng bên ngoài (do bớt tải), một là giảm “lực nén nội tại” do mất độ hút ẩm (do thêm nước). Vì trạng thái của đất tại một thời điểm (hệ số rỗng, thể tích) phụ thuộc vào giá trị σ’ hiện tại, chứ không phải σ hay độ ẩm riêng lẻ, nên bất kỳ điều gì làm giảm σ’ — dù bằng cách nào — cũng đều gây ra cùng một xu hướng: đất giãn nở (trương nở/trồi).

5-1.4 Khả năng áp dụng

Các phương pháp phân tích lún được trình bày trong chương này áp dụng cho các điều kiện mà ứng suất cắt (shear stresses) thấp hơn nhiều so với sức kháng cắt (shear strength). Ngoài ra, các phân tích về độ lớn và tốc độ cố kết, cũng như nén thứ cấp, đều giả định rằng đất ở trạng thái bão hòa.

(nếu ứng suất cắt không thấp hơn nhiều so với sức kháng cắt thì sao?)

Đây chính là điểm mấu chốt để hiểu vì sao Mục 5-1.4 phải đặt ra giới hạn áp dụng này.

Khi ứng suất cắt (τ) tiến gần đến sức kháng cắt (τ_f, shear strength):

Toàn bộ lý thuyết cố kết cổ điển (Terzaghi consolidation theory) mà chương này dựa vào — bao gồm cả các phương trình tính độ lớn lún \((C_c, C_r)\), e-log p’) và tốc độ lún (\(c_v\), hệ số cố kết) — đều xây dựng trên giả thiết đất biến dạng theo cơ chế nén một chiều (1-D compression), tức là đất chỉ thay đổi thể tích, không bị phá hoại cắt (shear failure) hay biến dạng trượt lớn.

Khi \(\tau\) tiến gần \(\tau_f\), hai vấn đề nghiêm trọng xảy ra:

1. Biến dạng không còn tuân theo lý thuyết đàn hồi/cố kết một chiều nữa:

Đất bắt đầu biến dạng theo cơ chế dẻo (plastic) thay vì đàn hồi. Biến dạng lúc này không chỉ là do thay đổi thể tích (volumetric strain) mà còn có thành phần biến dạng trượt lớn (shear strain) — đất “chảy” hoặc trượt cục bộ, chứ không chỉ đơn thuần “ép chặt lại” như giả thiết cố kết một chiều. Các công thức lún dựa trên \(C_c, C_r\) sẽ đánh giá thấp lún thực tế, vì chúng không tính đến thành phần biến dạng cắt này.

2. Nguy cơ phá hoại sức chịu tải (bearing capacity failure) hoặc mất ổn định:

Nếu \(\tau\) vượt quá \(\tau_f\) tại bất kỳ điểm nào trong khối đất, đó không còn là bài toán “lún” nữa — mà là bài toán phá hoại/mất ổn định (ví dụ: lún trồi đáy móng, phá hoại sức chịu tải, trượt mái dốc). Lúc này cần phân tích bằng các phương pháp ổn định (bearing capacity analysis, cân bằng giới hạn — limit equilibrium), chứ không phải phân tích lún.

Vì sao chương 5 (Settlement) loại trừ trường hợp này?

Vì đây là hai bài toán bản chất khác nhau về mặt cơ học:

• \(\tau\) ≪ \(\tau_f\) (an toàn, còn xa phá hoại): đất ứng xử gần như đàn hồi/cố kết → dùng được lý thuyết lún trong chương này.
• \(\tau\) gần hoặc bằng \(\tau_f\): đất tiến gần trạng thái phá hoại dẻo → cần chuyển sang phân tích ổn định/sức chịu tải (thường ở các chương khác của tài liệu, ví dụ chương về bearing capacity hoặc slope stability).

Ý nghĩa thực hành:

Đây chính là lý do vì sao trong thiết kế móng, kỹ sư luôn kiểm tra hệ số an toàn về sức chịu tải (FS_bearing) riêng biệt với kiểm tra lún — hai bài toán độc lập nhau, nhưng đều cần thỏa mãn. Một móng có thể “đạt” về lún (lún nằm trong giới hạn cho phép) nhưng vẫn không an toàn nếu \(\tau\) tại một số điểm dưới móng đã gần chạm \(\tau_f\) — trường hợp này các công thức lún cổ điển không còn đáng tin cậy, và bản thân nguy cơ phá hoại đột ngột (không phải lún từ từ) mới là mối nguy chính cần kiểm soát.

Bảng 5-1. Các phương pháp tính lún cho các loại đất khác nhau
(theo Coduto và cộng sự, 2011; Salgado, 2008)

Loại đất	Khoảng thời gian	Cơ chế	Mức độ tương đối	Phương pháp tính toán
Đất hạt thô	Ngắn hạn	Biến dạng tức thời	Không đáng kể đến nhỏ	Các phương pháp thực nghiệm hoặc bán thực nghiệm cho lún tức thời (hay lún “đàn hồi”)
		Cố kết	Nhỏ đến trung bình
	Dài hạn	Nén thứ cấp	Không đáng kể đến nhỏ	Các phương pháp bán thực nghiệm
	Khác	Rung động, ngập nước	Nhỏ đến trung bình	Các phương pháp chuyên biệt
Đất hạt mịn	Ngắn hạn	Biến dạng tức thời	Không đáng kể đến nhỏ	Các phương pháp thực nghiệm hoặc bán thực nghiệm cho lún tức thời (hay lún “đàn hồi”)
	Dài hạn	Cố kết	Trung bình đến lớn	Tính toán cố kết sơ cấp
		Nén thứ cấp	Nhỏ đến lớn	Tính toán cố kết thứ cấp

\(\\\)

5-2 CƠ CHẾ CỐ KẾT

5-2.1 Quá trình cố kết

Cố kết của đất được gây ra bởi sự thay đổi ứng suất hữu hiệu. Vì lý do này, cần xem xét quá trình mà ứng suất hữu hiệu thay đổi trong một khối đất. Đất bão hòa gồm hai thành phần tương đối không nén được (incompressible): hạt khoáng vật (mineral particles) và nước. Ngược lại, cấu trúc tổng thể của đất lại có thể nén được (compressible), vì các hạt đất có thể sắp xếp lại để chiếm nhiều hoặc ít không gian lỗ rỗng hơn. Cấu trúc đất phải biến dạng (strain/deform) để chịu được sự thay đổi ứng suất.

Khi một khối đất chịu sự thay đổi đột ngột về ứng suất pháp tổng (total normal stress) tác dụng, đất phải phản ứng theo một trong hai cách: (1) cấu trúc đất có thể nén biến dạng ngay lập tức, hoặc (2) xảy ra sự thay đổi áp lực trong nước không nén được bên trong lỗ rỗng đất. Cách thứ nhất không thể xảy ra, vì biến dạng của cấu trúc đất đòi hỏi phải có sự thay đổi hệ số rỗng (void ratio) của đất. Hệ số rỗng của đất bão hòa chỉ có thể thay đổi nếu lượng nước trong đất thay đổi, và cần có thời gian để nước thoát ra hoặc đi vào lỗ rỗng đất. Do đó, phản ứng tức thời của đất tuân theo cách thứ hai, và xảy ra sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng. Áp lực bị thay đổi tạm thời này thường được gọi là áp lực nước lỗ rỗng dư (excess pore water pressure), \(u_x\). Đối với điều kiện đất bão hòa, một chiều (one-dimensional), độ lớn của \(u_x\) sẽ xấp xỉ bằng độ thay đổi ứng suất đứng tổng, \(Δσ_z\). Vì \(Δσ_z\) được cân bằng bởi \(u_x\), nên sự thay đổi tức thời của ứng suất hữu hiệu là không đáng kể, và không có lún tức thời nào xảy ra do cố kết.

Áp lực nước lỗ rỗng dư trong đất tạo ra một gradient thủy lực (hydraulic gradient) giữa điều kiện bên trong đất và điều kiện tại biên của nó. Gradient này khiến nước chảy ra khỏi hoặc chảy vào đất, theo thời gian sau khi \(Δσ_z\) được tác dụng. Khi \(Δσ_z\) là dương (tăng), thể tích đất giảm khi nước chảy ra ngoài và áp lực nước lỗ rỗng dư giảm dần. Sau một khoảng thời gian tương đối dài, áp lực nước lỗ rỗng dư tiêu tán hoàn toàn (tức là \(u_x\) = 0), toàn bộ sự thay đổi ứng suất đứng tổng được truyền sang cấu trúc đất, và quá trình lún cố kết hoàn tất. Thời gian cần thiết để đạt được trạng thái này có thể dao động từ vài giây hoặc vài phút đối với các lớp mỏng của đất hạt thô, đến nhiều năm đối với các lớp dày của đất hạt mịn.

Việc ước tính độ lớn của cố kết đòi hỏi (1) hiểu biết về trạng thái ứng suất đứng ban đầu, (2) dự đoán sự thay đổi ứng suất tổng do tải trọng mới gây ra, (3) hiểu biết về lịch sử ứng suất của các loại đất chịu ảnh hưởng bởi các thay đổi đó, và (4) hiểu biết về các đặc tính nén (compressibility characteristics) của các loại đất đó.

Việc ước tính tốc độ lún cố kết đòi hỏi hiểu biết về (1) điều kiện biên thủy lực (hydraulic boundary conditions), (2) bề dày, (3) độ nén (compressibility), và (4) hệ số thấm (hydraulic conductivity) của các lớp đất có thể nén được.

5-2.2 Trạng thái ứng suất đứng ban đầu

Phân tích cố kết tập trung vào sự thay đổi thể tích gây ra bởi sự thay đổi ứng suất đứng. Ứng suất địa tĩnh đứng tổng ban đầu \((σ_{z0})\), áp lực nước lỗ rỗng \((u_0)\), và ứng suất hữu hiệu đứng \((σ’_{z0})\) cần được tính toán bằng các phương pháp đã trình bày trong Chương 4. Hình 5-1(a) minh họa các điều kiện ứng suất đứng ban đầu đối với điều kiện nước thủy tĩnh (hydrostatic).

Điều kiện nước artesian (artesian water conditions) liên quan đến các tầng chứa nước có áp (confined aquifers), trong đó áp lực nước lỗ rỗng cao hơn xuất hiện trong một lớp đất có độ thấm cao hơn nằm bên dưới một lớp chắn nước (confining stratum). Điều kiện artesian ảnh hưởng đến việc tính toán áp lực nước lỗ rỗng trong lớp đất có thể nén được, cũng như ảnh hưởng đến ứng suất hữu hiệu đứng tính toán được. Như minh họa trong Hình 5-1(b), áp lực nước lỗ rỗng thủy tĩnh được ký hiệu là \(u_0\), trong khi áp lực artesian tại bất kỳ độ sâu nào được ký hiệu là Δu. Áp lực artesian cũng phải được trừ đi khỏi ứng suất đứng tổng để có được ứng suất hữu hiệu ban đầu chính xác.

(điều kiện nước artesian là gì?)

Hãy hình dung một mặt cắt địa chất theo thứ tự từ trên xuống:

1. Lớp chắn nước phía trên (confining stratum / aquitard) — ví dụ lớp sét, ít thấm nước.
2. Lớp chứa nước (aquifer) — ví dụ lớp cát/sỏi, thấm nước tốt, thông với một nguồn nước ở nơi khác cao hơn về địa hình (ví dụ vùng núi, khu vực nạp nước — recharge area).
3. Có thể còn thêm lớp chắn nước phía dưới nữa (tùy cấu trúc địa chất).

Cơ chế then chốt: vì lớp chứa nước (2) bị “kẹp” giữa các lớp ít thấm, và nó thông với một nguồn nước ở vị trí cao hơn về độ cao (elevation), nước trong lớp này bị nén lại dưới áp lực — giống như nước trong một đường ống kín nối tới một bể chứa trên núi. Áp lực này lớn hơn nhiều so với áp lực thủy tĩnh thông thường (chỉ do trọng lượng cột nước tại chỗ) — nó phản ánh độ cao của nguồn nạp nước ở xa, không chỉ độ sâu tại điểm đang xét.

Hệ quả với công thức:

• Ở điều kiện thủy tĩnh bình thường: \(u_0 = \gamma_w \ × \ z_w\) (chỉ phụ thuộc chiều sâu dưới mực nước ngầm tại chỗ).
• Ở điều kiện artesian: áp lực nước thực tế trong lớp chứa nước cao hơn \(u_0\) một lượng Δu — chính là “áp lực artesian” dư ra, do ảnh hưởng của nguồn nạp nước ở xa/cao hơn.

Vì sao điều này quan trọng cho tính toán ứng suất hữu hiệu?

Vì σ’ = σ − u, nếu bỏ sót Δu (chỉ dùng \(u_0\) thông thường), ta sẽ tính thừa ứng suất hữu hiệu — dẫn đến đánh giá sai độ lớn cố kết, và nghiêm trọng hơn, có thể đánh giá sai cả nguy cơ đẩy trồi đáy hố đào (uplift/blow-up) khi thi công gần các tầng artesian — vì áp lực nước dư thừa này có thể đủ lớn để đẩy bung lớp đất chắn phía trên nếu bị đào mỏng đi trong quá trình thi công.

5-2.3 Lịch sử ứng suất

Lịch sử ứng suất (stress history) của một loại đất đề cập đến các trạng thái ứng suất trong quá khứ mà đất đó đã từng trải qua. Nó sẽ ảnh hưởng đến cấu trúc và ứng xử của đất dưới tải trọng mới. Điều này đặc biệt đúng đối với đất hạt mịn. Đặc biệt quan trọng là ứng suất hữu hiệu đứng lớn nhất mà đất đã từng bị cố kết dưới đó, được gọi là ứng suất tiền cố kết (preconsolidation stress) hay áp lực lớn nhất trong quá khứ (maximum past pressure), \(σ’_p\). Một phương pháp xác định ứng suất tiền cố kết được trình bày trong Hình 3-12.

Đối với một số khối đất tự nhiên, ứng suất hữu hiệu đứng hiện tại chính là ứng suất hữu hiệu đứng lớn nhất mà đất từng trải qua, và \(σ’_p\) bằng \(σ’_{z0}\). Loại đất này được gọi là cố kết bình thường (normally consolidated) và đôi khi được viết tắt là “NC.”

Phổ biến hơn, các khối đất tự nhiên đã từng bị chất tải trước (preloaded) hoặc tiền cố kết (preconsolidated) tại một thời điểm nào đó trong quá khứ, và \(σ’_{z0}\) nhỏ hơn \(σ’_p\). Loại đất này được gọi là quá cố kết (overconsolidated) và đôi khi được viết tắt là “OC.” Tỷ số quá cố kết (overconsolidation ratio, OCR) là một chỉ số hữu ích để đánh giá ứng xử của đất, và được xác định bằng:

\[OCR = \dfrac{\sigma’_p}{\sigma’_{z0}} \tag{5-1}\]

trong đó: \(σ’_p =\) ứng suất tiền cố kết, và \(σ’_{z0} =\) ứng suất hữu hiệu đứng hiện tại.

Các đường phân bố ứng suất đứng hiện trường (in situ) đối với điều kiện trạng thái ổn định (steady state) được tóm tắt trong Hình 5-2. Trong Hình 5-2(a), lớp sét là cố kết bình thường vì ứng suất tiền cố kết bằng ứng suất hữu hiệu. Sét trong Hình 5-2(b) hơi quá cố kết do mực nước ngầm cao hơn so với trường hợp (a), điều này làm giảm ứng suất hữu hiệu đứng hiện tại. Tương tự, tình trạng quá cố kết do đào đất (hoặc xói mòn) và do chất tải trước đó được thể hiện trong Hình 5-2(c) và (d).

Trong một số trường hợp, có thể gặp một lớp đất chưa hoàn tất quá trình cố kết do sự thay đổi ứng suất hữu hiệu trước đó gây ra. Trạng thái này được gọi là chưa cố kết hoàn toàn (underconsolidated). Trong trường hợp này, áp lực nước lỗ rỗng trong đất chưa đạt đến trạng thái cân bằng sau sự thay đổi ứng suất, và cao hơn các giá trị thủy tĩnh. Hai ví dụ được trình bày trong Hình 5-3. Trong ví dụ thứ nhất, mực nước ngầm đã bị hạ thấp trong các lớp cát. Sự giảm áp lực nước lỗ rỗng (và quá trình cố kết tương ứng) của lớp sét có độ thấm thấp sẽ phụ thuộc vào thời gian. Ví dụ thứ hai là cố kết một phần (partial consolidation) dưới tác dụng của một ứng suất đã được tác dụng trước đó. Trong cả hai trường hợp, sự biến thiên áp lực nước lỗ rỗng ban đầu theo chiều sâu trong lớp sét phải được đo đạc hoặc ước tính để tính toán được sự biến thiên của ứng suất hữu hiệu đứng ban đầu trong đất.

(đo áp lực nước lỗ rỗng ban đầu thế nào?)

Áp lực nước lỗ rỗng ban đầu trong đất được đo bằng nhiều phương pháp hiện trường, tùy vào loại đất, độ sâu, và mức độ chính xác cần thiết:

1. Ống đo mực nước (Observation well / Standpipe piezometer):

Đây là phương pháp đơn giản nhất — khoan một hố khoan, đặt một ống có đục lỗ (screen) ở đáy, lấp sỏi lọc (filter pack) xung quanh đoạn lọc, rồi trám bịt (seal) phần trên bằng bentonite/vữa xi măng để cách ly khỏi các tầng nước khác. Đo mực nước dâng lên trong ống bằng thước đo mực nước (water level indicator/tape). Áp lực nước lỗ rỗng tại điểm đo được tính từ chiều cao cột nước trong ống.

• Hạn chế: vì đoạn lọc (screen) thường khá dài, ống chỉ cho biết áp lực nước trung bình trong một khoảng độ sâu, không đo được chính xác tại một điểm cụ thể — không phù hợp để phát hiện các lớp có áp lực khác nhau (ví dụ điều kiện artesian trong lớp mỏng).
• Cũng phản ứng chậm trong đất sét có hệ số thấm thấp (nước cần thời gian dài để cân bằng mực nước trong ống với áp lực thực trong đất).

2. Piezometer ống đứng (Standpipe piezometer, đoạn lọc ngắn):

Tương tự ống đo mực nước nhưng đoạn lọc (screen/tip) ngắn hơn nhiều (thường 0.3–1m), được bịt kín (sealed) hoàn toàn phía trên và phía dưới đoạn lọc bằng bentonite — cho phép đo áp lực nước lỗ rỗng tại một độ sâu cụ thể, chính xác hơn ống đo mực nước thông thường. Đây là loại phổ biến để phân biệt các lớp có áp lực khác nhau (ví dụ phát hiện Δu do artesian).

3. Piezometer kiểu Casagrande (Casagrande piezometer):

Một dạng cải tiến của ống đứng, dùng ống nhựa nhỏ hơn (thường 19mm) nối tới một đầu đo bằng gốm xốp (porous ceramic tip) chôn ở độ sâu cần đo, có lớp bentonite bịt kín phía trên đầu đo để cách ly khỏi các tầng nước khác dọc theo hố khoan. Đây là loại piezometer tiêu chuẩn, tin cậy, được dùng rộng rãi trong quan trắc dài hạn (ví dụ quan trắc cố kết dưới nền đắp).

4. Piezometer điện tử áp lực dây rung (Vibrating wire piezometer — VWP):

Đầu đo chứa một màng cảm biến (diaphragm) gắn dây rung (vibrating wire) — áp lực nước tác dụng làm màng biến dạng, thay đổi tần số dao động của dây, từ đó suy ra áp lực nước lỗ rỗng qua bộ đọc (readout unit) hoặc bộ ghi dữ liệu tự động (data logger).

• Ưu điểm lớn: phản ứng gần như tức thời, có thể đo liên tục theo thời gian (ghi tự động), phù hợp để theo dõi sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng dư \(u_x\) trong quá trình cố kết — chính là loại thường dùng để kiểm chứng lý thuyết cố kết Terzaghi trong thực tế (đo \(u_x\) giảm dần theo thời gian sau khi chất tải).
• Có thể lắp đặt bằng cách khoan hố khoan (installed in borehole) hoặc đẩy trực tiếp (push-in) bằng cần CPT — cho phép lắp đặt nhanh, ít xáo trộn đất xung quanh, đặc biệt hữu ích trong đất sét mềm.

5. CPTu (Piezocone) — đo áp lực nước lỗ rỗng khi xuyên:

Như đã đề cập trước đây, đầu xuyên CPTu có cảm biến áp lực nước lỗ rỗng (thường ở vị trí \(u_2\), ngay sau côn) — cho profile áp lực nước lỗ rỗng liên tục theo độ sâu trong khi xuyên. Đây là cách nhanh nhất để có cái nhìn tổng thể về sự phân bố \(u_0\) theo chiều sâu, kể cả phát hiện các lớp mỏng có áp lực bất thường (ví dụ artesian) mà piezometer rời rạc theo từng độ sâu riêng lẻ có thể bỏ sót.

Với bài toán trong Mục 5-2.2–5-2.3 (xác định \(u_0\) ban đầu, phát hiện điều kiện artesian, hoặc theo dõi cố kết chưa hoàn tất — underconsolidated), thực hành phổ biến nhất là:

• CPTu để có bức tranh tổng quan nhanh về phân bố áp lực nước theo độ sâu trên toàn mặt cắt, sau đó
• Lắp đặt piezometer Casagrande hoặc VWP tại các độ sâu quan trọng (ví dụ giữa lớp sét dày, hoặc trong lớp cát bên dưới nghi có artesian) để đo chính xác và theo dõi lâu dài — đặc biệt cần thiết nếu nghi ngờ đất ở trạng thái chưa cố kết hoàn toàn, vì lúc đó cần quan trắc \(u_x\) theo thời gian, chứ không chỉ đo một lần.

5-2.4 Đánh giá các điều kiện hiện hữu

Đối với mục đích tính toán độ lún, điều kiện hiện hữu tại thời điểm bắt đầu thi công hoặc áp dụng tải trọng mới phải được đánh giá. Tối thiểu, việc đánh giá này cần bao gồm các bước sau:

• Xem xét các dữ liệu địa chất và hiện trạng sẵn có. Đặc biệt, xác định các nguồn gốc tiềm ẩn gây quá cố kết (ví dụ: băng hà, xói mòn, hoạt động của con người, biến động mực nước ngầm) và ước tính độ lớn khả dĩ của ứng suất tiền cố kết và/hoặc OCR.
• Xác định sự biến thiên của ứng suất tiền cố kết theo chiều sâu từ các thí nghiệm cố kết trong phòng thí nghiệm (xem Chương 3). Các kết quả đo sức kháng cắt không thoát nước cũng có thể được sử dụng cùng với các tương quan để cung cấp thêm ước tính về ứng suất tiền cố kết. Ví dụ, sức kháng cắt không thoát nước \(s_u\) thường được liên hệ với ứng suất thẳng đứng in situ và OCR theo công thức:

\[
s_u \approx USR_{NC}\cdot \sigma’_{z0}\cdot OCR^m
\tag{5-2}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad USR_{NC} =\) tỷ số cường độ không thoát nước của đất cố kết thường, và
\(\qquad \qquad m =\) hệ số thực nghiệm, xem Mục 8-3.

Phương trình 5-2 có thể được biến đổi để thu được:

\[
\sigma’_p \approx \sigma’_{z0}
\left(
\frac{s_u}{USR_{NC}\cdot \sigma’_{z0}}
\right)^{1/m}
\tag{5-3}
\]

• So sánh các ước tính về ứng suất tiền cố kết với ứng suất hữu hiệu thẳng đứng hiện tại. Một công cụ hữu ích cho mục đích này là biểu đồ thể hiện mặt cắt địa tầng, dữ liệu thí nghiệm trong phòng, và sự biến thiên của ứng suất hữu hiệu thẳng đứng theo chiều sâu, như minh họa trong Hình 5-4.
• Nếu dự đoán hoặc có dấu hiệu chưa cố kết hoàn toàn, cần thực hiện đo áp lực nước lỗ rỗng theo chiều sâu để xác định phạm vi chưa cố kết hoàn toàn.

(\(USR_{NC}\) là gì?)

\(USR_{NC}\) là viết tắt của Undrained Strength Ratio, Normally Consolidated — tức là tỷ số sức kháng cắt không thoát nước của đất ở trạng thái cố kết bình thường (normally consolidated).

Đây là tỷ số giữa sức kháng cắt không thoát nước \(s_u\) và ứng suất hữu hiệu thẳng đứng (σ’_z0), được xác định riêng cho đất ở trạng thái cố kết bình thường (chưa từng chịu tải trọng lớn hơn hiện tại, tức OCR = 1):

\[USR_{NC} = \left(\dfrac{s_u}{\sigma’_{z0}}\right)_{NC}\]

Giá trị này thường được xác định từ thí nghiệm trong phòng (như thí nghiệm nén ba trục CU, hoặc thí nghiệm cắt cánh) trên các mẫu đất cố kết bình thường, sau đó dùng làm hệ số chuẩn hóa trong công thức (5-2) và (5-3) để liên hệ sức kháng cắt đo được ở hiện trường (bao gồm ảnh hưởng của quá cố kết, tức OCR > 1) với ứng suất tiền cố kết \(σ’_p\).

\(USR_{NC}\) được xác định từ thí nghiệm cố kết trong phòng thí nghiệm (đề cập ở đầu Mục 5-2.4, “Determine the variation of the preconsolidation stress with depth from laboratory consolidation tests — see Chapter 3”) và các tương quan liên hệ sức kháng cắt không thoát nước với OCR và ứng suất hữu hiệu.

Cụ thể, quy trình xác định \(USR_{NC}\) thường như sau:

1. Lấy mẫu đất ở khu vực được xem là cố kết bình thường (NC) — tức nơi có OCR ≈ 1, ví dụ ở độ sâu lớn hoặc khu vực không có dấu hiệu quá cố kết.
2. Đo sức kháng cắt không thoát nước \(s_u\) tại các điểm đó, thường bằng thí nghiệm cắt cánh hiện trường (field vane shear test), thí nghiệm nén ba trục không thoát nước (CU/UU triaxial), hoặc CPT có tương quan.
3. Tính tỷ số \(s_u / σ’_{z0}\) tại các điểm NC đó — tỷ số này chính là \(USR_{NC}\).
4. Giá trị này còn có thể tra cứu từ các tương quan thực nghiệm theo chỉ số dẻo (PI) — công thức nổi tiếng nhất là của Skempton (1957): \(USR_NC ≈ 0.11 + 0.0037·PI\), thường được các tài liệu địa kỹ thuật (bao gồm UFC) trích dẫn.

USR_NC — đây là một hệ số đầu vào cần được xác định độc lập, từ dữ liệu thí nghiệm đất cố kết bình thường tại hiện trường/phòng thí nghiệm, hoặc từ tương quan kinh nghiệm theo PI, trước khi áp dụng vào hai công thức trên để suy ngược ra ứng suất tiền cố kết \(σ’_p\).

5-2.5 Thay đổi ứng suất thẳng đứng.

Các phương pháp được trình bày trong Chương 4 nên được sử dụng để đánh giá sự thay đổi ứng suất thẳng đứng tại các độ sâu cần thiết trong lớp đất chịu nén. Tải trọng phụ thêm có phạm vi ngang rộng sẽ tạo ra giá trị \(\Delta\sigma_z\) gần như không đổi. Hầu hết các điều kiện tải trọng khác sẽ tạo ra \(\Delta\sigma_z\) thay đổi theo cả chiều sâu và vị trí ngang bên dưới tải trọng tác dụng. Kỹ sư có trách nhiệm xác định các vị trí tới hạn mà tại đó độ lún sẽ được đánh giá.

5-3 TÍNH TOÁN ĐỘ LÚN.

5-3.1 Công thức cơ bản.

Ở mức cơ bản nhất, độ lún tại mặt đất bằng với sự thay đổi chiều dày của đất bên dưới tải trọng. Sự thay đổi chiều dày (ΔH) chia cho chiều dày ban đầu (H) bằng biến dạng thẳng đứng (biến dạng tương đối – engineering strain). Do đó, độ lún (s) là tổng biến dạng thẳng đứng (\(ε_z\)) do \(\Delta\sigma_z\) gây ra cho từng lớp đất chịu nén, nhân với chiều dày ban đầu của từng lớp, hoặc:

\[
s=\Delta H=\sum_{i=1}^{n}\varepsilon_{z,i}H_i\tag{5-4}
\]

trong đó: \(H_i\) = chiều dày của từng lớp, có cùng đơn vị với \(s\).

Hầu hết các tính toán độ lún có thể được chia thành một thành phần liên quan đến biến dạng thẳng đứng và một thành phần liên quan đến chiều dày lớp ban đầu. Khái niệm này có thể được sử dụng để hiểu quy trình tính toán ở mức sâu hơn.

Nhiều phương pháp dự báo độ lún trong chương này sử dụng hình học móng để xác định các hệ số ảnh hưởng hoặc để chọn quy trình phù hợp. Kích thước ngắn nhất của móng hoặc khu vực chịu tải sẽ được ký hiệu là B, trong khi kích thước dài nhất là L. Ứng suất tác dụng tại đáy móng được ký hiệu là \(q_0\).

5-3.2 Các lớp đất trong tính toán độ lún.

Việc tính toán lún do biến dạng hình dạng của đất hạt mịn và lún toàn phần của đất hạt thô thường xem đất như một lớp duy nhất. Trong trường hợp này, ảnh hưởng của sự biến thiên biến dạng theo chiều sâu bên dưới tải trọng đã được tích hợp sẵn vào trình tự tính toán và các hệ số ảnh hưởng. Cách tiếp cận này được minh họa trong Hình 5-5(a).

Ngược lại, lún do cố kết của đất hạt mịn thường được tính toán bằng cách chia đất thành nhiều lớp. Biến dạng thẳng đứng được xác định cho từng lớp đất, cho phép xét đến ảnh hưởng của hình học tải trọng và sự thay đổi điều kiện đất một cách tường minh. Hình 5-5(b) thể hiện một lớp đất có tính nén ép được chia thành nhiều lớp mỏng có bề dày bằng nhau. Phương pháp này linh hoạt và có cơ sở lý thuyết vững chắc, nhưng đòi hỏi một số lượng lớn phép tính có thể trở nên rườm rà nếu không được tự động hóa. Hình 5-5(c) minh họa một cách tiếp cận trong đó bề dày lớp tăng dần theo chiều sâu. Phương pháp này công nhận rằng điều kiện đất thay đổi nhanh nhất ở gần vị trí tải trọng. Bất kể phương pháp nào được sử dụng để phân chia các lớp đất, tính chất đất trong một lớp nhất định phải là hằng số. Ranh giới lớp thực tế trong mặt cắt địa tầng phải được ưu tiên hơn các đề xuất phân chia lớp trong Hình 5-5.

5-4 LÚN CỦA ĐẤT HẠT THÔ.

Như trình bày trong Bảng 5-1, lún do biến dạng hình dạng và lún do cố kết trong đất hạt thô xảy ra trong khoảng thời gian tương đối ngắn. Nếu được xét đến, nén thứ cấp của các loại đất này thường được ước tính theo một tỷ lệ so với lún ngắn hạn đã tính toán. Vì lý do đó, thực tế thường gộp chung các thành phần lún lại với nhau khi tính toán cho đất hạt thô. Có nhiều phương pháp tính toán khác nhau; các tính chất đất dùng cho hầu hết các phương pháp này đều dựa trên kết quả thí nghiệm hiện trường, chẳng hạn như CPT hoặc SPT, do tính biến thiên và khó khăn trong việc lấy mẫu đất hạt thô.

5-4.1 Lún ngắn hạn của đất hạt thô.

5-4.1.1 Phương pháp đàn hồi.

Nếu đất chịu tải được lý tưởng hóa như một môi trường đàn hồi với mô đun bằng \(E_s\) và hệ số Poisson bằng \(\nu\), thì lún (s) thu được là:

\[s = \mu_0\mu_1\dfrac{q_0\ B}{E_s} \tag{5-5}\]

trong đó:
\(\qquad q_0 =\) ứng suất do tải trọng tác dụng,
\(\qquad B =\) bề rộng của tải trọng tác dụng,
\(\qquad \mu_0 =\) hệ số ảnh hưởng liên quan đến độ chôn sâu của tải trọng, và
\(\qquad \mu_1 =\) hệ số ảnh hưởng liên quan đến hình học bài toán và hệ số Poisson.

Một số tài liệu trình bày Phương trình 5-5 với số hạng (1-ν²). Số hạng này thường được gộp trực tiếp vào các hệ số ảnh hưởng. Khi sử dụng biểu đồ và bảng tra cho μ₁, kỹ sư cần kiểm tra cẩn thận để xác định xem số hạng (1-ν²) đã được đưa vào hay chưa, và giá trị ν nào đã được giả định, nếu có.

Các hệ số ảnh hưởng μ₁ và μ₀ có thể được tra từ Hình 5-6 theo các tỷ số L/B, H/B, và D/B tương ứng với hình học của bài toán. Lưu ý rằng tỷ số H/B về lý thuyết có thể rất lớn khi có một chiều dày đất đáng kể bên dưới khu vực chịu tải. Tuy nhiên, dựa trên khái niệm chiều sâu tới hạn (xem Mục 4-2.1.5), vùng đất đóng góp vào độ lún thường có chiều dày từ 4B đến 5B bên dưới khu vực chịu tải. Việc sử dụng tỷ số H/B lớn hơn 4 đến 5 có thể dẫn đến ước tính lún quá cao.

Lún dự đoán bởi Phương trình 5-5 sẽ phụ thuộc trực tiếp vào giá trị \(E_s\), vốn là một thông số khó đo lường hoặc xác định. Hướng dẫn chung để lựa chọn \(E_s\) cho đất hạt thô được cung cấp trong Bảng 5-2. Hầu hết các tương quan tổng hợp trong bảng này đều dựa trên kết quả số búa của thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT). Giá trị SPT trung bình (N’) được sử dụng để dự đoán lún trong đất hạt thô. Trong hầu hết các trường hợp, N’ bằng với giá trị N₆₀ trung bình tính từ đáy khu vực chịu tải đến độ sâu B bên dưới tải trọng. Đối với cát pha bụi (silty sand) chặt và bão hòa nước, giá trị \(N’_{SM}\) được tính như sau:

\[N’_{SM} = 15 + 0.5\left(N’ – 15\right) \tag{5-6}\]

trong đó: N’ = giá trị N₆₀ trung bình.

(hình này sử dụng cho \(\nu\), nhưng \(\nu=0.5\) là tương ứng đất sét bão hòa nước chứ không phải cho đất hạt thô?)

ν = 0.5 về mặt lý thuyết đàn hồi cổ điển tương ứng với vật liệu không nén được thể tích (incompressible), là giả định kinh điển cho đất sét bão hòa nước ở trạng thái không thoát nước (undrained), chứ không phải tính chất điển hình của đất hạt thô (thường ν ≈ 0.2–0.4 khi thoát nước).

Tuy nhiên, đây không hẳn là lỗi của biểu đồ — có vài lý do khả dĩ:

1. Đơn giản hóa lý thuyết: Nhiều biểu đồ hệ số ảnh hưởng μ₁ kinh điển (như lời giải Steinbrenner cho móng đàn hồi trên lớp đất hữu hạn) thường được trình bày sẵn với ν = 0.5 làm trường hợp tham chiếu chuẩn, vì nghiệm giải tích với ν = 0.5 đơn giản hơn về mặt toán học so với ν tổng quát.
2. Đoạn văn ngay phía trên đã cảnh báo trước điều này — bạn để ý câu: “Một số tài liệu trình bày Phương trình 5-5 với số hạng (1-ν²)… khi dùng biểu đồ/bảng cho μ₁, kỹ sư cần kiểm tra xem (1-ν²) đã gộp vào chưa, và giá trị ν nào đã giả định.” Điều này ngụ ý rằng biểu đồ Hình 5-6 dùng ν = 0.5 chỉ là một trường hợp giả định cụ thể, và nếu đất hạt thô có ν thực tế khác 0.5, kỹ sư cần điều chỉnh.
3. Trong thực hành, với đất hạt thô ở điều kiện chịu tải ngắn hạn kiểu này, sai số do dùng ν = 0.5 thay vì ν thực tế (0.3–0.4) thường được xem là chấp nhận được so với các sai số khác (như xác định \(E_s\)), nên nhiều tài liệu vẫn dùng biểu đồ ν = 0.5 làm mặc định thực hành, dù biết nó vốn xuất phát từ giả định undrained cho đất sét.

Bảng 5-2. Giá trị mô đun gần đúng cho đất hạt thô
(theo Bowles, 1996; Duncan và Mokwa, 2001)

Điều kiện đất		Cố kết bình thường	Gia tải trước hoặc đầm chặt
Cát rời	Dr = 40%	200 đến 400 ksf	400 đến 800 ksf
Cát chặt vừa	Dr = 60%	300 đến 500 ksf	500 đến 1000 ksf
Cát chặt	Dr = 80%	400 đến 600 ksf	600 đến 1200 ksf
Cát khô hoặc ẩm		Cận dưới: Es = 11.5 (N’ + 7.5) Cận trên: Es = 15 (N’ + 30)	Es = 20 (N’ + 42)
Cát sét, cát bụi, hoặc cát bão hòa		Cận dưới: Es = 5.6 (N’ + 9) Cận trên: Es = 7.7 (N’ + 15)	Không có sẵn
Ghi chú: Các tương quan cung cấp giá trị Es theo đơn vị ksf. 1 ksf=47.88 kPa; 1 ksf=47.88 kN/m2

\(\\\)

5-4.1.2 Phương pháp Schmertmann.

Phương pháp Schmertmann là một cách tiếp cận phổ biến để tính toán lún cho đất hạt thô. Phương pháp này sử dụng các dạng phân bố điển hình của biến dạng thẳng đứng bên dưới móng cứng, kết hợp với các ước tính mô đun dựa trên CPT hoặc SPT. Sự biến thiên của hệ số ảnh hưởng biến dạng \((I_z)\) theo chiều sâu được xây dựng dựa trên các quan sát từ thí nghiệm mô hình tỷ lệ thu nhỏ cũng như các mô phỏng số. Như thể hiện trong Hình 5-7, \(I_z\) tăng dần theo chiều sâu bên dưới khu vực chịu tải cho đến khi đạt giá trị đỉnh \((I_{zp})\), sau đó giảm về 0 tại độ sâu 2B đối với móng vuông và 4B đối với móng băng (continuous footing). Độ lớn của \(I_{zp}\) là hàm số của tải trọng tác dụng và ứng suất hữu hiệu thẳng đứng \((σ’_{zp})\) tại độ sâu ứng với hệ số ảnh hưởng đỉnh.

Tính nén ép của đất hạt thô được đưa vào tính toán thông qua mô đun của từng lớp, được ước tính từ kết quả CPT hoặc SPT. Mặt cắt đất ngay bên dưới móng được chia thành các lớp có sức kháng mũi côn \(q_c\) (hoặc số búa SPT) tương đối không đổi. Schmertmann và cộng sự (1978) khuyến nghị nhân giá trị \(q_c\) từ CPT với 2.5 để thu được \(E_s\) cho điều kiện đối xứng trục (axisymmetric, L=B). Tương tự, giá trị \(q_c\) từ CPT nên được nhân với 3.5 để thu được \(E_s\) cho điều kiện biến dạng phẳng (plane strain, L/B > 10).

Schmertmann (1970) đã cung cấp các hệ số nhân để ước tính \(q_c\) từ số búa SPT, N. Robertson và Cabal (2014) cũng tìm ra một tương quan tương tự giữa CPT và SPT. Bảng 5-3 kết hợp tương quan SPT-CPT với tương quan \(q_c – E_s\) để đưa ra tương quan gần đúng giữa \(N_{60}\) và \(E_s\). Các giá trị chung trong Bảng 5-3 có thể được thay thế bằng các tương quan theo vùng tuân theo các nguyên tắc được nêu trong Schmertmann (1970) và Robertson và cộng sự (1983).

Bảng 5-3. Ước tính \(E_s\) dựa trên các giá trị SPT \(N_{60}\).

Loại đất	Giá trị Es gần đúng (ksf)
	Đối xứng trục (L = B)	Biến dạng phẳng (L/B > 10)
Bụi, bụi pha cát, hỗn hợp bụi-cát hơi dính	\(10\ \cdot\ N_{60}\)	\(14\ \cdot\ N_{60}\)
Cát sạch đến cát hạt vừa, và cát hơi lẫn bụi	\(17.5\ \cdot\ N_{60}\)	\(24.5\ \cdot\ N_{60}\)
Cát hạt thô và cát lẫn ít sỏi	\(25\ \cdot\ N_{60}\)	\(35\ \cdot\ N_{60}\)
Sỏi pha cát	\(30\ \cdot\ N_{60}\)	\(42\ \cdot\ N_{60}\)

\(\\\)

Độ lún \((s)\) sau đó được tính cho (n) lớp như sau:

\[
s=C_1C_2(q_0-\sigma’_{z0})\sum_{i=1}^{n}\left(\frac{I_{z,i}}{E_{s,i}}\right)z_i\tag{5-7}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad C_1 =\) hệ số hiệu chỉnh ảnh hưởng của độ chôn sâu,
\(\qquad \qquad C_2 =\) hệ số hiệu chỉnh ảnh hưởng của thời gian,
\(\qquad \qquad q_0 =\) áp lực móng tác dụng,
\(\qquad \qquad \sigma’_{z0} =\) ứng suất thẳng đứng hữu hiệu hiện hữu tại đáy móng,
\(\qquad \qquad I_{z,i} =\) hệ số ảnh hưởng biến dạng trung bình của lớp,
\(\qquad \qquad E_{s,i} =\) mô đun của lớp, và
\(\qquad \qquad z_i =\) chiều dày lớp.

Hiệu chỉnh do độ chôn sâu của móng được xác định như sau:

\[
C_1=1-0.5\left(\frac{\sigma’_{z0}}{q_0-\sigma’_{z0}}\right)\geq \ 0.5\tag{5-8}
\]

Hiệu chỉnh theo thời gian \((t)\), tính bằng năm sau khi bắt đầu gia tải, là:

\[
C_2=1+0.2\log\left(\frac{t}{0.1\ \text{yr}}\right)\tag{5-9}
\]

(Plane strain & Axisymmetric là gì?)

Plane strain (biến dạng phẳng) là trạng thái biến dạng mà trong một phương (thường là phương dọc theo công trình) biến dạng được giả thiết bằng 0:

\[
\varepsilon_y = 0
\]

trong khi biến dạng trong hai phương còn lại vẫn tồn tại.

Trong địa kỹ thuật, giả thiết plane strain thường áp dụng cho các công trình rất dài theo một phương, chẳng hạn:

• Móng băng (strip footing)
• Tường chắn
• Đê đất
• Đập đất
• Đường đắp dài

Khi đó, mặt cắt ngang được xem là đại diện cho toàn bộ công trình.

So sánh với đối xứng trục (axisymmetric)

Đối xứng trục (Axisymmetric)	Biến dạng phẳng (Plane strain)
Móng tròn	Móng băng
(L = B)	(L/B > 10)
Biến dạng theo bán kính	Biến dạng trong mặt cắt ngang
Bài toán 3D đối xứng quanh trục	Bài toán 2D kéo dài vô hạn

Trong tài liệu này

• Axisymmetric (L = B) → gần đúng cho móng vuông hoặc móng tròn.
• Plane strain (L/B > 10) → gần đúng cho móng băng rất dài.

Vì đất dưới móng băng bị hạn chế biến dạng theo phương dọc móng nên độ cứng biểu kiến lớn hơn, dẫn đến:

\[
E_s = 3.5 q_c
\]

thay vì

\[
E_s = 2.5 q_c
\]

đối với trường hợp đối xứng trục.

Nói cách khác, cùng một giá trị CPT \(q_c\), bài toán plane strain sẽ cho mô đun biến dạng lớn hơn và thường dự báo độ lún nhỏ hơn so với bài toán đối xứng trục.

5-4.1.3 Các phương pháp thực nghiệm.

Khó khăn trong việc xác định các giá trị đại diện của tính nén lún hoặc mô đun cho đất hạt thô đã dẫn đến sự phát triển của nhiều phương pháp thực nghiệm khác nhau.

Các phương pháp này dựa trên các phép đo và quan sát ứng xử tải trọng–độ lún từ thí nghiệm bàn nén cũng như từ các móng thực tế. Cơ sở nền tảng của các phương pháp này vẫn là lý thuyết đàn hồi được trình bày trong Phương trình 5-5, nhưng mô đun đất và các hệ số ảnh hưởng được thay thế bằng các tương quan thực nghiệm với số búa SPT và kích thước móng.

Ba quan hệ phổ biến hơn được trình bày trong Bảng 5-4.

Bảng 5-4 Các công thức thực nghiệm để tính lún của đất hạt thô

5-4.1.4 Độ chính xác và độ tin cậy.

Tan và Duncan (1991) đưa ra một cách đánh giá hữu ích về mức độ hữu dụng của các phương pháp tính lún cho đất hạt thô. Họ đánh giá độ chính xác và “độ tin cậy”¹¹ của 12 phương pháp dựa trên SPT, cùng với Phương pháp CPT Schmertmann, dựa trên hơn 90 trường hợp thực tế.

• Phương pháp chính xác nhất là phương pháp mà kết quả tính toán thiên an toàn (tức lún tính toán ≥ lún thực tế) chỉ đúng khoảng một nửa số trường hợp — nghĩa là nửa còn lại, lún thực tế lại lớn hơn lún tính toán.
• Phương pháp có độ tin cậy cao (như Terzaghi và Peck, 1967) thì ngược lại — thường tính lún cao hơn nhiều so với thực tế, tức là gần như luôn thiên an toàn, nhưng kém chính xác hơn (sai lệch nhiều so với giá trị thật).

Nói cách khác: chính xác và tin cậy ở đây là hai tiêu chí khác nhau, thậm chí đánh đổi lẫn nhau — phương pháp càng “an toàn” (ít khi tính thiếu) thì càng dễ tính dư nhiều, còn phương pháp càng “sát thực tế” thì rủi ro tính thiếu lún cũng cao hơn (khoảng 50%).

Hình 5-8 giúp chọn phương pháp phù hợp cho từng dự án dựa trên hai tiêu chí này:

• Nếu dự án cần độ chính xác cao (kết quả sát với lún thực tế) → chọn phương pháp nằm ở góc dưới-trái của biểu đồ.
• Nếu dự án không được phép lún vượt quá giá trị tính toán (yêu cầu an toàn tuyệt đối) → chọn phương pháp có độ tin cậy cao hơn.

¹¹ Ở đây, “độ tin cậy” được định nghĩa là tỷ lệ phần trăm số trường hợp mà lún đo được thực tế nhỏ hơn lún dự đoán (tức là phương pháp không bị tính thiếu). Đây không phải là “độ tin cậy” theo nghĩa xác suất thống kê chính thức.

(đánh giá phương pháp số 12 – Terzaghi & Peck (1967) theo hình 5-8)

Theo biểu đồ, phương pháp số 12 – Terzaghi & Peck (1967) – nằm ở vị trí:

• Độ tin cậy (Reliability): khoảng 86%, tức lớn hơn 80%
• Độ chính xác (Accuracy): khoảng 3.2, tức lớn hơn 3.0

Đây là điểm nằm ở góc trên bên phải của biểu đồ, tách biệt hẳn so với các phương pháp còn lại.

Tuy nhiên cần lưu ý về ý nghĩa của hai trục này:

• Reliability = 86% nghĩa là trong 86% số trường hợp thực tế được khảo sát, độ lún đo được thực tế nhỏ hơn hoặc bằng độ lún dự đoán bằng phương pháp này → phương pháp này thiên về an toàn (ít khi dự đoán thiếu).
• Accuracy = 3.2 (tỷ số Dự đoán/Đo thực tế) nghĩa là giá trị dự đoán trung bình gấp khoảng 3.2 lần giá trị đo thực tế → phương pháp này rất bảo thủ/thận trọng (conservative), dự đoán độ lún lớn hơn nhiều so với thực tế xảy ra.

Vì vậy, dù độ tin cậy cao, phương pháp Terzaghi & Peck (1967) lại kém “chính xác” theo nghĩa dự đoán sát với giá trị đo thực tế — nó thiên về an toàn quá mức, dễ dẫn đến thiết kế kém kinh tế (over-conservative) so với các phương pháp có điểm gần accuracy = 1.0 hơn (ví dụ phương pháp 1, 3, 7, 8, 10).

5-4.2 Lún dài hạn của đất hạt thô.

Từ biến (creep) hay nén thứ cấp của đất hạt thô đôi khi được xét đến bằng cách nhân lún ngắn hạn đã tính toán với một hệ số ảnh hưởng phụ thuộc thời gian. Có hai cách tính hệ số này:

1. Theo Phương pháp Schmertmann: dùng hệ số từ biến C₂ (đã có trong công thức 5-7). Hệ số C₂ này cũng có thể áp dụng cho kết quả của các phương pháp tính lún khác cho đất hạt thô, không chỉ riêng phương pháp Schmertmann.
2. Theo Terzaghi và cộng sự (1996): đề xuất một cách tính tương tự, gọi là hệ số từ biến C_t, nhưng C_t phụ thuộc vào độ lớn của ứng suất tác dụng — cụ thể là tỷ số giữa áp lực tác dụng (q₀) và áp suất khí quyển (P_a). Các giá trị C_t theo cách này được tổng hợp trong Hình 5-9. Với tải trọng lớn hơn, phương pháp này cho giá trị C_t nhỏ hơn — vì khi đó, chuyển vị do từ biến chỉ chiếm một tỷ lệ nhỏ hơn trong tổng lún dự kiến (so với phần lún tức thời).

Dù tính theo cách nào, hệ số từ biến của cả hai phương pháp đều có cùng dạng công thức toán học. Lún tổng cộng tại thời điểm t được xác định bằng cách nhân lún ngắn hạn với giá trị C_t tương ứng.

5-5 LÚN CỦA ĐẤT HẠT MỊN

5-5.1 Lún tức thời của đất hạt mịn

Lún tức thời của đất hạt mịn xảy ra do một trong hai cơ chế:

1. Sự nén ép “đàn hồi” kèm thay đổi thể tích, xảy ra ở đất chưa bão hòa (unsaturated), hoặc
2. Biến dạng hình dạng không kèm thay đổi thể tích, xảy ra ở đất bão hòa nước (saturated).

Lún tức thời có thể chiếm một tỷ lệ đáng kể trong tổng lún đối với đất sét chưa bão hòa hoặc đất sét quá cố kết mạnh (heavily overconsolidated).

Tương tự như đất hạt thô, lún tức thời của đất hạt mịn cũng có thể được tính bằng Phương trình 5-5, sử dụng các hệ số ảnh hưởng trong Hình 5-6. Đối với đất sét bão hòa nước, hệ số Poisson bằng 0.5 chính là giá trị đã được giả định khi xây dựng biểu đồ đó — nên biểu đồ Hình 5-6 áp dụng phù hợp cho trường hợp này (khác với đất hạt thô, nơi ν=0.5 chỉ là một giả định đơn giản hóa, như đã trao đổi trước đó).

Trong hầu hết các trường hợp, nên sử dụng mô đun không thoát nước \(E_u\). Giá trị \(E_u\) có thể được đo bằng thí nghiệm trong phòng hoặc thí nghiệm hiện trường, chẳng hạn thí nghiệm nén ngang (pressuremeter). Cần thận trọng vì:

• Thí nghiệm trong phòng có thể đánh giá thấp độ lớn thực của \(E_u\).
• Thí nghiệm hiện trường thường chất tải đất theo phương ngang thay vì phương thẳng đứng, điều này có thể dẫn đến kết quả sai lệch.

Các tương quan kinh nghiệm, như trong Hình 5-10, có thể dùng để đối chiếu hoặc thay thế giá trị thí nghiệm khi phù hợp. OCR có thể được ước tính từ các tương quan kinh nghiệm, hoặc đo bằng thí nghiệm cố kết một chiều (one-dimensional consolidation test) như đã mô tả ở Chương 3.

Nếu hệ số an toàn chống phá hoại sức chịu tải nhỏ hơn khoảng 3 (xem DM 7.2), thì giá trị lún tức thời cần được điều chỉnh để xét đến hiện tượng chảy dẻo cục bộ (partial yield) của đất. Có thể dùng phương pháp của D’Appolonia và cộng sự (1971) để xác định mức điều chỉnh phù hợp cho trường hợp này.

5-5.2 Lún cố kết sơ cấp của đất hạt mịn.

Cố kết sơ cấp xảy ra khi nước thoát ra khỏi đất bão hòa, và áp lực nước lỗ rỗng dư do tải trọng gây ra dần được tiêu tán (dissipate).

Độ lớn của lún do cố kết sơ cấp có thể được dự đoán với độ chính xác hợp lý khi:

• ứng suất tiền cố kết của đất có thể xác định một cách đáng tin cậy, và
• sự thay đổi ứng suất tổng có thể dự đoán chính xác.

Các phép tính lún liên quan đến quá trình nén lại (recompression) của đất quá cố kết thường có sai số phần trăm lớn nhất. Sai số này ở đất quá cố kết phụ thuộc nhiều vào chất lượng mẫu đất dùng cho thí nghiệm cố kết — vì chất lượng mẫu ảnh hưởng trực tiếp đến độ chính xác của chỉ số nén lại (recompression index) và ứng suất tiền cố kết dự đoán được.

5-5.2.1 Sử dụng kết quả thí nghiệm cố kết.

Thí nghiệm cố kết một chiều được dùng để dự đoán độ trương nở, sự nén lại, và sự nén nguyên sinh (virgin compression) của đất. Chi tiết cụ thể về quy trình thí nghiệm được mô tả kỹ hơn trong Mục 3-2.6. Kết quả thí nghiệm cố kết thường được biểu diễn dưới dạng biểu đồ hệ số rỗng theo ứng suất hữu hiệu thẳng đứng, hoặc biến dạng thẳng đứng theo ứng suất hữu hiệu thẳng đứng.¹² Trong cả hai trường hợp, ứng suất hữu hiệu thẳng đứng \(σ’_z\) đều được vẽ theo thang logarit.

Trong điều kiện lý tưởng, đất ứng xử theo cách thể hiện trong Hình 5-11, với các đoạn thẳng theo thang log-tuyến tính mô tả sự thay đổi thể tích hoặc biến dạng thẳng đứng xảy ra khi ứng suất hữu hiệu thẳng đứng thay đổi. Điều kiện ban đầu tương ứng với ứng suất hữu hiệu thẳng đứng ban đầu \((σ’_{z0})\), và với hệ số rỗng ban đầu (e₀), hoặc tương ứng với biến dạng thẳng đứng ban đầu bằng 0 \((ε_z = 0)\).

Xuất phát từ điều kiện ban đầu đó, khi đất quá cố kết chịu tải, quá trình nén lại xảy ra tương đối mang tính đàn hồi cho đến khi đạt đến ứng suất tiền cố kết. Bất kỳ sự gia tăng nào của \(σ’_z\) vượt quá \(σ’_p\) sẽ gây ra biến dạng dẻo, tức là nén nguyên sinh. Độ dốc của hai đoạn đường này lần lượt được xác định bởi chỉ số nén lại \((C_r)\) và chỉ số nén nguyên sinh \((C_c)\).

Đất cố kết bình thường (với \(σ’_{z0} = σ’_p\)) sẽ trải qua quá trình nén nguyên sinh ngay khi có bất kỳ sự gia tăng nào của \(σ’_z\).

Việc diễn giải thí nghiệm cố kết theo biến dạng thẳng đứng thường là cách tiếp cận thực tế hơn. Phương pháp này nhấn mạnh rằng mục đích của các tính toán là dự báo biến dạng và sẽ được sử dụng trong phần lớn nội dung thảo luận của chương này.

¹² Trong các tài liệu cơ học đất cũ, hàm lượng nước thường được dùng thay cho hệ số rỗng. Đối với đất bão hòa, hàm lượng nước bằng hệ số rỗng chia cho tỷ trọng hạt.

Chỉ số nén lại hiệu chỉnh \((C_{\varepsilon \ r})\) và chỉ số nén hiệu chỉnh \((C_{\varepsilon \ c})\) được định nghĩa như sau:

\[
C_{\varepsilon \ r}=\frac{C_r}{1+e_0}\tag{5-10}
\]

và

\[
C_{\varepsilon \ c}=\frac{C_c}{1+e_0}\tag{5-11}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad C_r =\) chỉ số nén lại,
\(\qquad \qquad C_c =\) chỉ số nén, và
\(\qquad \qquad e_0 =\) hệ số rỗng ban đầu.

Các phương pháp xác định \(C_r\), \(C_c\), và \(\sigma’_p\) từ thí nghiệm trong phòng được minh họa trong Hình 3-12. Nhiều tương quan hữu ích đã được phát triển giữa \(C_c\) và các tính chất chỉ số của đất. Bảng 5-5 cung cấp danh sách một số tương quan này.

Azzouz và cộng sự (1976) nhận thấy rằng các tương quan với \(e_0\) cho dự báo \(C_c\) chính xác nhất. Chín trong số các tương quan này được so sánh trong Hình 5-12. Các tương quan bổ sung có thể được tìm thấy trong Chương 8.

Chỉ số nén lại thường bằng 5% đến 10% độ lớn của \(C_c\). Các giá trị điển hình của \(C_r\) nằm trong khoảng 0.015 đến 0.035, với gần như tất cả kết quả nằm giữa 0.005 và 0.05 (Leonards, 1976).

Bảng 5-5. Các tương quan xác định chỉ số nén

Cơ sở	Tương quan	Loại đất áp dụng	Nguồn
\(LL\)	\(C_c = 0.009(LL − 10)\)	Đất vô cơ có độ nhạy nhỏ hơn 4	Terzaghi và Peck (1967)
	\(C_c = 0.007(LL − 7)\)	Sét nhào lại	Skempton (1944)
	\(C_c = 0.006(LL − 9)\)	Chủ yếu là sét gầy đến sét béo	Azzouz và cộng sự (1976)
\(e_0\)	\(C_c = 1.15(e_0 − 0.35)\)	Tất cả các loại sét	Nishida (1956)
	\(C_c = 0.3(e_0 − 0.27)\)	Đất vô cơ; bụi; sét bụi; một số sét	Hough (1957)
	\(C_c = 0.75(e_0 − 0.5)\)	Đất có tính dẻo rất thấp	Sowers (1970)
	\(C_{\varepsilon c} = 0.15e_0 + 0.017\)	Tất cả các loại sét	Elhangar và Krizek (1971)
	\(C_c = 0.4(e_0 − 0.25)\)	Chủ yếu là sét gầy đến sét béo	Azzouz và cộng sự (1976)
wn	\(C_c = 0.01w_n\)	Sét Chicago	Osterberg (1972) (trong Azzouz và cộng sự, 1976)
	\(C_c = 0.0115w_n\)	Đất hữu cơ, than bùn	Moran và cộng sự (1958)
	\(C_{\varepsilon c} = (0.1 + 0.006(w_n − 25))\)	Sét phân lớp mỏng	Prior NAVFAC DM 7.1
	\(C_c = 17.6×10^{−5}w_n^2 +\) \(5.93×10^{-3}w_n − 0.135\)	Sét Chicago	Peck và Reed (1954)
	\(C_c = 0.01w_n − 0.05\)	Chủ yếu là sét gầy đến sét béo	Azzouz và cộng sự (1976)
Ghi chú: Giới hạn chảy \((LL)\) và hàm lượng nước tự nhiên \((w_n)\) được tính theo phần trăm.

5-5.2.2 Độ lớn của cố kết sơ cấp.

Độ lún cố kết sơ cấp \((s_c)\) nên được xác định cho từng lớp đất chịu nén. Các lớp dày nên được chia thành một chuỗi các lớp phụ, ví dụ như Hình 5-5(b) và (c). Đối với mỗi lớp, phương trình phù hợp cho \(s_c\) phải được lựa chọn dựa trên việc đất là cố kết bình thường hay quá cố kết, và dựa trên độ lớn tương đối của sự thay đổi ứng suất thẳng đứng.

Đối với đất cố kết bình thường \((\sigma’_{z0} \approx \sigma’_p)\), tính \(s_c\) như sau:

\[
s_c=\left[C_{\varepsilon c}\log\left(\frac{\sigma’_{z0}+\Delta\sigma_z}{\sigma’_{z0}}\right)\right]H\tag{5-12}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad C_{\varepsilon c} =\) chỉ số nén hiệu chỉnh,
\(\qquad \qquad \sigma’_{z0} =\) ứng suất thẳng đứng ban đầu tại giữa lớp đất hoặc lớp phụ,
\(\qquad \qquad \Delta\sigma_z =\) thay đổi ứng suất thẳng đứng tại giữa lớp, và
\(\qquad \qquad H =\) chiều dày ban đầu của lớp đất hoặc lớp phụ.

Đối với các lớp đất quá cố kết mà ứng suất cuối cùng nhỏ hơn hoặc bằng ứng suất tiền cố kết \((\sigma’_{z0}+\Delta\sigma_z \leq \sigma’_p)\), tính \(s_c\) như sau:

\[
s_c=\left[C_{\varepsilon r}\log\left(\frac{\sigma’_{z0}+\Delta\sigma_z}{\sigma’_{z0}}\right)\right]H\tag{5-13}
\]

trong đó: \(C_{\varepsilon r} =\) chỉ số nén lại hiệu chỉnh.

Đối với các lớp đất quá cố kết mà ứng suất cuối cùng lớn hơn ứng suất tiền cố kết \((\sigma’_{z0}+\Delta\sigma_z > \sigma’_p)\), tính \(s_c\) như sau:

\[
s_c=
\left[
C_{\varepsilon r}\log\left(\frac{\sigma’_p}{\sigma’_{z0}}\right)
+
C_{\varepsilon c}\log\left(\frac{\sigma’_{z0}+\Delta\sigma_z}{\sigma’_p}\right)
\right]H \tag{5-14}
\]

trong đó: \(\sigma’_p\) = ứng suất tiền cố kết.

Các Phương trình 5-12 đến 5-14 đều tuân theo một dạng nhất quán, trong đó chỉ số nén hoặc chỉ số nén lại được nhân với logarit của sự thay đổi ứng suất để thu được biến dạng thẳng đứng. Sau đó, biến dạng được nhân với chiều dày lớp để thu được thay đổi chiều dày hoặc độ lún dự kiến của lớp.

Trong mỗi phương trình này, \(C_{\varepsilon c}\) và \(C_{\varepsilon r}\) có thể được thay bằng \(C_c\) và \(C_r\), cùng với hệ số rỗng ban đầu, nếu muốn, bằng cách sử dụng Phương trình 5-10 và 5-11. Các ví dụ tính toán được trình bày trong Hình 5-13.

5-5.2.3 Quá trình thi công điển hình.

Một ví dụ về cố kết sơ cấp do các thay đổi ứng suất liên quan đến các quá trình thi công điển hình được minh họa trong Hình 5-14. Trong ví dụ này, đất sét bị quá cố kết do tải trọng trong quá khứ.

Quá trình thi công bao gồm hạ thấp mực nước ngầm, đào đến cao trình tầng hầm và tác dụng tải trọng công trình. Một số khía cạnh của thi công sẽ làm tăng ứng suất hữu hiệu và độ lún. Các giai đoạn khác, chẳng hạn như đào đất và mực nước ngầm dâng lên, sẽ gây ra trương nở.

Như đã lưu ý, độ lún hoặc độ trương nở xảy ra trong các giai đoạn đầu của thi công sẽ phụ thuộc vào tốc độ thi công cũng như tốc độ tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng trong lớp sét.

(công thức trong hình 5-14)

\[
s_{0-1}=C_{\varepsilon r}\log\left(\frac{\sigma’_{z1}}{\sigma’_{z0}}\right)H_t
\]

\[
s_{1-2}=C_{\varepsilon r}\log\left(\frac{\sigma’_{z2}}{\sigma’_{z1}}\right)H_t
\]

\[
s_{2-3}=
\left[
C_{\varepsilon r}\log\left(\frac{\sigma’_p}{\sigma’_{z2}}\right)
+
C_{\varepsilon c}\log\left(\frac{\sigma’_{z3}}{\sigma’_p}\right)
\right]H_t
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad s_{0−1​} =\) độ lún từ trạng thái 0 đến trạng thái 1
\(\qquad \qquad s_{1-2} =\) độ lún hoặc độ trương nở từ trạng thái 1 đến trạng thái 2
\(\qquad \qquad s_{2-3} =\) độ lún từ trạng thái 2 đến trạng thái 3
\(\qquad \qquad C_{\varepsilon r} =\) chỉ số nén lại hiệu chỉnh
\(\qquad \qquad C_{ec} =\) chỉ số nén hiệu chỉnh
\(\qquad \qquad \sigma’_p =\) ứng suất tiền cố kết
\(\qquad \qquad \sigma’_{z1} =\) ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ở trạng thái 1
\(\qquad \qquad \sigma’_{z2} =\) ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ở trạng thái 2
\(\qquad \qquad \sigma’_{z3} =\) ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ở trạng thái 3
\(\qquad \qquad H_t =\) chiều dày lớp đất xét

5-5.2.4 Hiệu chỉnh độ lớn của độ lún cố kết.

Độ lún của các lớp sét quá cố kết có thể bị ước tính cao khi sử dụng Phương trình 5-13 và 5-14 đối với các tải trọng có phạm vi ngang hạn chế.

Đối với các trường hợp bề rộng tải trọng nhỏ hơn bốn lần chiều dày lớp sét, các điều kiện khác biệt đáng kể so với cố kết một chiều. Leonards (1976) khuyến nghị rằng độ lún cố kết sơ cấp hiệu chỉnh có thể được xác định bằng cách nhân giá trị đã tính toán theo Phương trình 5-13 hoặc 5-14 với hệ số hiệu chỉnh \(\alpha\). Giá trị \(\alpha\) có thể được xác định bằng Hình 5-15.

5-5.3 Tốc Độ Cố Kết Theo Thời Gian Của Cố Kết Sơ Cấp

Tốc độ cố kết theo thời gian cần được xem xét trong các trường hợp mà độ lún dự báo vượt quá giá trị cho phép. Trong các trường hợp này, có thể xem xét áp dụng các biện pháp xử lý nền móng, chẳng hạn như đẩy nhanh quá trình cố kết hoặc đắp gia tải trước (surcharge) để tăng ứng suất tiền cố kết. Việc nắm được tốc độ lún hoặc mức độ cố kết đã hoàn thành tại một thời điểm cụ thể là điều quan trọng khi lập kế hoạch cho các biện pháp khắc phục đối với công trình bị hư hại do lún.

Việc tính toán tốc độ theo thời gian có thể thực hiện với độ chính xác và tính linh hoạt cao hơn bằng các phương pháp số, chẳng hạn như phương pháp sai phân hữu hạn. Có nhiều phần mềm máy tính khác nhau phục vụ mục đích này. Các phương pháp giải tích trình bày trong mục này hữu ích cho việc hiểu các khái niệm về tốc độ lún theo thời gian và để kiểm tra kết quả của các phương pháp số.

Tốc độ cố kết theo thời gian thường được đánh giá bắt đầu từ lý thuyết cố kết một chiều áp dụng cho thoát nước theo phương thẳng đứng. Độ cố kết trung bình \((\overline{U}_z)\) là tỷ lệ phần trăm trung bình của áp lực nước lỗ rỗng dư đã tiêu tán tại một thời điểm \((t)\) sau khi đặt tải. Độ lún xảy ra tại mặt đất thường được giả định là tỷ lệ thuận với \(\overline{U}_z\). Giá trị \(\overline{U}_z\) có thể được liên hệ với hệ số thời gian \((T)\) ứng với một bộ điều kiện cho trước. Hệ số thời gian cho thoát nước theo phương thẳng đứng \((T_v)\) được tính như sau:

\[T_v = \dfrac{c_v t}{H_{dr}^2} \tag{5-15}\]

trong đó: \(c_v =\) hệ số cố kết của lớp đất theo phương thẳng đứng, \(t =\) thời gian sau khi đặt tải, và \(H_{dr} =\) chiều dài đường thoát nước.

Quan hệ giữa \(T_v\) và \(\overline{U}_z\) được trình bày trong Hình 5-16.

Có hai điều kiện thường được xem xét đối với thoát nước theo phương thẳng đứng. Thoát nước một chiều (single hoặc one-way drainage) đề cập đến điều kiện mà nước chỉ có thể thoát ra theo một hướng khỏi lớp đất đang cố kết, như minh họa trong hình nhỏ (inset) của Hình 5-16. Thoát nước hai chiều (double hoặc two-way drainage) xảy ra khi có các lớp thấm nước (pervious layers) nằm ở cả phía trên và phía dưới lớp đang cố kết, và trong trường hợp này \(H_{dr}\) bằng một nửa bề dày lớp đất \((H)\).

Độ nén (degree of compression) \((U_z)\) là lượng áp lực nước lỗ rỗng đã tiêu tán tại một độ sâu cụ thể trong lớp đất. Độ nén sẽ thay đổi theo thời gian và theo độ sâu trong lớp đất đang cố kết, như minh họa trong Hình 5-17. Đại lượng này có thể được dùng để ước tính áp lực nước lỗ rỗng dư còn lại tại bất kỳ độ sâu và thời điểm nào sau khi có sự thay đổi ứng suất thẳng đứng. Nửa trên của hình này có thể được dùng cho điều kiện thoát nước một chiều.

(nửa trên và nửa dưới của hình 5-17)

Toàn bộ biểu đồ (đủ cả nửa trên và nửa dưới, \(\dfrac{z}{H_{dr}}\) chạy từ 0 đến 2) được dùng cho điều kiện thoát nước hai chiều (double drainage).

Lý do:

• Với thoát nước hai chiều, cả hai biên trên và dưới của lớp đất đều thấm nước được (pervious), nên áp lực nước lỗ rỗng dư tiêu tán đối xứng từ cả hai phía vào giữa lớp đất.
• Vì tính đối xứng này, đường cong ở nửa dưới \(z/H_{dr}\) từ 1 đến 2) chính là hình ảnh phản chiếu (mirror image) của nửa trên qua trục đối xứng tại \(z/H_{dr} = 1\) (chính giữa lớp đất, nơi có gradient áp lực bằng 0 — giống như một “biên không thấm ảo”).
• Do đó khi dùng cho thoát nước hai chiều: \(z/H_{dr} = 0\) ứng với biên thấm phía trên, \(z/H_{dr} = 2\) ứng với biên thấm phía dưới, và toàn bộ chiều dày thực của lớp đất là \(H = 2H_{dr}\).

Còn với thoát nước một chiều (single drainage):

• Chỉ dùng nửa trên của biểu đồ \(z/H_{dr}\) từ 0 đến 1) — đúng như đoạn text đã gạch chân nói.
• \(z/H_{dr} = 0\) là biên thấm (pervious, ví dụ mặt trên), còn \(z/H_{dr} = 1\) là biên không thấm (impervious, ví dụ đáy lớp đất) — và toàn bộ chiều dày lớp đất chính là \(H = H_{dr}\).
• Về mặt toán học, đường cong tại \(z/H_{dr}=1\) trong nửa trên có độ dốc bằng 0 (tiếp tuyến nằm ngang) — đúng với điều kiện biên không thấm \(\partial u/\partial z = 0\) tại đáy, nên nửa trên tự nó đã thỏa mãn đầy đủ bài toán một chiều mà không cần đến nửa dưới.

Tóm lại: nửa dưới không phải là một trường hợp riêng biệt khác — nó chỉ là phần đối xứng của nửa trên, và chỉ có ý nghĩa khi dùng chung với nửa trên để mô tả toàn bộ lớp đất trong điều kiện thoát nước hai chiều. Nếu chỉ xét thoát nước một chiều, ta bỏ qua hoàn toàn nửa dưới.

5-5.3.1 Ảnh hưởng của phân bố áp lực nước lỗ rỗng dư ban đầu.

Tốc độ cố kết có thể bị ảnh hưởng bởi sự phân bố ban đầu của áp lực nước lỗ rỗng dư, đặc biệt đối với điều kiện thoát nước một chiều (single drainage). Độ cố kết và độ nén được dự đoán trong Hình 5-16 và Hình 5-17 phù hợp với trường hợp phân bố đều của áp lực nước lỗ rỗng dư ban đầu, đây là giả thiết hợp lý đối với tải trọng có bề rộng tương đối lớn, bất kể loại hình thoát nước nào.

Các trường hợp khác, chẳng hạn như tải trọng móng và quá trình cố kết của vật liệu san lấp thủy lực (hydraulic fill), có thể dẫn đến sự phân bố áp lực nước lỗ rỗng dư ban đầu không đồng đều theo chiều sâu.

Hình 5-16 cũng phù hợp áp dụng cho trường hợp thoát nước hai mặt (double drainage) khi phân bố u_x ban đầu biến thiên tuyến tính. Các nghiệm cho trường hợp thoát nước một mặt và phân bố \(u_x\) ban đầu biến thiên tuyến tính có thể được tìm thấy trong Terzaghi et al. (1996). Tuy nhiên, đối với các điều kiện tải trọng phức tạp hơn này, nên ưu tiên sử dụng các phương pháp số (numerical solutions).

5-5.3.2 Độ Chính Xác của Dự Đoán Tốc Độ Theo Thời Gian

Tốc độ theo thời gian của cố kết sơ cấp quan trắc được ngoài hiện trường thường nhanh hơn so với tốc độ dự đoán bằng các phương pháp trình bày trong mục này. Sự sai lệch này là kết quả của một số yếu tố sau đây.

Các điều kiện lý thuyết của bài toán cố kết một chiều với thoát nước theo phương đứng hiếm khi phản ánh đúng điều kiện in situ (tại hiện trường). Trong hầu hết các trường hợp, quá trình chất tải và thoát nước sau đó thực chất diễn ra theo hai hoặc ba chiều, làm tăng tốc độ cố kết theo thời gian. Khi bề rộng của diện tích chịu tải trở nên nhỏ so với bề dày của lớp đất chịu nén, quá trình cố kết diễn ra nhanh hơn đáng kể. Hình 5-18 cho phép hiệu chỉnh thời gian cần thiết để đạt độ cố kết 50% hoặc 90%, có xét đến các hiệu ứng hai chiều và ba chiều. Kết quả được thể hiện cho các mặt cắt địa chất có lớp không thấm nằm bên dưới lớp đất chịu nén, cũng như cho các trường hợp có lớp thấm nước nằm bên dưới. Xem thêm Davis và Poulos (1972) để biết chi tiết về các hiệu ứng này. Có thể sử dụng phương pháp số để xét đến một số khác biệt nói trên; tuy nhiên, nhiều chương trình tính toán cố kết thông dụng chỉ xét đến dòng thấm một chiều.

Nhiều loại đất sét chứa các thấu kính mỏng cát và bụi (silt), có hệ số thấm cao hơn đáng kể. Các thấu kính này tạo thành các biên thoát nước bên trong, làm giảm đáng kể chiều dài đường thấm thẳng đứng lớn nhất. Ví dụ, sự xuất hiện của chỉ một lớp thoát nước bổ sung có thể làm tăng tốc độ lún theo thời gian lên gấp bốn lần. Ngoài ra, các loại đất tự nhiên thường có hệ số thấm theo phương ngang cao hơn, kết hợp với các hiệu ứng ba chiều có thể làm tăng tốc độ lún. Hình 5-19 cung cấp một phương pháp đơn giản để xét đến ảnh hưởng của tính dị hướng (anisotropy) của hệ số cố kết đối với thời gian cần thiết để đạt được 50% cố kết.

Cuối cùng, sự xáo trộn của mẫu đất có xu hướng làm giảm hệ số cố kết đo được trong thí nghiệm phòng. Ngay cả mẫu và thí nghiệm chất lượng cao cũng có một mức độ xáo trộn nhất định, dẫn đến giá trị \(c_v\) thấp hơn và dự đoán tốc độ lún theo thời gian chậm hơn thực tế.

(dị hướng của đất – soil anisotropy)

Soil anisotropy là hiện tượng đất có các tính chất cơ học hoặc thủy lực khác nhau theo các hướng khác nhau.

Nói cách khác: Đất không ứng xử giống nhau theo mọi phương.

1. Dị hướng thấm (Hydraulic anisotropy)

Đây là loại thường gặp nhất trong bài toán cố kết. Do đất được hình thành theo quá trình lắng đọng từng lớp, nước thường thấm:

• theo phương ngang dễ hơn
• theo phương đứng khó hơn

nên:

\[
k_h > k_v
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad k_h =\) hệ số thấm ngang
\(\qquad \qquad k_v =\) hệ số thấm đứng

Ví dụ:

Loại đất	kh/kv
Sét tự nhiên	2–10
Sét phân lớp mạnh	10–100

Đây chính là loại dị hướng được đề cập trong Hình 5-19.

2. Dị hướng cường độ (Strength anisotropy)

Sức kháng cắt phụ thuộc hướng cắt:

\[
s_{u,h} \ne s_{u,v}
\]

Ví dụ:
\(\qquad \qquad \) cắt theo mặt phân lớp
\(\qquad \qquad \) cắt vuông góc mặt phân lớp

sẽ cho kết quả khác nhau.

3. Dị hướng biến dạng (Stiffness anisotropy)

Mô đun biến dạng khác nhau theo phương:

\[
E_h \ne E_v
\]

Do đó độ lún và chuyển vị ngang không giống nhau.

Trong Hình 5-19

Tác giả đang nói về: dị hướng của hệ số cố kết

thường bắt nguồn từ:

\[
c_h > c_v
\]

hoặc

\[
k_h > k_v
\]

vì các lớp bụi, cát mỏng xen kẹp trong đất sét tạo ra các đường thoát nước theo phương ngang.

Kết quả là:

• nước lỗ rỗng thoát nhanh hơn dự đoán của lý thuyết một chiều,
• cố kết thực tế diễn ra nhanh hơn,
• thời gian đạt 50% hoặc 90% cố kết ngắn hơn.

5-5.3.3 Chất Tải Dần Dần

Thời gian thi công hoặc khoảng thời gian cần thiết để chất tải hoàn toàn cũng có thể ảnh hưởng đến tốc độ theo thời gian của cố kết sơ cấp. Việc chất tải dần dần làm thay đổi mối quan hệ giữa độ cố kết và hệ số thời gian. Hình 5-20 cung cấp một phương pháp để xét đến ảnh hưởng của việc chất tải dần dần này.

5-5.3.4 Hệ số cố kết.

Hệ số cố kết có thể được ước tính dựa trên các chỉ tiêu cơ lý cơ bản (index properties) (xem Chương 8), được tính toán từ số liệu đo biến đổi thể tích theo thời gian trong thí nghiệm phòng, hoặc được suy ra từ số liệu quan trắc hiện trường về sự tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng.

5-5.3.4.1 Đo hệ số cố kết trong phòng thí nghiệm.

Hệ số cố kết theo phương đứng, \(c_v\)​, thường được xác định từ số liệu thu được bằng thí nghiệm cố kết một chiều gia tải theo từng cấp (incrementally loaded) trên mẫu định hướng theo phương thẳng đứng. Hệ số cố kết theo các phương khác có thể được xác định bằng cách cắt gọt và lắp đặt mẫu theo các định hướng khác trong thiết bị thí nghiệm. Bất kể định hướng mẫu như thế nào, số liệu thường được xử lý bằng phương pháp Casagrande hoặc phương pháp Taylor, được trình bày trong Hình 5-21. Số liệu biến đổi thể tích đo được trong giai đoạn cố kết của thí nghiệm cường độ chống cắt cũng có thể được sử dụng theo các trình tự này. Còn có các phương pháp khác để xác định \(c_v\)​ từ thí nghiệm cố kết gia tải theo từng cấp, và có thể dùng một phương trình duy nhất để xác định \(c_v\)​ từ thí nghiệm cố kết với tốc độ biến dạng không đổi (constant rate of strain).

5-5.3.4.2 Sử dụng đo đạc hiện trường.

Các quan sát hiện trường về sự tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng dư theo thời gian có thể được sử dụng để đo hệ số cố kết tại hiện trường. Tại bất kỳ thời điểm nào sau khi gia tải, có thể đo tỷ số giữa áp lực nước lỗ rỗng dư và sự thay đổi ứng suất thẳng đứng \((u_x/\Delta\sigma_z)\), rồi biểu diễn tại độ sâu chuẩn hóa thích hợp trên Hình 5-17. Hệ số thời gian tương ứng có thể được ước tính từ các đường đồng mức, và \(c_v\) có thể được tính bằng Phương trình 5-15.

Một ví dụ về việc xác định \(c_v\) bằng cả thí nghiệm trong phòng và đo đạc hiện trường được trình bày trong Hình 5-22.

5-5.3.5 Tốc Độ Cố Kết Theo Thời Gian Đối Với Mặt Cắt Đất Nhiều Lớp

Lớp đất cố kết có thể chứa các lớp con với giá trị \(c_v\) khác nhau. Trong trường hợp này, ứng xử của hệ nhiều lớp có thể được xấp xỉ bằng cách quy đổi về một hệ đơn lớp tương đương, theo trình tự sau:

1. Chọn một lớp bất kỳ (i) với các đặc trưng \(c_{v,i}\) và \(H_i\).
2. Quy đổi bề dày của mọi lớp khác với đặc trưng \(c_{v,n}\) và \(H_n\) thành một lớp tương đương mang đặc trưng đất của lớp i, theo công thức:

\(H’_n = H_n\sqrt{\dfrac{c_{v,i}}{c_{v,n}}} \tag{5-16}\)

3. Tính tổng bề dày \(H’_t\) của hệ đã quy đổi như sau:

\[H’_t = \sum H’_n \tag{5-17}\]

4. Xem hệ như một lớp đơn có bề dày \((H’_t)\) với hệ số cố kết \((c_{v,i})\),
5. Sử dụng phương pháp phù hợp, chẳng hạn Hình 5-16, để xác định phần trăm cố kết tại các thời điểm khác nhau.

Sự phức tạp phát sinh từ các bài toán nhiều lớp rất phù hợp để áp dụng phân tích số nhằm tính toán tốc độ lún theo thời gian. Một ví dụ tính toán tốc độ cố kết theo thời gian cho hệ nhiều lớp được trình bày trong Hình 5-23.

5-5.4 Nén thứ cấp của đất hạt mịn.

Độ lún do nén thứ cấp \((s_s)\) xảy ra khi các hạt đất tái sắp xếp và kết cấu đất từ biến dưới ứng suất hữu hiệu không đổi theo thời gian. Trong thực hành, có thể giả định rằng nén thứ cấp xảy ra sau khi kết thúc cố kết sơ cấp và tuân theo xu hướng tương đối tuyến tính theo thời gian trên thang logarit, như sau:

\[
s_s=
\left[\frac{C_\alpha}{1+e_0}\log\left(\frac{t}{t_p}\right)\right]H_0 =
\left[C_{\varepsilon\alpha}\log\left(\frac{t}{t_p}\right)\right]H_0\tag{5-18}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad C_\alpha =\) chỉ số nén thứ cấp,
\(\qquad \qquad C_{\varepsilon\alpha} =\) chỉ số nén thứ cấp hiệu chỉnh,
\(\qquad \qquad e_0 =\) hệ số rỗng ban đầu,
\(\qquad \qquad t =\) thời gian sau khi gia tải,
\(\qquad \qquad t_p =\) thời gian cần thiết để kết thúc cố kết sơ cấp, và
\(\qquad \qquad H_0 =\) chiều dày ban đầu của lớp.

Giá trị \(C_\alpha\) hoặc \(C_{\varepsilon\alpha}\) có thể được xác định từ kết quả thí nghiệm cố kết một chiều được phép tiếp tục creep trong một khoảng thời gian đáng kể sau khi kết thúc cố kết sơ cấp. Độ lớn của \(C_\alpha\) phụ thuộc vào ứng suất đối với một loại đất cụ thể và nên được xác định tại ứng suất hữu hiệu tương tự với ứng suất dự kiến tại hiện trường.

Đối với nhiều loại sét, bụi và đất hữu cơ, Mesri (1973) cho thấy \(C_{\varepsilon\alpha}\) có quan hệ gần đúng với hàm lượng nước tự nhiên \(w_n\) (%) như sau:

\[
C_{\varepsilon\alpha}\approx10^{-4}w_n\tag{5-19}
\]

Chỉ số nén thứ cấp có liên hệ chặt chẽ với chỉ số nén \(C_c\). Vì lý do này, một phương pháp tốt để ước tính \(C_\alpha\) là sử dụng tỷ số \(C_\alpha/C_c\). Các giá trị điển hình của tỷ số này được trình bày trong Bảng 5-6.

Do \(C_c\) cũng phụ thuộc vào ứng suất, các tỷ số này nên được sử dụng cùng với độ dốc của đường cong nén nguyên thủy trong phòng thí nghiệm tại ứng suất hữu hiệu đang xét, thay vì giá trị hiệu chỉnh hiện trường thường dùng trong tính toán cố kết. Một ví dụ tính toán độ lún do nén thứ cấp được trình bày trong Hình 5-24.

Bảng 5-6. Giá trị điển hình của C_α/C_c (theo Terzaghi và cộng sự, 1996)

Loại đất	Cα/Cc
Đất hạt rời, bao gồm đá đổ	0.02 ± 0.01
Đá phiến sét và bột kết	0.03 ± 0.01
Sét và bụi vô cơ	0.04 ± 0.01
Sét và bụi hữu cơ	0.05 ± 0.01
Than bùn và bùn hữu cơ	0.06 ± 0.01

\(\\\)

Trong nhiều trường hợp, các thí nghiệm cố kết một chiều được trình bày bằng hệ số rỗng hoặc biến dạng thẳng đứng tương ứng với cuối các cấp tải 24 giờ. Một phần nén thứ cấp sẽ xảy ra trong khoảng thời gian này và do đó được bao gồm trong đường cong cố kết trong phòng. Kỹ sư cần lưu ý rằng độ lún cố kết tính bằng các dữ liệu này sẽ bao gồm một mức độ nén thứ cấp nhất định.

Nếu dự kiến nén thứ cấp đóng vai trò quan trọng trong phân tích, kết quả thí nghiệm cố kết nên được biểu diễn dựa trên hệ số rỗng hoặc biến dạng thẳng đứng tại cuối cố kết sơ cấp (EOP) cho từng cấp tải. Độ lún cố kết sơ cấp tính bằng đường cong cố kết EOP có thể được cộng trực tiếp với ước tính độ lún do nén thứ cấp.

5-5.5 Đất hữu cơ và than bùn.

Độ lún của đất hữu cơ và than bùn có thể được tính toán bằng các trình tự áp dụng cho đất hạt mịn vô cơ. Cố kết sơ cấp có xu hướng diễn ra nhanh hơn ở các loại đất này do hệ số thấm tương đối cao của chúng. Nén thứ cấp lớn thường được ghi nhận và đóng góp một phần đáng kể vào tổng độ lún.

5-6 LÚN LỆCH VÀ LÚN CHO PHÉP.

5-6.1 Lún Lệch (Differential Settlement)

Đối với các công trình quan trọng, độ lún nên được tính toán tại nhiều điểm trên toàn bộ mặt bằng công trình nhằm xác lập dạng phân bố lún dự kiến. Hình 5-25 minh họa các dạng phân bố lún khác nhau.

Sự khác biệt về độ lún trên phạm vi một công trình có thể được xem xét theo nhiều cách. Cách đơn giản nhất là xét chênh lệch lớn nhất trong độ lún dự báo trên phạm vi công trình, thường được gọi là độ lún lệch, \(\delta_{max}\). Tuy nhiên, khi đánh giá ảnh hưởng của độ lún lệch, thường cần thiết và hữu ích hơn nếu xét đến ảnh hưởng của kích thước và độ mềm dẻo của công trình.

Trong một số trường hợp, công trình sẽ nghiêng một góc \((\omega)\), gây ra chênh lệch độ lún giữa các điểm khác nhau nhưng không nhất thiết gây hư hại kết cấu.

Lún lệch dẫn đến độ võng không đều hoặc độ nghiêng không đều sẽ gây ra uốn và biến dạng kéo trong công trình. Chuyển vị lún lệch làm cho công trình võng xuống ở giữa (tạo hình dạng giống lòng chảo, hai đầu cao hơn phần giữa) được gọi là võng lõm (sagging), còn khi công trình vồng lên ở giữa (giống hình mái vòm, phần giữa cao hơn hai đầu) thì được gọi là vồng (hogging). Kiểu chuyển vị này có thể được định lượng bằng chênh lệch độ lún trên một đơn vị chiều dài hoặc tỉ số võng.

Chênh lệch độ lún trên một đơn vị chiều dài (angular distortion), \(\delta/\ell\), là độ dốc của đường cong lún dự kiến — tức tỉ số giữa chênh lệch lún của hai điểm với khoảng cách \((\ell)\) giữa hai điểm đó. Tỉ số võng (deflection ratio), \(\Delta/L\), là độ lệch lớn nhất dự kiến so với lún đều, chia cho tổng chiều dài công trình, và là một thước đo gần đúng cho độ cong gây ra bởi lún. Hai đại lượng đo này đã được chứng minh là cho biểu hiện tốt nhất về mức độ hư hỏng kết cấu.

Sự biến thiên tự nhiên trong các loại đất tự nhiên khiến cho việc tính toán lún có độ bất định cao. Vì lý do này, đôi khi chỉ cần sử dụng các quan hệ gần đúng để ước tính lún lệch dựa trên độ lớn của tổng độ lún là đủ. Ví dụ, Terzaghi et al. (1996) đề xuất rằng lún lệch đối với móng đơn trên nền cát thường sẽ bằng 75% hoặc nhỏ hơn so với tổng độ lún dự đoán. Đối với đất sét, lún lệch đôi khi có thể xấp xỉ bằng độ lớn của tổng độ lún.

(sử dụng các tỉ lệ kinh nghiệm gần đúng để ước tính lún lệch, thay vì tính toán trực tiếp)

Lý do nêu ra: Đất tự nhiên có tính biến thiên (không đồng nhất) rất lớn, khiến việc tính toán lún (dù bằng phương pháp lý thuyết chính xác) vẫn có độ bất định cao. Vì vậy, thay vì cố tính lún lệch một cách “chính xác”, trong thực hành chỉ cần dùng các quan hệ tỉ lệ gần đúng — ước tính lún lệch dựa trên tổng độ lún dự đoán (mà không cần mô hình phức tạp).

Ví dụ cụ thể được đưa ra (Terzaghi et al. 1996):

• Với móng trên nền cát: lún lệch thường ≤ 75% của tổng độ lún dự đoán. Tức là nếu tổng lún dự đoán là 5 cm, thì lún lệch (chênh lệch lún lớn nhất giữa các điểm) nhiều khả năng không vượt quá khoảng 3.75 cm.
• Với móng trên nền sét: lún lệch có thể gần bằng tổng độ lún — tức là mức độ không đều của lún trên đất sét có thể nghiêm trọng hơn nhiều so với trên cát (do đất sét thường không đồng nhất hơn, và cố kết diễn ra chậm/không đều theo vị trí).

Ý nghĩa thực hành: đoạn này đưa ra một “quy tắc kinh nghiệm” (rule of thumb) đơn giản để kỹ sư nhanh chóng ước tính mức độ lún lệch nguy hiểm mà không cần phân tích chi tiết từng điểm — hữu ích trong giai đoạn thiết kế sơ bộ, đặc biệt khi đất nền là cát (an toàn hơn) so với sét (cần thận trọng hơn vì lún lệch có thể lớn gần bằng tổng lún).

5-6.2 Lún Cho Phép

5-6.2.1 Tiêu Chí

Hầu hết các hướng dẫn liên quan đến lún có thể chấp nhận được đều dựa trên kinh nghiệm quan trắc lún của các công trình thực tế và các quan sát về hư hỏng liên quan. Wahls (1981) đã tóm tắt bốn điểm quan trọng liên quan đến lún: (1) phải dự kiến trước rằng sẽ có lún xảy ra, (2) một dạng lún lệch nào đó là yếu tố quan trọng nhất cần xem xét đối với hư hỏng kết cấu, (3) thiết kế kết cấu có thể làm giảm mức độ chuyển vị lệch, và (4) nhiều công trình có thể chịu được độ lún lớn mà vẫn an toàn.

Bảng 5-7 cung cấp hướng dẫn để lựa chọn giá trị angular distortion cho phép đối với các loại công trình khác nhau. Trong một số trường hợp, các giới hạn được đưa ra đã bao gồm hệ số an toàn nhằm giảm thiểu hoặc ngăn ngừa nứt hoặc hư hỏng. Hầu hết các hướng dẫn này bỏ qua kích thước và độ cứng của công trình — vốn là các yếu tố kiểm soát độ lớn của biến dạng trong công trình.

Bảng 5-7. Giới hạn angular distortion cho các loại công trình khác nhau
(theo Skempton và MacDonald, 1956; Polshin và Tokar, 1957; Duncan và Buchignani, 1987; và Day, 1990)

Loại công trình / Điều kiện	L/H	Giá trị d/l cho phép
		Thập phân	Tỷ số
Kết cấu bản trên nền nhỏ – hư hại kết cấu	—	0.01	1/100
Khung thép có vách bao che mềm dẻo	—	0.008	1/125
Bể thép tròn đặt trên nền mềm dẻo, có đỉnh cố định	—
Nứt đáng kể – tường gạch và tấm panel	—	0.0067	1/150
Bắt đầu hư hại kết cấu	—
Giới hạn an toàn – tường gạch mềm dẻo (bao gồm hệ số an toàn)	> 4	0.0067	1/150
Độ nghiêng của nhà cao tầng bắt đầu nhìn thấy được	—	0.004	1/250
Kết cấu bản trên nền – nứt tấm thạch cao	—	0.0033	1/300
Cần trục treo	—
Khung thép hoặc bê tông cốt thép có lớp hoàn thiện ít nhạy cảm như tường khô, kính hoặc các tấm panel di động	—	0.002 đến 0.003	1/500 đến 1/333
Bể thép tròn đặt trên nền mềm dẻo, có đỉnh nổi	—	0.002 đến 0.003	1/500 đến 1/333
Công trình cao, mảnh như ống khói, silo và bể nước có móng bè cứng	—	0.002	1/500
Giới hạn an toàn – nứt của nhà (bao gồm hệ số an toàn)	—	0.002	1/500
Khung thép hoặc bê tông cốt thép có lớp hoàn thiện bằng gạch, block, vữa trát hoặc stucco	≥ 5 ≤ 3	0.002 0.001	1/500 1/1000
Khung có giằng chéo	—	0.00167	1/600
Máy móc nhạy cảm với độ lún	—	0.0013	1/750
Tường chịu lực bằng gạch, gạch ốp, hoặc block bê tông	≥ 5 ≤ 3	0.0008 0.0004	1/1250 1/2500

\(\\\)

Wroth và Burland (1974) đã đề xuất một tiêu chí tỉ số võng cho phép các đặc trưng của công trình được xét đến một cách rõ ràng, thông qua loại biến dạng chi phối, tỉ số chiều dài trên chiều cao của công trình, và độ cứng tương đối của công trình, \(E/G\). Hình 5-26 thể hiện các tiêu chí này cho ba dạng uốn khác nhau, với giả thiết biến dạng tới hạn gây hư hỏng kết cấu \((\varepsilon_{crit})\) bằng 0.075%. Các giá trị khác của \(E/G\) và \(\varepsilon_{crit}\) có thể được xét đến bằng cách sử dụng các phương trình được cung cấp trên hình.

5-6.2.2 Giảm Lún Lệch

Việc giảm tổng độ lún (Mục 5-7) cũng là biện pháp chủ yếu để giảm chuyển vị lệch. Lún xảy ra sớm trong quá trình thi công thường không góp phần đáng kể vào hư hỏng kết cấu. Trình tự và tốc độ chất tải có thể được so sánh với tốc độ cố kết dự kiến để ước tính tổng độ lún và lún lệch mà các bộ phận khác nhau của công trình sẽ trải qua. Nếu tốc độ cố kết tương đối nhanh, các hạng mục hoàn thiện công trình và các bộ phận nhạy cảm khác có thể được lắp đặt sau khi phần lớn tổng độ lún đã xảy ra, và do đó sẽ chịu lún lệch ít hơn so với phần kết cấu thượng tầng. Việc ước tính hiệu ứng loại này phụ thuộc rất nhiều vào tốc độ thi công và tốc độ cố kết, và cần được xem xét theo từng dự án cụ thể.

Một số loại công trình, chẳng hạn như kết cấu khung thép nhẹ, có độ mềm dẻo rất cao và có thể chịu được độ lún lớn. Trong trường hợp này, việc hạn chế hư hỏng cho hệ thống hạ tầng kỹ thuật (utilities) và máy móc thiết bị đặt trong công trình có thể là yếu tố chi phối thiết kế.

5-6.3 Lún Lệch Của Móng Bè

Tính toán lún cho móng bè (mat/raft foundation) thường được thực hiện dựa trên sự thay đổi ứng suất tính toán với giả thiết tải trọng phân bố đều. Độ cứng của kết cấu móng sẽ ảnh hưởng đến độ chính xác của giả thiết này cũng như sự phân bố lún. Độ mềm dẻo của móng và tương tác đất–kết cấu có thể khó đánh giá. Vì những lý do này, các dự đoán về lún lệch thường kém chính xác hơn so với dự đoán về tổng độ lún hoặc độ lún trung bình, đặc biệt là đối với móng bè.

Ứng xử của móng bè có thể được ước tính bằng hệ số độ cứng móng bè \((K_m)\), so sánh độ cứng của móng với độ cứng của đất nền bên dưới. Như thể hiện trong Bảng 5-8, các móng bè có tỉ số độ cứng thấp có thể được xem là hoàn toàn mềm dẻo (completely flexible). Móng bè mềm dẻo sẽ tạo ra phân bố áp lực tương đối đều, và tâm, cạnh, góc của móng sẽ lún lệch nhau. Móng bè có giá trị \(K_m\) cao sẽ ứng xử theo kiểu cứng (rigid) và có xu hướng lún đều. Các hệ số ảnh hưởng cho trường hợp độ cứng trung gian được cung cấp bởi Brown (1969) và Frazer và Wardle (1976).

Bảng 5-8. Độ cứng tương đối và ứng xử của móng bè
(theo Brown, 1969; Frazer và Wardle, 1976)

Dạng móng	Hệ số độ cứng móng bè, Km	Ứng xử của móng bè
		Mềm dẻo	Trung gian	Cứng
Tròn	\(K_m = 8 \ \dfrac{E_m(1-\nu_s)^2}{E_s} \ \dfrac{t_m^3}{B^3}\)	Km ≤ 0.08	0.08 ≤ Km ≤ 5	5 ≤ Km
Chữ nhật	\(K_m = \dfrac{4}{3} \ \dfrac{E_m(1-\nu_s)^2}{E_s(1-\nu_m)^2} \ \dfrac{t_m^3}{B^3}\)	Km ≤ 0.05	0.05 ≤ Km ≤ 10	10 ≤ Km
Biến số:	Em = mô đun đàn hồi của móng bè, νm = hệ số Poisson của móng bè Es = mô đun đàn hồi của đất, νs = hệ số Poisson của đất tm = chiều dày móng bè, B = đường kính hoặc bề rộng móng bè, tức kích thước nhỏ nhất

5-7 CÁC PHƯƠNG PHÁP KIỂM SOÁT ĐỘ LÚN.

Các phương pháp giảm hoặc tăng tốc độ lún được tóm tắt trong Bảng 5-9. Chi tiết thêm về một số phương pháp cơ bản được thảo luận trong các mục sau. Để có phần tóm tắt chuyên sâu hơn về các kỹ thuật cải tạo nền có thể được sử dụng để loại bỏ khả năng lún, giảm độ lún dư, hoặc tăng tốc độ lún, xem Ground Modification Vol. 1 and 2 của FHWA (2017).

5-7.1 Loại bỏ hoặc thay thế đất chịu nén.

Đào bỏ và thay thế là một phương pháp đơn giản để giảm hoặc loại bỏ độ lún trong các trường hợp tầng đất chịu nén nằm nông và tương đối mỏng. Phương pháp này đặc biệt hữu ích tại các vị trí đã cần khối lượng đào đắp lớn.

Đất gần mặt có cường độ kháng cắt thấp và tính nén lún cao, chẳng hạn như đất hữu cơ, nên được đào bỏ và thay bằng vật liệu đắp kỹ thuật. Khả năng các lớp đất sâu hơn có thể đỡ phần đất đắp hoặc công trình dự kiến sẽ phụ thuộc vào cường độ kháng cắt và tính nén lún của đất bên dưới, được đánh giá bằng thăm dò dưới mặt đất phù hợp. Một ví dụ phổ biến của đào bỏ và thay thế là bóc bỏ lớp đất mặt, được thực hiện trước khi đắp hầu hết các nền đắp.

Trong một số trường hợp, đào một phần đất nền rất mềm có thể đi kèm với sự thay thế do trọng lượng của lớp đắp mới gây ra. Ranh giới giữa lớp đắp mới và đất bị thay thế nên được giữ càng thẳng đứng càng tốt. Phương pháp này phù hợp nhất để thay thế các trầm tích than bùn và bùn hữu cơ, và đã được sử dụng thành công cho đất mềm sâu đến 65 ft (19.8 m). Có thể sử dụng phương pháp phun nước áp lực và nổ mìn trong lớp đắp và nền móng để hỗ trợ thay thế đất mềm. Cần thận trọng khi sử dụng phương pháp thay thế một phần trong đất hữu cơ dạng sợi, vì các vật liệu này có xu hướng kháng lại sự thay thế, có thể tạo ra các túi đất bị kẹt và độ lún lệch.

Bảng 5-9. Các phương pháp giảm, tăng tốc hoặc ngăn ngừa độ lún dư
(theo FHWA, 2017)

Mục đích chính	Phương pháp / Công nghệ	Mô tả / Nhận xét
Giảm lượng đất yếu	Đào bỏ và thay thế	Đào bỏ toàn bộ hoặc một phần đất chịu nén sẽ giảm hoặc loại bỏ khả năng lún. Các phương pháp thay thế có thể bao gồm phun nước áp lực hoặc các loại nổ mìn khác nhau.
	Thay thế một phần bằng dịch chuyển
Gia cường đất yếu	Nền đắp được chống đỡ bằng cột	Đất chịu nén được vượt qua bằng các phần tử gia cường cứng hơn nhiều, thường là các cột. Các cột truyền phần lớn tải trọng từ đất đắp hoặc công trình xuyên qua đất yếu xuống các vật liệu sâu hơn và cứng hơn. Nền truyền tải có gia cường thường cần thiết tại mặt đất. Trong một số trường hợp, các phần tử gia cường cũng cải thiện đất xung quanh.
	Nền truyền tải có gia cường
	Cột không chịu nén
	Cột đá
	Trụ đá đầm chặt
Cải thiện đất yếu	Các phương pháp trộn sâu	Đầm chặt và/hoặc cải tạo hóa học đất yếu có thể làm giảm tính nén lún và giảm khả năng lún. Các phương pháp đầm chặt thường hiệu quả hơn đối với vật liệu hạt thô.
	Đầm rung
	Đầm động
Tăng tốc cố kết của đất yếu	Gia tải trước	Gradient tăng lên làm cho quá trình cố kết diễn ra nhanh hơn. Độ lún cuối cùng có thể bằng hoặc lớn hơn độ lún do tải trọng thiết kế gây ra. Thường được sử dụng cùng với các đường thoát nước thẳng đứng.
	Bơm hoặc hút chân không
	Điện thẩm
	Bấc thấm chế tạo sẵn (PVDs)	Các phần tử thoát nước thẳng đứng được sử dụng để rút ngắn đường thoát nước. Điều này cho phép áp lực nước lỗ rỗng tiêu tán và quá trình cố kết xảy ra nhanh hơn.
	Cột vật liệu hạt hoặc giếng cát
Giảm tải trọng tác dụng lên đất yếu	Móng cân bằng / móng bù tải	Giảm ứng suất tác dụng sẽ làm giảm độ lớn của độ lún cố kết. Điều này có thể đạt được bằng đào đắp bù lâu dài hoặc sử dụng vật liệu xây dựng nhẹ.
	Vật liệu đắp hạt nhẹ
	Geofoam hoặc bê tông bọt

\(\\\)

5-7.2 Cân bằng tải trọng bằng đào đất.

Phương pháp cân bằng tải trọng hay còn gọi là móng bù tải hoặc móng nổi, đôi khi có thể được sử dụng để đỡ các công trình nặng trên các tầng đất chịu nén. Trong phương pháp này, trọng lượng của công trình được cân bằng hoàn toàn hoặc một phần bằng lượng đất được đào bỏ vĩnh viễn trong phạm vi mặt bằng công trình. Cần thi công tầng hầm vĩnh viễn để tạo ra giảm ứng suất. Phương pháp này đặc biệt hiệu quả trong các trường hợp có lớp đất mặt cường độ cao nằm trên tầng đất chịu nén.

Việc đào đất cho công trình gây ra giảm ứng suất thẳng đứng và một mức độ trương nở hoặc trồi lên nhất định. Nếu trọng lượng công trình bằng hoặc nhỏ hơn trọng lượng vật liệu đào bỏ, tổng độ lún của công trình sẽ là kết quả của nén lại trong tầng đất chịu nén. Độ lớn của trương nở và nén lại sau đó sẽ phụ thuộc vào các yếu tố thi công và điều kiện công trường, chẳng hạn như khoảng thời gian giữa đào đất và gia tải, trình tự thi công, và điều kiện thoát nước dưới mặt đất.

Có thể cần hạ nước ngầm để thuận lợi cho việc thi công móng cân bằng. Nếu mực nước ngầm bị hạ thấp đáng kể, độ trồi lên và nén lại sau đó sẽ giảm do áp lực nước lỗ rỗng dư âm trong đất.

Độ lún của móng cân bằng có thể được dự báo bằng các phương pháp trong Mục 5-3 đến 5-5. Ứng suất thẳng đứng thuần \((q_{0-net})\) được xác định bằng cách lấy tải trọng công trình \(q_0\) trừ đi phần giảm ứng suất thẳng đứng \((\sigma_{z-red})\). Điều kiện nước ngầm cuối cùng ảnh hưởng đến giá trị \(\sigma_{z-red}\). Đối với các trường hợp mực nước ngầm không bị hạ thấp hoặc được phép trở lại điều kiện ban đầu sau thi công, \(\sigma_{z-red}\) bằng tổng ứng suất thẳng đứng tại cao trình móng trước khi thi công. Nếu mực nước ngầm bị hạ thấp vĩnh viễn xuống dưới cao trình móng, \(\sigma_{z-red}\) bằng ứng suất thẳng đứng hữu hiệu tại cao trình móng trước khi thi công.

5-7.3 Tiền cố kết bằng gia tải trước.

Tải trọng gia tải trước làm cho một phần hoặc toàn bộ quá trình cố kết xảy ra trước khi thi công. Phương pháp này hiệu quả đối với nền đắp bên dưới khu vực lát mặt, các tải trọng sàn lớn, và các công trình có tải trọng tương đối nhẹ.

Đối với các công trình nặng, việc cải tạo bằng gia tải trước có thể không đủ để cung cấp sức chịu tải thích hợp. Trong trường hợp này, một phần lớp đất chịu nén gần mặt có thể cần được thay thế bằng đất đắp đầm chặt hoặc đất đắp có gia cường cứng hơn.

Một phần độ lún cố kết và nén thứ cấp dự báo có thể được loại bỏ bằng gia tải trước, như minh họa trong Hình 5-27. Các tính toán trong hình này giả định rằng tốc độ cố kết theo thời gian là như nhau dưới cả tải trọng gia tải trước và tải trọng cuối cùng. Điều này sẽ xấp xỉ đúng nếu hệ số cố kết không khác biệt đáng kể dưới hai điều kiện tải trọng.

Để loại bỏ độ lún do cố kết sơ cấp dưới tải trọng cuối cùng, độ cố kết cần đạt được dưới tải trọng gia tải trước \((\bar{U}_{f+s})\) là:

Độ cố kết cần đạt được dưới tải trọng gia tải trước là:

\[
\bar{U}_{f+s}=
\frac{
\log\left[1+\dfrac{q_f}{\sigma’_{z0}}\right]
}{
\log\left[1+\dfrac{q_f}{\sigma’_{z0}}\left(1+\dfrac{q_s}{q_f}\right)\right]
}\tag{5-20}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad q_f =\) tải trọng tác dụng cuối cùng,
\(\qquad \qquad q_s =\) tải trọng gia tải trước bổ sung, và
\(\qquad \qquad \sigma’_{z0} =\) ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ban đầu tại giữa lớp đang cố kết.

Nếu cũng cần loại bỏ một phần nén thứ cấp bằng gia tải trước, độ cố kết yêu cầu trở thành:

\[
\bar{U}_{f+s}=
\frac{
\left[
\log\left(1+\dfrac{q_f}{\sigma’_{z0}}\right)
+
\dfrac{C_\alpha}{C_c}\log\left(\dfrac{t}{t_p}\right)
\right]
}{
\log\left[
1+\dfrac{q_f}{\sigma’_{z0}}\left(1+\dfrac{q_s}{q_f}\right)
\right]
}\tag{5-21}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad q_f =\) tải trọng tác dụng cuối cùng,
\(\qquad \qquad q_s =\) tải trọng gia tải trước bổ sung,
\(\qquad \qquad \sigma’_{z0} =\) ứng suất thẳng đứng hữu hiệu ban đầu tại giữa lớp đang cố kết,
\(\qquad \qquad C_\alpha/C_c =\) tỷ số giữa chỉ số nén thứ cấp và chỉ số nén sơ cấp,
\(\qquad \qquad t_p =\) thời gian cần thiết cho cố kết sơ cấp, và
\(\qquad \qquad t =\) thời gian sau khi gia tải mà tại đó nén thứ cấp được xét.

Một ví dụ tính toán cho phương pháp gia tải trước được trình bày trong Hình 5-28. Các hạn chế chính của phương pháp gia tải trước là thời gian và chi phí. Thời gian cần thiết để cố kết xảy ra có thể không phù hợp với tiến độ thi công. Việc sử dụng các đường thoát nước thẳng đứng như mô tả trong mục tiếp theo có thể giảm bớt khó khăn này.

Trong đất mềm, có thể xảy ra phá hoại cắt ở mép tải trọng gia tải trước. Điều này nên được xem xét bằng các phương pháp ổn định mái dốc (Chương 7) hoặc lý thuyết sức chịu tải (DM 7.2).

\(\qquad \qquad \qquad \sigma’_{z0} =\) áp lực phủ hiện hữu

\(\qquad \qquad \qquad s_{cf} =\) độ lún do cố kết sơ cấp dưới \(q_f\)

\(\qquad \qquad \qquad s_{sf} =\) độ lún do nén thứ cấp dưới \(q_f\)

\(\qquad \qquad \qquad s_{c,f+s} =\) độ lún do cố kết sơ cấp một phần dưới \(q_f + q_s\)

\(\qquad \qquad \qquad \bar{U}_{f+s} = \dfrac{s_{c,f}}{s_{c,f+s}}\) hoặc \(\dfrac{s_{c,f}+s_{sf}}{s_{c,f+s}} =\) độ cố kết dưới \(q_f + q_s\) cần thiết để loại bỏ cố kết sơ cấp hoặc cố kết sơ cấp + nén thứ cấp dưới \(q_f\)

\(\qquad \qquad \qquad t_p =\) thời gian cần thiết để hoàn thành cố kết sơ cấp dưới \(q_f\) hoặc \(q_f + q_s\)

\(\qquad \qquad \qquad t_{sec} =\) thời gian cần thiết để hoàn thành lượng nén thứ cấp xác định.

5-7.4 Đường thoát nước thẳng đứng.

Các đường thoát nước thẳng đứng được thi công hoặc đưa thẳng đứng xuyên qua các lớp đất chịu nén. Các đường thoát nước này chặn dòng thấm ngang. Sau đó, nước được truyền đến một lớp thoát nước ở mặt đất và/hoặc đến lớp đất hạt thô bên dưới, tùy theo điều kiện thoát nước.

Các đường thoát nước thường được bố trí theo dạng tam giác hoặc hình vuông như thể hiện trong Hình 5-29, với khoảng cách từ 3 đến 6.5 ft (0.9 đến 2.0 m). Các đường thoát nước thường rút ngắn chiều dài đường thoát nước lớn nhất xuống còn 8 ft (2.4 m) hoặc nhỏ hơn.

Trước thập niên 1980, đường thoát nước thẳng đứng chủ yếu được thi công bằng cát. Hiện nay, thực hành phổ biến là sử dụng các đường thoát nước gồm lõi nhựa được bọc trong vải địa kỹ thuật, thường gọi là bấc thấm chế tạo sẵn (PVD).

Để biết thông tin chi tiết về vật liệu PVD và thực hành thi công đường thoát nước, xem FHWA (2017).

Ngoài việc rút ngắn đường thoát nước, các đường thoát nước thẳng đứng còn tận dụng độ dẫn thủy lực và hệ số cố kết thường cao hơn theo phương ngang trong nhiều loại đất.

Trong khi hệ số cố kết theo phương thẳng đứng có thể được đo bằng thí nghiệm trong phòng hoặc ước tính dựa trên các chỉ tiêu phân loại đất cơ bản (xem Chương 3 và 8), hệ số cố kết theo phương ngang \((c_h)\) hiếm khi được đo trực tiếp. Thông thường, \(c_h\) được giả định lớn hơn \(c_v\) khoảng 1.5 đến 4 lần, tùy thuộc vào mức độ phân lớp theo phương ngang. Các tỷ số \(c_h/c_v\) cao hơn gặp trong trường hợp có nhiều lớp kẹp bụi và cát. Asaoka (1978) trình bày một phương pháp xác định \(c_h\) từ đo đạc lún hiện trường trên nền đắp thí nghiệm.

Nhiều phương pháp giải tích và phương pháp số đã được đề xuất cho lý thuyết thoát nước xuyên tâm, phần lớn dựa trên Barron (1948). Sự khác biệt giữa các phương pháp thường ít ảnh hưởng đến dự báo tốc độ cố kết hơn so với sự không chắc chắn và biến thiên của \(c_h\). Sử dụng phương pháp tính toán được FHWA (2017) trình bày, hệ số thời gian \((T_r)\) cho một độ cố kết xuyên tâm mong muốn \((\bar{U}_r)\) được xác định như sau:

\[
T_r=\frac{1}{8}(F_n+F_s+F_r)\ln\left(\frac{1}{1-\bar{U}_r}\right)\tag{5-22}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad F_n =\) hệ số liên quan đến khoảng cách đường thoát nước,
\(\qquad F_s =\) hệ số liên quan đến sự xáo trộn đất (smear), và
\(\qquad F_r =\) hệ số liên quan đến sức kháng giếng trong đường thoát nước.

Nếu bỏ qua ảnh hưởng của smear (vùng đất bị xáo trộn quanh đường thoát nước) và sức kháng giếng, thì \(F_s\) và \(F_r\) được lấy bằng 0.

(smear là gì?)

Trong bối cảnh PVD (bấc thấm) và cố kết xuyên tâm, smear là vùng đất bị xáo trộn, nhào trộn và tái cấu trúc xung quanh đường thoát nước trong quá trình thi công.

Khi đóng mandrel để cắm PVD, đất sét mềm quanh bấc bị:

• Bị cắt xén mạnh
• Bị nhào trộn
• Cấu trúc tự nhiên bị phá vỡ
• Độ thấm theo phương ngang giảm đáng kể

Khu vực này được gọi là smear zone.

Tại sao smear quan trọng?

Mặc dù PVD có khả năng thoát nước rất tốt, nước trong đất vẫn phải đi qua vùng smear trước khi vào bấc thấm.

Nếu vùng smear có độ thấm thấp:

\[
k_{h,\text{smear}} < k_h
\]

thì:

• Dòng thấm xuyên tâm bị cản trở
• Tốc độ cố kết giảm
• Thời gian gia tải trước kéo dài hơn dự kiến

Đó là lý do trong công thức FHWA xuất hiện hệ số:

\[
F_s
\]

để hiệu chỉnh ảnh hưởng của smear.

(đóng mandrel là gì?)

Trong thi công PVD (bấc thấm), mandrel là một ống thép rỗng hoặc thanh thép có tiết diện hộp dùng để đưa bấc thấm xuống độ sâu thiết kế.

Quy trình thi công:

1. Bấc thấm được đặt bên trong mandrel.
2. Máy thi công ép hoặc rung mandrel xuống đất.
3. Khi đạt độ sâu thiết kế, mandrel được rút lên.
4. Bấc thấm được giữ lại trong đất nhờ neo ở đầu bấc.

Hình 5-29 minh họa quan hệ giữa cấu hình đường thoát nước và đường kính thoát nước hữu hiệu, \(d_c\). Khoảng cách đường thoát nước thường được biểu diễn theo tỷ số \((n)\) giữa đường kính thoát nước và đường kính giếng, \(d_w\). Hệ số thoát nước \((F_n)\) bằng:

\[
F_n=
\frac{n^2}{n^2-1}\ln(n)-\frac{3n^2-1}{4n^2}
\approx
\ln(n)-0.75\tag{5-23}
\]

trong đó: \(n\) = tỷ số giữa \(d_c\) và \(d_w\).

Sai số của phép xấp xỉ nhỏ hơn 10% khi \(n\) lớn hơn 4 và nhỏ hơn 1% khi \(n\) lớn hơn 12.

Hầu hết PVD có mặt cắt ngang hình chữ nhật, trong khi nghiệm của bài toán cố kết xuyên tâm giả định đường thoát nước hình tròn. Hansbo (1979) nhận thấy đường kính đường thoát nước tương đương có thể được xấp xỉ như sau:

\[
d_w=\frac{2(a+b)}{\pi}\tag{5-24}
\]

trong đó:
(a) và (b) = kích thước PVD.

Giá trị \(d_w\) của các PVD hiện đại nằm trong khoảng 1.5 đến 5.5 inch (38 đến 140 mm). Đường kính 2 inch (51 mm) thường được sử dụng, dẫn đến giá trị \(n\) trong khoảng 20 đến 50 đối với khoảng cách đường thoát nước điển hình.

Do có sự không chắc chắn trong việc đo hoặc ước tính các tính chất đất, ảnh hưởng của sự xáo trộn đất hoặc smear quanh đường thoát nước và sức kháng giếng thường bị bỏ qua (FHWA 2017). Smear thường quan trọng chủ yếu đối với các đường thoát nước trong đất sét hoặc bụi nhạy cảm có tính dẻo cao, nơi \(c_h\) đã được đo trực tiếp và chính xác. Để xét đến smear, hệ số xáo trộn đất \((F_s)\) có thể được tính như sau:

\[
F_s \approx \frac{k_h}{k_s}\ln(s)\tag{5-25}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad k_h =\) hệ số dẫn thủy lực của lớp đất,
\(\qquad \qquad k_s =\) hệ số dẫn thủy lực của vùng bị xáo trộn, và
\(\qquad \qquad s =\) tỷ số giữa đường kính vùng bị xáo trộn và đường kính đường thoát nước.

Sức kháng đối với dòng nước trong đường thoát nước cũng có thể làm giảm hiệu quả của các đường thoát nước thẳng đứng. Nếu muốn, ảnh hưởng này có thể được ước tính như sau:

\[
F_r=\pi z(2L_m-z)\frac{k_h}{q_w}\tag{5-26}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad z =\) độ sâu dọc theo đường thoát nước,
\(\qquad \qquad L_m =\) khoảng cách lớn nhất mà nước phải chảy qua trong đường thoát nước, và
\(\qquad \qquad q_w =\) khả năng thoát nước của đường thoát nước.

5-7.4.1 Kết hợp ảnh hưởng thoát nước thẳng đứng và thoát nước ngang.

Dự báo độ cố kết do thoát nước thẳng đứng có thể được kết hợp với ảnh hưởng của thoát nước ngang đến các đường thoát nước thẳng đứng bằng phương pháp do Carrillo (1942) đề xuất. Độ cố kết kết hợp \((\bar{U}_c)\), tính theo phần trăm, là:

\[
\bar{U}_c = 100 \frac{(100-\bar{U}_r)(100-\bar{U}_z)}{100}\tag{5-27}
\]

trong đó:
\(\qquad \qquad \bar{U}_r =\) độ cố kết do thoát nước xuyên tâm, và
\(\qquad \qquad \bar{U}_z =\) độ cố kết do thoát nước thẳng đứng.

5-7.4.2 Thiết kế đường thoát nước thẳng đứng.

Thiết kế đường thoát nước thẳng đứng bao gồm việc lựa chọn loại đường thoát nước phù hợp, khoảng cách đường thoát nước và quy trình thi công dựa trên thời gian có sẵn cho cố kết, độ cố kết thiết kế cần đạt trong khoảng thời gian đó, và các tính chất đất.

Hệ số thời gian phù hợp cho thoát nước xuyên tâm \((T_r)\) có thể được xác định từ Phương trình 5-22 hoặc từ Hình 5-30 hoặc Hình 5-31. Hình 5-30 biểu diễn quan hệ giữa \(\bar{U}_r\) và \(T_r\) cho một khoảng cách đường thoát nước và ba điều kiện smear. Hình 5-31 cung cấp nghiệm cho trường hợp gia tải dần và thoát nước xuyên tâm.

Từ \(T_r\) và thời gian có sẵn cho cố kết \((t)\), đường kính thoát nước hữu hiệu yêu cầu \((d_c)\) có thể được tính như sau:

\[
d_c=\sqrt{\frac{c_h t}{T_r}}\tag{5-28}
\]

trong đó: \(c_h\) = hệ số cố kết theo phương ngang.

Một cách tiếp cận thay thế được cung cấp trong biểu đồ thiết kế ở Hình 5-32. Biểu đồ này cho phép lựa chọn trực tiếp khoảng cách đường thoát nước dựa trên các tính chất và biến số khác.

Các xem xét thiết kế đường thoát nước khác bao gồm ổn định chống phá hoại nền và bảo đảm khả năng thoát nước đầy đủ trong lớp đệm thoát nước bề mặt.

Một ví dụ về thiết kế đường thoát nước thẳng đứng được trình bày trong Hình 5-33.

5-7.4.3 Đường thoát nước thẳng đứng kết hợp gia tải trước.

Trong một số trường hợp, tải trọng gia tải trước được sử dụng cùng với các đường thoát nước thẳng đứng để tăng tốc độ lún và đạt độ lún cuối cùng nhanh hơn. Gia tải trước đặc biệt quan trọng đối với các điều kiện đất mà trong đó có khả năng xảy ra lượng nén thứ cấp lớn.

Phương pháp được trình bày trong Hình 5-27 cũng có thể được sử dụng với các đường thoát nước thẳng đứng.

5-7.4.4 Yêu cầu kiểm soát thi công.

Phần thảo luận chi tiết về chỉ dẫn kỹ thuật, bảo đảm chất lượng, chuẩn bị mặt bằng và quy trình thi công đường thoát nước thẳng đứng có thể được tìm thấy trong FHWA (2017).

Cần lắp đặt thiết bị quan trắc hiện trường để theo dõi hiệu quả của các đường thoát nước, tiến trình cố kết và biến dạng ngang. Loại thiết bị quan trắc cần thiết phụ thuộc vào ứng dụng cụ thể.

Đối với các trường hợp ít có khả năng mất ổn định, chẳng hạn như nền đắp thấp có phạm vi ngang lớn, mục đích chính của quan trắc là theo dõi tiến trình cố kết. Các bàn đo lún là đủ cho mục đích này.

Ngược lại, ổn định và sự tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng là mối quan tâm đối với thi công các nền đắp lớn trên đất mềm. Nên sử dụng piezometer để theo dõi sự tiêu tán áp lực nước lỗ rỗng dư trong quá trình cố kết. Nên lắp đặt inclinometer để theo dõi biến dạng ngang trong đất nền.

5-8 TRƯƠNG NỞ THỂ TÍCH.

5-8.1 Cơ chế trương nở thể tích.

Sự thay đổi thể tích dương, hay trương nở thể tích của đất, bị chi phối bởi nhiều yếu tố khác nhau. Đối với đất hạt mịn, các yếu tố này bao gồm tương tác vật lý giữa các hạt, tương tác hóa học, khoáng vật học, cấu trúc hoặc fabric của đất, lịch sử ứng suất, nhiệt độ và hóa học nước lỗ rỗng.

Dỡ tải hoặc giảm ứng suất hữu hiệu là quá trình vật lý quan trọng nhất gây trương nở trong đất không đóng băng. Sự dỡ tải này có thể là kết quả của sự giảm tổng ứng suất, chẳng hạn như do đào đất, hoặc là kết quả của sự tăng áp lực nước lỗ rỗng dương do mực nước ngầm dâng cao.

Nhiều lý thuyết khác nhau đã cố gắng giải thích các quá trình hóa học liên quan đến trương nở, bao gồm lý thuyết áp suất thẩm thấu và lý thuyết hấp phụ nước (Mitchell, 1993). Các lý thuyết này dự báo áp suất trương nở, tức là áp suất do đất trương nở tác dụng lên một biên không dịch chuyển.

Mặc dù các lý thuyết này có mức độ phù hợp hạn chế và thường không hữu ích cho ứng dụng thực hành, chúng cung cấp hiểu biết về các xu hướng chung trong ứng xử của đất. Khái niệm áp suất thẩm thấu cho thấy nước lỗ rỗng có nồng độ điện giải thấp sẽ dẫn đến áp suất trương nở cao hơn.

Tương tự, theo lý thuyết hấp phụ nước, diện tích bề mặt riêng của các hạt sét là yếu tố quan trọng nhất để xác định lượng nước cần thiết cho quá trình hydrat hóa. Vì lý do này, các khoáng vật sét có hạt rất mịn với diện tích bề mặt riêng cao, chẳng hạn như montmorillonite, smectite và vermiculite, là các khoáng vật dễ gây trương nở nhất.

Giới hạn chảy và tỷ lệ sét là các chỉ số cho biết lượng khoáng vật sét trương nở này có trong đất (Terzaghi và cộng sự, 1996).

Đất và đá đã được cố kết đến hệ số rỗng tương đối thấp là những loại dễ bị trương nở nhất. Hệ số rỗng thấp là kết quả của ứng suất pháp tuyến cao hoặc mức độ hút ẩm cao \((\psi)\) trong điều kiện không bão hòa.

Biến dạng xảy ra trong quá trình cố kết tích trữ năng lượng trong các hạt đất. Ngoài ra, hàm lượng nước trong các loại đất này có thể thấp hơn mức cần thiết để hydrat hóa hoàn toàn các hạt sét. Nếu ứng suất pháp tuyến hoặc lực hút bị giảm, đất sét sẽ có xu hướng trương nở để giải phóng năng lượng đã tích trữ và hydrat hóa các khoáng vật sét.

Một số khoáng vật sét, chẳng hạn như kaolinite, thể hiện trương nở chủ yếu ở hệ số rỗng thấp do bị quá cố kết mạnh. Đất sét chứa nhiều khoáng vật hoạt tính hơn, chẳng hạn như sodium montmorillonite, có mức trương nở tương tự bất kể hệ số rỗng, vì ứng xử trương nở bị chi phối bởi quá trình hydrat hóa.

Đá sét và đá phiến sét chứa pyrite (sulfide sắt) hoặc anhydrite (sulfate canxi) cũng dễ bị trương nở khi tiếp xúc với nước và/hoặc không khí. Quá trình oxy hóa và hydrat hóa pyrite và anhydrite có thể gây ra sự tăng thể tích gấp mười lần thể tích ban đầu.

Đất cũng có thể bị trương nở thể tích do đóng băng và sự hình thành thấu kính băng trong đất. Bụi, cát bụi và cát mịn đặc biệt dễ bị trương nở do băng giá. Các loại đất này có độ dẫn thủy lực vừa phải, cho phép nước chảy dễ dàng, đồng thời có khoảng rỗng đủ nhỏ để tạo ra mức dâng mao dẫn đáng kể. Để thiết kế móng trong đất dễ bị băng giá, xem ASCE (2001).

5-8.2 Ảnh hưởng của trương nở thể tích.

Bên dưới hố đào, tổng ứng suất thẳng đứng bị giảm, ban đầu gây giảm áp lực nước lỗ rỗng. Khi áp lực nước lỗ rỗng trở lại trạng thái cân bằng, ứng suất hữu hiệu trong đất giảm và đất trương nở.

Trong hầu hết các trường hợp, sau khi đào đất là thi công công trình và tác dụng áp lực ((q_0)) bằng hoặc lớn hơn mức giảm tổng ứng suất. Khi đó, độ trồi do đào sẽ bị triệt tiêu bởi quá trình gia tải lại. Các chuyển vị trong các giai đoạn thi công này thường khó dự báo.

Đối với hố đào trong đất hạt thô nằm trên mực nước ngầm, độ trồi quan sát được thường không đáng kể. Đất sét mềm sẽ có trương nở tức thời liên quan đến biến dạng, có thể được dự báo bằng phương pháp trong Mục 5-5.1. Tuy nhiên, mô đun đàn hồi cần thiết có thể rất khó dự báo.

Theo thời gian, đất sét sẽ tăng hàm lượng nước và trương nở do sự thay đổi ứng suất hữu hiệu.

Trong khí hậu khô hạn, sự thay đổi hàm lượng nước có xu hướng phụ thuộc vào vị trí bên dưới công trình. Đất bên dưới phần giữa công trình ít tương tác với môi trường hơn, và hàm lượng nước trong vùng này có xu hướng tăng theo thời gian. Điều này gây trương nở bên dưới phần giữa công trình.

Xung quanh mép công trình, đất có nhiều dao động hàm lượng nước hơn và có thể co ngót, dẫn đến lún chu vi. Sự kết hợp của hai cơ chế này có thể tạo ra dạng vồng lên (hogging) của chuyển vị lệch đã mô tả trước đó.

5-8.3 Ước tính độ trồi hoặc áp suất trương nở.

Nhiều phương pháp đã được đề xuất để ước tính độ trồi một chiều, tức chuyển vị thẳng đứng, hoặc áp suất trương nở. Một số phương pháp này mang tính thực nghiệm và chủ yếu dựa trên các chỉ tiêu phân loại đất cơ bản. Các phương pháp khác sử dụng lý thuyết và thí nghiệm oedometer để dự báo trương nở do cả thay đổi tổng ứng suất và thay đổi lực hút.

Hầu hết các phương pháp dự báo phần trăm trương nở hoặc biến dạng thẳng đứng của đất, sau đó nhân với chiều dày đất bị trương nở để thu được độ trồi. Chiều dày đất bị trương nở do thay đổi tổng ứng suất, chẳng hạn như do đào đất, liên quan đến kích thước hố đào. Chiều sâu ảnh hưởng này có thể được ước tính bằng các phương pháp trình bày trong Chương 4.

Chiều dày đất trương nở do thay đổi lực hút liên quan đến độ sâu mực nước ngầm và độ sâu dao động hàm lượng nước theo mùa, thường nằm trong khoảng 3 đến 15 ft (0.9 đến 4.6 m), tùy thuộc khí hậu.

Trong một số trường hợp, việc xem xét áp suất trương nở mà đất hoặc đá trương nở có thể phát triển khi bị chống đỡ bởi gối tựa không dịch chuyển hoặc công trình dưới một tập hợp điều kiện ban đầu nhất định là hữu ích. ASTM D4546 cung cấp ba phương pháp khác nhau để đo áp suất trương nở trong thiết bị cố kết một chiều. Áp suất trương nở huy động tại hiện trường thường nhỏ hơn giá trị đo được trong phòng thí nghiệm (Terzaghi và cộng sự, 1996).

5.8.3.1 Các quan hệ thực nghiệm

Một số tương quan thực nghiệm hiện có liên quan đến sự trương nở được tóm tắt trong Bảng 5-10. Các phương pháp này chủ yếu dựa trên các giới hạn Atterberg, hàm lượng hạt sét, và trạng thái ban đầu của đất được mô tả thông qua dung trọng và độ ẩm. Một số tương quan còn yêu cầu giá trị lực hút ban đầu (initial matric suction) hoặc trọng lực riêng của đất (specific gravity).

Bảng 5-10 Các tương quan thực nghiệm để xác định
độ trương nở một chiều (1D heave) và áp lực trương nở (swell pressure) cùng các tham số đầu vào cần thiết
(theo Rao và cộng sự, 2011; Vanapalli và Lu, 2012).

Phương pháp thực nghiệm để dự đoán:	Nguồn	Giới hạn Atterberg	Phân bố cỡ hạt	Trạng thái ban đầu (\(\gamma\), w)	Trọng lực riêng	Lực hút ban đầu
Độ trương nở 1D	Seed và cộng sự (1962)	X	X
	Van der Merwe (1964)	X	X
	Ranganatham và Satyanarayan (1965)	X	X
	Vijayvergiya và Ghazzally (1973)	X		X
	McCormack và Wilding (1975)		X	X
	O’Neil và Ghazzally (1977)	X		X
	Johnson và Snethen (1978)	X		X
	Weston (1980)	X		X
	Bandyopadhyay (1981)	X	X
	Chen (1975)	X
	Cokca (2002)	X	X			X
	TXDOT (2014)	X	X	X
Áp lực trương nở	Komornik và David (1969)	X		X
	Nayak và Christensen (1971)	X	X	X
	Schneider và Poor (1974)	X		X
	McCormack và Wilding (1975)		X	X
	Johnson (1978)	X
	Nayak (1979)	X
	Erzin và Erol (2004)	X		X
	Sridharan và Gurtug (2004)			X	X
	Thakur và Singh (2005)					X
	Erzin và Erol (2007)	X		X		X

Các tương quan, chẳng hạn như những tương quan được liệt kê trong Bảng 5-10, hữu ích vì tính đơn giản và vì thông tin đầu vào dễ có sẵn. Tuy nhiên, các tương quan này được xây dựng dựa trên các bộ dữ liệu hạn chế và thích hợp nhất để áp dụng cho các loại đất tương tự. Ngoài ra, các tương quan chỉ dựa trên giới hạn Atterberg và hàm lượng hạt sét sẽ không thể xét đến những khác biệt do điều kiện ban đầu của đất gây ra. Không có tương quan nào trình bày trong Bảng 5-10 có thể xét đến phần đóng góp của sự thay đổi ứng suất tổng để nâng nền hoặc các tác động của ứng suất tổng lên sự trương nở.

5.8.3.2 Các quan hệ ứng suất–biến dạng–lực hút

Các dự báo chặt chẽ hơn về sự trương nở một chiều xét đến biến dạng thẳng đứng sinh ra do cả sự thay đổi ứng suất tổng và sự thay đổi lực hút. Các phương pháp này yêu cầu đo quan hệ ứng suất–biến dạng của đất, thường ở các mức lực hút được khống chế khác nhau. Thí nghiệm oedometer khống chế lực hút và thí nghiệm hệ số nở dài tuyến tính là hai cách để thu được các dữ liệu này.

Nhiều phương pháp khác nhau đã được phát triển để dự đoán biến dạng trương nở gây ra bởi sự thay đổi ứng suất tổng và sự thay đổi lực hút, hoặc độ ẩm. Terzaghi và cộng sự (1996) mô tả cách có thể mô phỏng quá trình trương nở theo cách tương tự như cố kết. Vanapalli và Lu (2012) tổng hợp nhiều phương pháp khác nhau để xét đến quan hệ ứng suất–biến dạng–lực hút trong tính toán biến dạng thẳng đứng dựa trên kết quả đo áp lực trương nở một chiều, thí nghiệm oedometer khống chế lực hút, và thí nghiệm hệ số nở dài tuyến tính. Một số phương pháp cũng yêu cầu đo lực hút matric theo hàm của độ ẩm. Terzaghi và cộng sự (1996) cũng nhấn mạnh rằng sự suy giảm cấu trúc đất sét trong quá trình trương nở thường dẫn đến một lượng trương nở thứ cấp phụ thuộc thời gian đáng kể.

Mặc dù có cơ sở lý thuyết vững chắc, các dự báo trương nở dựa trên quan hệ ứng suất–biến dạng–lực hút thường không thực tế. Lượng trương nở được dự báo bằng các phương pháp này phụ thuộc nhiều vào điều kiện độ ẩm của đất tại thời điểm bắt đầu thi công, điều kiện này không thể được dự đoán chính xác trong giai đoạn thiết kế. Ngoài ra, các thí nghiệm đất nâng cao cần thiết để sử dụng các phương pháp này thường không có sẵn.

5.8.4 Thiết kế trong đất trương nở

Trong nhiều trường hợp, các ước tính về nâng nền và áp lực trương nở chủ yếu được dùng để ra quyết định liên quan đến biện pháp xử lý khắc phục đối với đất và đá trương nở, do có nhiều bất định vốn có trong các ước tính này. Thiết kế kết cấu và mặt đường tập trung vào các nỗ lực nhằm loại bỏ hoặc giảm thiểu ảnh hưởng của ứng xử co ngót–trương nở của đất và đá trương nở được xem là có vấn đề. Bảng 5-11 tóm tắt các cách tiếp cận phổ biến trong thiết kế móng trên đất và đá trương nở.

Bảng 5-11 Các cách tiếp cận thiết kế móng trong đất trương nở
(theo Bowles, 1996)

Cách tiếp cận	Nhận xét
Cải tạo đất (Alter the soil)	Các phụ gia có thể gồm vôi, xi măng, hoặc bụi lò nung. Các phụ gia làm giảm nhu cầu nước của các khoáng sét và cũng làm tăng liên kết, giúp chống lại sự trương nở. Bị giới hạn ở các chiều sâu mà việc trộn và đầm lại đất là thực tế.
Đầm nén ướt (Wet compaction)	Đầm nén ở phía “ướt” của đường độ ẩm tối ưu tạo ra độ bão hòa lớn hơn 80 đến 85%. Độ bão hòa ban đầu cao làm giảm khả năng trương nở nhưng sẽ làm tăng khả năng nâng nền ở các khu vực tiếp xúc với khí quyển. Đầm nén ướt tạo ra dung trọng khô thấp hơn, có thể làm giảm cường độ cắt và độ ổn định.
Kiểm soát hướng trương nở (Control direction of swelling)	Tạo các vùng rỗng trong hệ móng, chẳng hạn như sàn waffle. Nếu đất có xu hướng trương nở, trước hết đất sẽ trương nở vào các vùng rỗng trước khi ảnh hưởng đến kết cấu.
Loại trừ thay đổi độ ẩm (Eliminate changes in water content)	Các thay đổi độ ẩm do môi trường gây ra phần lớn các trường hợp trương nở có vấn đề. Có thể tránh trương nở bằng cách kéo dài kết cấu xuống dưới vùng có thay đổi độ ẩm chủ động. Nếu không thể xây dựng kết cấu ở chiều sâu này, có thể lấp hố đào bằng các loại đất không nhạy với trương nở và có hệ số thấm thấp.
Sử dụng lớp cắt mao dẫn (Use a capilary break)	Trong các trường hợp nguồn nước là sự di chuyển ẩm từ các lớp đất sâu hơn, lớp cắt mao dẫn bằng vật liệu hạt thô hoặc màng địa kỹ thuật có thể hữu ích.
Sử dụng hợp chất bịt kín (Use a sealing compound)	Các hợp chất bịt kín asphalt có thể được sử dụng trên đá phiến sét trương nở để giảm hoặc ngăn nước tiếp cận đá.
Thiết kế kháng trương nở (Desin against swelling)	Móng có thể được kéo dài xuống dưới chiều sâu vùng chủ động và được thiết kế với đủ khả năng chống nhổ để chống lại các lực tác dụng lên kết cấu do đất trương nở. Cọc khoan có lớp cách ly dọc theo mặt bên của thân cọc trong vùng chủ động là một cách tiếp cận phổ biến khi dùng phương pháp này.
Cân bằng áp lực trương nở (Balance swell pressure)	Đối với một số kết cấu, tải trọng kết cấu có thể được tập trung để tăng áp lực chịu tải đến mức bằng hoặc lớn hơn áp lực trương nở. Cách tiếp cận này không thực tế đối với hầu hết nhà thấp tầng vì tải trọng kết cấu quá nhỏ. Ngoài ra, áp lực chịu tải cần thiết để chống lại trương nở có thể vượt quá sức chịu tải cho phép của đất.

5.8.5 Thực hành thi công trong đất trương nở

Các thực hành thi công và bảo trì tốt trong đất và đá trương nở chủ yếu liên quan đến việc hạn chế tiếp xúc với khí quyển và hạn chế thay đổi độ ẩm. Đối với hiện tượng trương nở chủ yếu do giảm tạm thời ứng suất thẳng đứng, có thể giảm trương nở bằng cách thu gom và loại bỏ nước mặt, bơm hạ mực nước ngầm, và đổ một lớp bê tông lót ngay sau khi đào. Đá phiến sét trơ cần được bảo vệ khỏi bị thấm ướt cả trong quá trình thi công và lâu dài bằng cách loại bỏ tình trạng thoát nước kém, sử dụng vật liệu đắp không thấm, và bố trí các đặc trưng thoát nước mặt phù hợp. Các hố đào trong đá phiến sét không nên được đào đến cao độ thiết kế cuối cùng cho đến khi bê tông móng đã sẵn sàng để đổ. Có thể bảo vệ tạm thời và lâu dài ở một mức độ nào đó bằng các lớp phủ asphalt.

Một số kết cấu kéo dài xuống dưới mực nước mặt hoặc mực nước ngầm trong tương lai. Trong trường hợp này, không thể tránh việc tiếp cận với nước. Các phương pháp mô tả trong Bảng 5-11 có thể được dùng để giảm hoặc hạn chế trương nở. Khi đá nằm nông, có thể dùng neo đá cùng với bản móng bê tông cốt thép được gia cường thích hợp để chống lại trương nở.

Đối với công trình ở vùng khí hậu bán khô hạn và khô hạn, sự thay đổi lực hút trong đất là nguyên nhân chính gây co ngót và trương nở. Cần thu gom nước mặt và nước mưa gần công trình để ngăn đất bị thấm ướt trong các giai đoạn ẩm ướt. Trong các giai đoạn khô hạn, sự bốc hơi và thoát hơi nước làm mất nước khỏi đất và làm tăng lực hút, dẫn đến co ngót. Có thể hạn chế các ảnh hưởng này bằng cách sử dụng mặt đường và tránh bố trí thảm thực vật quanh công trình.

Đất đắp được thi công từ đất sét có tính dẻo cao sẽ có xu hướng co ngót và trương nở theo khí hậu. Ngoài biến dạng, sự thay đổi thể tích này còn gây ra sự suy giảm cường độ cắt theo thời gian, cần được xét đến trong thiết kế mái dốc. Nếu có thể, không nên dùng đất sét có tính dẻo cao cho các phần nền đắp tiếp xúc với dao động độ ẩm. Có thể tránh trương nở của đất đắp sét có tính dẻo cao bằng cách đầm nén ở độ ẩm cao, tức là ở phía ướt của đường độ ẩm tối ưu. Đất đắp được đầm ướt sẽ có dung trọng khô thấp hơn, cường độ cắt thấp hơn, và tính nén lún cao hơn. Đất sét có tính dẻo cao có thể được đầm ướt cho đất đắp kết cấu bên dưới các công trình chịu tải nhẹ, miễn là đã xét đến sức chịu tải thấp hơn. Độ đầm chặt tương đối nhất quán là quan trọng để tránh lún lệch. Các phụ gia, như xi măng hoặc vôi, cũng có thể được trộn với đất đắp sét có tính dẻo cao trong quá trình thi công để giảm tiềm năng trương nở.

5-9 HYDROCOMPRESSION

Hydrocompression là sự thay đổi thể tích của đất đầm nén khi bị thấm ướt sau khi thi công. Hiện tượng này đặc biệt có vấn đề trong các nền đắp sâu được thi công từ đất sét pha cát và cát pha sét (Brandon và cộng sự, 1990). Lún đáng kể có thể xảy ra ở các vùng nền đắp sâu, trong khi trương nở thuần có thể xảy ra ở các khu vực có chiều sâu đắp tương đối nông. Hư hại kết cấu do hydrocompression thường nghiêm trọng nhất tại các vị trí mà chiều sâu đắp thay đổi nhanh và biến dạng tại bề mặt là biến dạng kéo. Các tác động gây hư hại của hydrocompression có thể được giảm bằng cách tăng độ đầm chặt tương đối của đất đắp và/hoặc tăng độ ẩm đầm nén.

Độ lớn của hydrocompression có thể được dự báo bằng quy trình mô tả trong Brandon và cộng sự (1990). Các mẫu vật liệu đắp có thể được đầm nén và gia tải tăng dần trong thí nghiệm cố kết một chiều đến một dải ứng suất thẳng đứng tổng tương ứng với các ứng suất hiện diện trong nền đắp dự kiến hoặc hiện hữu. Sau khi ứng suất thẳng đứng tổng dự kiến được tác dụng, mẫu được cho ngập nước và biến dạng thể tích do thấm ướt được đo. Theo cách này, có thể ước tính quan hệ giữa biến dạng thể tích do thấm ướt và ứng suất khống chế. Hydrocompression dự kiến có thể được xác định bằng cách chia chiều sâu nền đắp thành các lớp mỏng, xem Hình 5-5c, và xác định sự thay đổi chiều dày từ biến dạng tương ứng.

5-10 TÀI LIỆU ĐỌC THÊM

Chủ đề	Tài liệu tham khảo
Tính toán lún	Duncan, J. M. và Buchignani, A. L. (1987). Engineering Manual for Settlement Studies, CGPR #2, Center for Geotechnical Practice and Research, Virginia Tech, 94 trang.
Thoát nước đứng	Federal Highway Administration (FHWA) (2017). Ground Modification Methods Reference Manual – Volume I, FHWA-NHI-16-027, Geotechnical Engineering Circular 13, Washington D.C.
Trương nở thể tích	Vanapalli, S. K. và Lu, L. (2012). “A state-of-the-art review of 1-D heave prediction methods for expansive soils.” International Journal of Geotechnical Engineering, 6, 15-41.

\(\\\)

5-11 DANH MỤC KÝ HIỆU

Ký hiệu	Mô tả
\(B\)	Shortest dimension of foundation or loaded area Kích thước ngắn nhất của móng hoặc vùng chịu tải
\(C_1\)	Schmertmann coefficient to correct for the effects of embedment Hệ số Schmertmann hiệu chỉnh ảnh hưởng của chiều sâu chôn móng
\(C_2\)	Schmertmann coefficient to correct for the effects of time (creep) Hệ số Schmertmann hiệu chỉnh ảnh hưởng của thời gian (creep)
\(C_c\)	Compression index Chỉ số nén lún
\(C_{\varepsilon c}\)	Modified compression index Chỉ số nén lún hiệu chỉnh
\(c_h\)	Coefficient of consolidation in horizontal direction Hệ số cố kết theo phương ngang
\(C_r\)	Recompression index Chỉ số nén lại
\(C_{\varepsilon r}\)	Modified recompression index Chỉ số nén lại hiệu chỉnh
\(C_t\)	Creep factor for coarse-grained settlement methods Hệ số creep cho các phương pháp tính lún đất hạt thô
\(c_v\)	Coefficient of consolidation in vertical direction Hệ số cố kết theo phương đứng
\(C_\alpha\)	Secondary compression index Chỉ số nén lún thứ cấp
\(C_{\varepsilon α}\)	Modified secondary compression index Chỉ số nén lún thứ cấp hiệu chỉnh
\(d_c\)	Effective drainage diameter Đường kính thoát nước hiệu dụng
\(d_w\)	Equivalent diameter of well or PVD Đường kính tương đương của giếng cát hoặc PVD
\(e_o\)	Initial void ratio Hệ số rỗng ban đầu
\(E_m\)	Modulus of elasticity of mat Mô đun đàn hồi của bản móng
\(E_s\)	Modulus of elasticity of soil Mô đun đàn hồi của đất
\(E_u\)	Undrained modulus Mô đun biến dạng không thoát nước
\(E/G\)	Relative stiffness for structures Độ cứng tương đối của kết cấu
\(F_n\)	Radial drainage factor related to drain spacing Hệ số thoát nước hướng tâm liên quan đến khoảng cách bấc thấm
\(F_r\)	Radial drainage factor related to well resistance Hệ số thoát nước hướng tâm liên quan đến sức cản của giếng
\(F_s\)	Radial drainage factor related to soil disturbance (smear) Hệ số thoát nước hướng tâm liên quan đến vùng smear
\(H\)	Initial thickness in settlement calculations Chiều dày ban đầu trong tính toán lún
\(H_{dr}\)	Drainage path length Chiều dài đường thoát nước
\(H_i\)	Thickness of each soil layer (may be listed without subscript) Chiều dày của từng lớp đất (có thể ghi không có chỉ số dưới)
\(H’_t\)	Total thickness of transformed soil system Tổng chiều dày của hệ đất quy đổi
\(I_z\)	Schmertmann strain influence factor Hệ số ảnh hưởng biến dạng của Schmertmann
\(I_{zp}\)	Schmertmann peak influence factor Hệ số ảnh hưởng cực đại của Schmertmann
\(k_h\)	Hydraulic conductivity in horizontal direction Hệ số thấm theo phương ngang
\(K_m\)	Mat stiffness factor Hệ số độ cứng của bản móng
\(k_s\)	Hydraulic conductivity of the disturbed zone Hệ số thấm của vùng đất bị xáo trộn
\(k_v\)	Hydraulic conductivity in vertical direction Hệ số thấm theo phương đứng
\(l\)	Distance between two points along a structure Khoảng cách giữa hai điểm dọc theo kết cấu
\(L\)	Longest dimension of a foundation or loaded area Kích thước dài nhất của móng hoặc vùng chịu tải
\(LL\)	Liquid limit Giới hạn chảy
\(L_m\)	Maximum distance water must flow through a vertical drain Khoảng cách lớn nhất nước phải chảy qua một thoát nước đứng
\(m\)	Empirical exponent used to relate undrained shear strength to OCR Số mũ thực nghiệm dùng để liên hệ sức kháng cắt không thoát nước với OCR
\(N_{60}\)	Standard Penetration Test corrected blow count Số búa SPT đã hiệu chỉnh
\(n\)	Vertical drain spacing ratio Tỷ số khoảng cách bấc thấm đứng
\(N\)	Standard Penetration Test blow count Số búa SPT
\(N′\)	Average Standard Penetration Test value Giá trị SPT trung bình
\(N′_{SM}\)	Standard Penetration Test blow count for saturated silty sands Số búa SPT của cát pha bụi bão hòa
\(OCR\)	Overconsolidation ratio Tỷ số quá cố kết
\(P_a\)	Atmospheric pressure Áp suất khí quyển
\(q_c\)	Cone tip bearing resistance Sức kháng mũi xuyên côn
\(q_0\)	Applied stress at the base of the foundation or structure Ứng suất tác dụng tại đáy móng hoặc kết cấu
\(q_\text{0-net}\)	Net vertical stress applied by the structure Ứng suất thẳng đứng thuần do kết cấu gây ra
\(q_f\)	Applied stress following removal of surcharge Ứng suất tác dụng sau khi dỡ tải gia tải trước
\(q_s\)	Surcharge load Tải trọng gia tải trước
\(q_w\)	Discharge capacity of the drain Khả năng thoát nước của bấc thấm/giếng thoát nước
\(r\)	Ratio of the disturbed zone diameter to the diameter of the drain Tỷ số giữa đường kính vùng smear và đường kính thoát nước
\(s\)	Settlement Độ lún
\(s_c\)	Primary consolidation settlement Độ lún cố kết sơ cấp
\(s_s\)	Secondary compression settlement Độ lún nén lún thứ cấp
\(s_u\)	Undrained shear strength Sức kháng cắt không thoát nước
\(t\)	Time after start of consolidation Thời gian kể từ khi bắt đầu cố kết
\(T\)	Time factor Hệ số thời gian
\(t_m\)	Thickness of mat Chiều dày bản móng
\(t_p\)	Time required to finish primary consolidation Thời gian cần thiết để kết thúc cố kết sơ cấp
\(T_r\)	Time factor for radial consolidation Hệ số thời gian cho cố kết hướng tâm
\(T_v\)	Time factor for vertical drainage Hệ số thời gian cho thoát nước theo phương đứng
\(u_0\)	Initial pore water pressure Áp lực nước lỗ rỗng ban đầu
\(\bar{U}_c\)	Combined degree of consolidation Độ cố kết tổng hợp
\(\bar{U}_{f+s}\)	Degree of consolidation following surcharge application Độ cố kết sau khi gia tải trước
\(\bar{U}_r\)	Degree of radial consolidation Độ cố kết hướng tâm
\(USR_{NC}\)	Undrained strength ratio for normally consolidated conditions Tỷ số sức kháng cắt không thoát nước trong điều kiện cố kết thường
\(u_x\)	Excess pore water pressure Áp lực nước lỗ rỗng dư
\(U_z\)	Degree of compression Mức độ nén ép
\(\bar{U}_z\)	Average degree of consolidation Độ cố kết trung bình
\(w_n\)	Natural water content Độ ẩm tự nhiên
\(z\)	Depth along vertical drain Chiều sâu dọc theo thoát nước đứng
\(z_i\)	Layer thickness for settlement calculations Chiều dày lớp dùng trong tính toán lún
\(\alpha\)	Settlement correction factor Hệ số hiệu chỉnh độ lún
\(\gamma_w\)	Unit weight of water Dung trọng của nước
\(\delta / l\)	Angular distortion Biến dạng góc
\(\delta_{max}\)	Differential settlement Độ lún lệch
\(\Delta H\)	Change in layer thickness Sự thay đổi chiều dày lớp
\(\Delta / L\)	Deflection ratio Tỷ số độ võng
\(\Delta \sigma_z\)	Change in total vertical stress Sự thay đổi ứng suất thẳng đứng tổng
\(\varepsilon_{crit}\)	Critical strain for structural distress Biến dạng tới hạn gây hư hỏng kết cấu
\(\varepsilon_z\)	Vertical strain Biến dạng thẳng đứng
\(\mu_0\)	Influence factor associated with embedment of the load Hệ số ảnh hưởng liên quan đến chiều sâu chôn tải trọng
\(\mu_1\)	Influence factor associated with problem geometry and Poisson’s ratio Hệ số ảnh hưởng liên quan đến hình học bài toán và hệ số Poisson
\(\nu\)	Poisson’s ratio Hệ số Poisson
\(\nu_m\)	Poisson’s ratio of mat Hệ số Poisson của móng bản
\(\nu_s\)	Poisson’s ratio of soil Hệ số Poisson của đất
\(\sigma’_p\)	Preconsolidation stress Ứng suất tiền cố kết
\(\sigma’_z\)	Vertical effective stress Ứng suất hữu hiệu thẳng đứng
\(\sigma’_{z0}\)	Initial or in situ vertical effective stress Ứng suất hữu hiệu thẳng đứng ban đầu hoặc tại hiện trường
\(\sigma’_{zp}\)	Initial vertical effective stress at depth of Schmertmann peak influence factor Ứng suất hữu hiệu thẳng đứng ban đầu tại độ sâu ứng với hệ số ảnh hưởng cực đại của Schmertmann
\(\sigma_{z-red}\)	Vertical stress reduction Giảm ứng suất thẳng đứng
\(\psi\)	Matric suction Lực hút matric
\(\omega\)	Tilt angle due to differential settlement Góc nghiêng do lún lệch

Hỗ trợ duy trì trang:

Tôi xây dựng trang này để chia sẻ các tài liệu kỹ thuật cốt lõi trong thiết kế hạ tầng giao thông.

Nếu bạn thấy nội dung hữu ích và muốn góp phần duy trì trang hoạt động bền vững, tôi rất trân trọng mọi sự ủng hộ.

Qua USD (Buy Me a Coffee)

BIDV • STK: 3101226659 • HOANG HAI HA