Mức độ tiếp cận trạng thái giới hạn của đất nền dưới công trình đắp trongđiều kiện không thoát nước theo kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp 72Hình 3.19.. Mức độ tiếp cận trạng thái giới hạ
TONG QUAN CÁC PHƯƠNG PHAP ĐÁNH GIÁ KHẢ NANG
Ar Ay By Bạ Bạ °
Hình 1.1 Vong bao đường tròn ứng suất theo diéu kiện bên Mohr-Coulomb
Dé mô tả trang thái ứng suất cân băng giới han, cần xét đồng thời phương trình cân băng và điều kiện bền của đất Nếu chọn điều kiện bên theo tiêu chuẩn phá hoại Mohr — Coulomb Đối với bai toán phang, các phương trình cân băng có dang
OZ Ox Ở đây: X, Z là các lực thể tích. Điều kiện cân băng bên tại điểm bất kỳ:
Việc giải hệ phương trình phi tuyến bậc 2 (1.1) và (1.2) gặp nhiều khó khăn.
Về tong thể có thể giải băng phương pháp số với những điều kiện biên nghiêm ngặt như là phân tử hữu hạn. Đối với bài toán không gian đối xứng trục, trạng thái ứng suất ở điểm bat kỳ đặc trưng bởi 4 thành phần ứng suất: o,, Or, Ơo „ Trz VỚI gia thiết tạo = to, = 0 Trong trường hợp này ta có hệ phương trình cân bang sau:
Và điêu kiện cân băng giới hạn
1.1.2 Tai trong téi han ban dau p*
Tải trọng tới han ban dau p* tương ứng với trường hop khi một điểm duy nhất trong nên đưới mép móng băng xuất hiện trạng thái giới hạn Để xác định p* xét bài toán đơn giản nhất trong nền không bão hòa, biến dạng tuyến tính, đồng nhất và đăng hướng, còn ứng suất do trọng lượng bản thân phân bồ theo định luật thủy tinh, tức là: o, =ơ, =7(z+đ)
“TT” „q- pb | | | _ pL de Lá | Fb
Hình 1.2 Sơ đồ tính toán xác định tải trọng giới hạn ban đầu (bài toán phẳng)
Trong đó: d— độ sâu cách mặt đất tự nhiên (độ sâu chôn móng); y - trọng lượng ban thân của dat. Ứng suất chính lớn nhất và nhỏ nhất từ tác dụng của tải trọng hình băng phân bó đều p-q trên bé rộng b có thé xác định theo biểu thức:
O13 =2 (œ#+sina) (1.7) Ở đây: œ - góc nhìn từ một điểm đang xét trong đất nền đến hai mép móng Tổng giá trị ứng suất chính tại điểm bất kỳ sẽ trở thành: ỉs =——(atsina)+7(d _P— +z) (1.8)
A Điều kiện cân băng giới han theo các thành phan ứng suất chính:
Thế cỏc giỏ trị ứĂ, 03 từ biểu thức (1.8) vào biộu thức (1.9) thu được:
P 4 eing-sing ef? tat+ydt+yz)=c.cosp (1.10)
Biéu thức (1.8) thé hiện vi trí các điểm thỏa điều kiện cân bang giới han (1.9) Tọa độ các điểm theo z và œ có thể nhận được từ việc giải phương trình
Phuong trình (1.11) biểu diễn vùng trang thái cân bằng giới hạn và có toa độ lớn nhất Zmax Phu thuộc vào p Có thé tìm được tọa độ này bằng cách lây đạo hàm dz/dœ và xem băng 0, tức là:
Từ đó ta có thé thấy rằng z = Zmax khi cosa = sing, tức là a = ze hay
Thay các giá tri này vào biéu thức (1.11), giá trị lớn nhất của z có dạng:
Tải trọng lớn nhất theo độ sâu vùng phát triển vùng biến dạng dẻo có dạng:
Xem Zmax = 0 ta nhận được giá tri tai trọng gidi han ban dau:
Biểu thức (1.15) không kể đến lực dính của đất dau tiên được dé nghị bởi N.P.Puzurevski Trong trường hợp không xét ma sát (đối với loại đất sét bão hòa nước với điều kiện ứng xử không thoát nước: @ 0, c # 0) [1], ta có
Dé ước lượng sức chịu tải của dat nên, các nhà khoa hoc đã có những quan điểm tính toán khác nhau:
- Theo N.P Puzurevski: tải trong p,,,,, được tính tương ứng với vùng biên dạng đẻo z„„ =0, tức là khi vùng biến dang dẻo chỉ mới bắt đầu xuất hiện ở hai mép đáy móng (trường hợp # 0, c # 0) theo hình 1.3: c†an ỉ +@+— Z
Hình 1.3 Chiều sâu phát triển vùng biến dạng dẻo theo N.P Puzurevxki
- Theo N.N Maslov: Với tai trong p,,, tinh theo N.P Puzurevski la qua thiờn về an toàn, N.N Maslov đó dộ nghị lay z„„ =ứ.tanứ (hỡnh 1.4) Theo quan điểm của N.N Maslov: không cho vùng biến dạng dẻo lan vào phạm vi giữa hai đường thăng đứng di qua mộp múng Tải trọng ứng với z„„ = ử.tanứ cú dang:
7 Att — FE a irs " t tứ —= £ —_ i 2 it “= — iF —Ss = ttc
‹ 3 = _ = * = oT _—= 8 —_- rs = EE —= H —SB i= 2 = < Si —= H a t= =-
Hình 1.4 Chiêu sâu phát triển vùng biến dạng dẻo theo N.N Maslov
- Theo I.V Yaropolski: vùng biến dạng dẻo phát triển đến độ sâu lớn nhất
ctan(T—3+p+ —°
2 4 2 z.tan ứ + Permax = yh (1.20) ctang+Qo- a
Theo I.V Yaropolski: các vùng biến dạng dẻo đã nối liền với nhau, vì vậy tải trọng xác định theo biểu thức I.V Yaropolski tương ứng với trạng thái của nên lúc bắt đầu mất ồn định. oO
Hình 1.5 Mức độ phát triển vùng biến dang dẻo theo I.V Yaropolski đất phải còn hoạt động như vật liệu biến dạng đàn hồi, vì cách xác định các ứng suất trong tính lún đều dựa vào lý thuyết Boussinesq Sức chịu tai của nên được chọn tương ứng với vùng biến dạng dẻo phát triển từ đáy móng đến độ sâu z„„„ = b/4.
Với vùng biến dạng dẻo nhỏ này thì nền vẫn còn được xem như là bán không gian đàn hồi tuyến tính Khi đó, sức chịu tải được tính toán theo công thức sau:
Trong đó: y¡ — dung trọng của dat từ đáy móng trở lên mặt đất;
2 - dung trọng cua đất từ đáy móng trở xuống:
D; - chiều sâu chôn móng: e — lực đính đơn vi của đất từ đáy móng trở xuống:
A,B,D- các hệ số sức chịu tai phụ thuộc vào góc ma sát trong ọ, có công thức như sau:
Az 0,25 z Balt Z a a cot gg+Qo-— CO{ gỉ + ——
Trong quy phạm xây dựng 45 — 70, công thức này được giới thiệu dưới dạng sức chịu tải tiêu chuẩn của đất nền có dạng:
R“ =m(A.b.+› + B.D¿+y¡ + D.c) (1.24) Các đặc trưng đất nên trong R“ là các đặc trưng tiêu chuẩn gồm y°, c° và ọ° Trong quy phạm xây dựng 45 — 78, sức chịu tải tiêu chuẩn được xét thêm điều kiện làm việc đồng thời giữa nền và công trình và được gọi là sức chịu tải tính toán theo trạng thái giới hạn thứ hai Ry của đất nên.
Trong đó: m — hệ số điều kiện làm việc, được chọn như sau: m = 0,6 khi nền là cát bột đưới mực nước ngầm m = 0,8 khi nền là cát mịn đưới mực nước ngầm m= | với các trường hợp khác mị, mạ- các hệ số điều kiện làm việc của nền đất và của công trình tác động qua lại với nền đất theo bảng 1.1
Bang 1.1 Gia trị các hệ sô mì, mạ m, | Tỉ lệ kích thước công trình L/H
Loại đất mị >4 < 1,5 Dat hòn lớn lắp day cat L4 1,2 1,4
Cac loại cat (trừ cat min va cat bụi)
Dat hòn lớn lap đây sét
= Các loại đất có độ sệt B < 0,5 L2 L0 1,1
"= Các loại dat có độ sệt B > 0,5 1,1 1,0 1,0 k¿ —hé số độ tin cậy, được chọn như sau: k„ = 1 khi các đặc trưng tính toán lấy trực tiếp từ các thí nghiệm k„ = 1,1 khi các đặc trưng tính toán lây trực tiếp từ các bảng thống kê 1.2 Phương pháp tính dựa vào lý thuyết cân bằng giới hạn
Trong bài toán phẳng, xét một phân tố đất (dx, dz) chịu tac dụng của các ứng xuat ỉ;, Ox, Tx, điờu kiện dộ phan tụ dat ở trạng thỏi cõn băng tinh hoc:
Theo điều kiện cân băng giới han của Mohr — Rankine
Với các điều kiện biên cụ thể giải ba phương trình với ba ấn số trên xác định được trạng thái ứng suất và dạng đường trượt.
Prandtl là người đầu tiên quan sát trực tiếp hình dạng các mặt trượt dat nên bên dưới mô hình móng và đã đưa ra hình dạng phương trình giải tích của các mặt trượt đáy móng gồm các đoạn thang nối với nhau bởi đoạn cong xoắn ốc (spirale) (hình 1.6) Với một số giả thuyết đơn giản bài toán, áp lực cực hạn đáy móng q, được Prandtl giới thiệu gồm hai thành phan: do lực dính c.N, và do phụ tai hông qo.Na du = qo.Ng + e.ẹc (1.28)
Với: N,= tg*[Z +S Jere N= (v, —I)cot gp
Một trong những gia thuyết của Prandtl là xem như dat nền không có trong lượng nên không có ma sát trong khu vực trượt Do đó, công thức sức chịu tải đất nên của Prandtl chỉ có hai thành phan.
Hình 1.6 Sơ đồ hệ đường trượt theo L.Prandtl
Sau đó, Terzaghi, Buisman, Caquot, Sokolovski, Meyerhof, Hansen va nhiéu tác giả khác bổ sung thành phần ma sát vào công thức sức chịu tải của đất nên.
Công thức tổng quát có dang: q, =S N,+eN, +4.N, (1.29) b
Trong đó: Ng Nc, Ny - các hệ số sức chịu tải của nền được tính theo công thức sau:
Trong do: K, — hé số áp lực bị động của đất lên mặt nghiêng của nêm trượt
1.2.2 Lời giải của V.V.Sokolovski Năm 1942, V.V.Sokolovski lag ngườI đầu tiên ứng dung phương pháp soa fiea giati phương trình vi phân cuda F.Kotter cho bagi toán phẳng cou xeut đến trọng lượng batin thadn đất (y 4 0) Đây là sự dong gop to lớn trong việc phát triển và vận dụng lý thuyết cân băng giới hạn, dé nghiên cứu, dé đánh giá 6n định của nên đất, của các mái dốc và tính toán áp lực đất lên tường chắn Công thức thức tính toán sức chịu tải của V.V.Sokolovski chỉ dùng được cho các móng đặt nông (7 < 0,5) vi lúc đó có thé thay lớp đất trong phạm vi độ sâu đặt móng h băng tải trọng bên q=y.h Sau đây là một số trường hợp thường gặp:
Nén đất chịu tải trong thăng đứng, lệch tâm
Sơ đồ tính toán như hình 1.7, tải trọng giới hạn được tính theo công thức:
Peh = Dr(c†q.fg@) + q (1.30) Trong đó: pr- hệ số không thứ nguyên, tra ở bảng 1.2 phụ thuộc vào Y+
Bảng 1.2 Trị số của pr
Hinh 1.7 Truong hop tai trong thang ditng, léch tam Nên dat chịu tải trọng nghiêng, lệch tâm
Sơ đồ tính toán như hình 1.2.3, tải trọng giới hạn được tính theo hai thành phân:
- Thành phân thắng đứng của tải trọng giới hạn:
NạNoN,- Các hệ số sức chịu tải của nên, tra ở bang 1.3 phụ thuộc vào 0 và 0; Ò - Góc nghiêng tải trọng.
Bảng 1.3 Trị số của Ng, Ne, Ny
- Thanh phan nam của tải trong giới hạn: yz
Hình 1.8 Trường hợp tai trọng nghiêng, lệch tam
Biểu đồ tải trọng tính theo công thức (1.30) có dạng hình thang, các trị số Của Pon tại điểm y = 0 và y = b được tính như sau:
P gh(y=b) = P gh(y=0) T N,v Hai thành phan thang đứng va năm ngang của tong hop lực tai trọng giới han xác định theo công thức sau:
P on = 5 (Paniven + a (1.35) 1 Ton = Pen gõ
V.G.Berezantsev áp dụng phương pháp của V.V.Sokolovski để xác định tải trọng giới hạn phân bố đều khi lực tác dụng đúng tâm Điểm tiến bộ trong phương pháp nay là việc xét đến sự hình thành “nêm đất” dưới đáy móng Nhiều công trình nghiên cứu cho thay răng nêm dat có tac dụng làm tang sức chịu tải của nên dat.
Ong đã dựa trên nhiều nghiên cứu thực nghiệm kết hop phương pháp của V.V.Sokolovski để tính toán và đã đưa ra được những đường trượt xác định băng tính toán đồng thời đưa ra lời giải thực dụng để xác định được tải trọng giới hạn của nên dat cho cả bài toán phăng và bài toán không gian.
Kết quả thí nghiệm cho thấy răng đối với móng nông, đất nên bị phá hoại theo kiểu đất bị trượt và trôi lên mặt.
+ Bài toán phang: các dạng đường trượt có dạng như hình 1.9 Ném đất có dạng hình tam giác cân, hai góc ở đáy bang 7⁄4 trong khu vực abc và a’b’c’ , họ đường trượt thứ nhất bao gồm các đường thăng xuất phát từ a và a’, họ đường thang thứ hai là những cung của đường xoắn lôgarit có phương trình:
Trong đó: v- góc quét của r, so với ad
Doan db va d’b’ hợp với đường năm ngang một góc băng (45° - 0/2) Sau khi giải hệ phương trình vi phân cân băng giới hạn đối với từng đoạn, sẽ xác định được trạng thái ứng suất lần lượt tại d, b, a và c ( cũng tương tư đối với d’, b’ và a’) do đó tinh được trị ứng suất pháp và ứng suất tiếp tai a, c va a’ Giả thiết rang ứng suất giữa các điểm a, c va a’, c phân bố theo đường thắng và xem nêm dat như một vật rắn ở trạng thái cân bằng tinh học dưới tác dung của tải trọng giới han D;n.b, trọng lượng nêm dat và các ứng xuất trên hai cạnh ac và a’c, V.G.Berezantsev đã tìm được công thức xác định tải trọng giới hạn trung bình p,, theo công thức:
Trong đó: q = y.h — tai trọng hông:
Ao, Bạ,Cạ- các hệ số sức chịu tải, tra ở bảng 1.4, phụ thuộc vào góc 0.
Bang 1.4 Trị số của Ao, Bạ,Cọ
| q=rh q=y.h | Peh d Nwv/4-9/2 n4 nid Xà 14-02 d
12 Hình 1.9 Sơ dé tinh toán đối với trường hop bài todn phẳng móng nông
+ Bài toán không gian: Đối với móng tròn đặt nông, sơ đồ tính toán có dạng như hình 1.10
Nếu cắt móng bằng một mặt phang thang đứng đi qua tâm đáy móng thi thấy nêm dat có hình tam giác cân với góc đáy bang 45° Đường trượt cũng chia làm hai đoạn khác nhau Doan db và d’b’ là các đoạn thăng nghiêng một góc băng [4 — 4 so với đường năm ngang Các góc bac và b°dc đều là góc vuông Doan be va b’c là những đường xoắn logarit có phương trình:
Trong đó: v- góc quét của r; so với ab a- ban kính mat day mong
NỈ À
CƠ SỞ TÍNH TOÁN ON ĐỊNH NEN ĐẤT YEU DƯỚI CONG
2.1 Phương pháp mặt trượt lang trụ tròn Đối với công trình đắp (đường, đê và đập) ngoài việc xác định tải trọng giới hạn lên đất nền, cần thiết phải đánh giá khả năng trượt và phá hoại qua ban thân công trình (bang vật liệu dap) Theo nhiều kết qua do đạt và quan sát các mặt trượt trong thực tế nhiều mặt trượt thường có dạng mặt trượt trụ tròn hoặc gân với dạng này Phương pháp này được trình bày tóm tắt như sau:
Chọn trước hình dạng và độ dốc taluy nền công trình đắp Sau đó giả định các mặt trượt có thể xảy ra trong nên là mặt trượt trụ tròn quay quanh một tâm O với bán kính R nào đó Tương quan giữa moment chống trượt và moment gây trượt của tất cả các lực tác dụng lên mặt trượt trụ tròn đối với tâm quay O Đánh giá mức độ ôn định của nên đường được xác định theo biểu thức 2.1:
Trong đó: Mạ; - moment cua các luc chong trượt;
M, - moment của các lực gây trượt.
Hình 2.1 Sơ đồ tinh toán theo phương pháp mặt trượt trụ tròn
Các lực chống trượt và gây trượt tác dụng lên mặt trượt trụ tròn thường được tìm theo cách phân mảnh lăng trụ trượt (hình 2.1) Mỗi mảnh có trọng lượng W/¡ Khi bỏ qua ảnh hưởng của các lực tác dụng lên mặt hông của mỗi mảnh, các lực tác dụng lên phân tô mặt trượt của mỗi mảnh có chiều rộng b và bề day là 1 don vị gôm có:
- Lực chống trượt: W;.cosa;.tg@; + œ¡.l;
- Lực gây trượt: W¡.sinơ¡.ftg0;
Trong đó: œ¡ — góc nghiên của mặt trượt phân tố với mặt nam ngang: c;— lực đính của đất trong phạm vi chiều dai l¡ của phân tô mặt trượt.
Với các lực trên và theo biểu thức (2.1), hệ số 6n định K được xác định theo biểu thức (K.Terzaghi đề nghị đầu tiên) như sau:
Với nhiều mặt trượt trụ tròn giả định khác nhau theo các tâm quay khác nhau có thé tìm được các hệ số ôn định K tương ứng Từ các trị K vừa tính được sẽ có một trị tối thiểu Kinin tương ứng với mặt trượt nguy hiểm nhất Đó chính là hệ số 6n định của nền đường cần tìm theo phương pháp mặt trượt trụ tròn.
Với giá trị Kin vừa tìm được, có thé xảy ra một trong ba trường hợp sau:
Kinin < 1 nền duong bi pha hoai theo mat truot tru tron;
Kinin= 1 nền đường ở trong trạng thai cân bang giới hạn;
Theo nhiều kết qua nghiên cứu thi Kinin thường được chon trong khoảng Kinin = 1,1 — 1,5 tùy vào cấp công trình, tính chất tổ hợp tải trọng va chất lượng thi công công trình.
Cần phải xác định ving chứa tâm quay O của các mặt trượt có khả năng xảy ra Từ trong vùng này sẽ tìm được một tâm quay nguy hiểm nhất ứng với mặt trượt nguy hiểm nhất và ứng với Kmim.
Có nhiều phương pháp kinh nghiệm và gần đúng để xác định vùng chứa các tâm quay nói trên, sau đây sẽ trình bày hai phương pháp phô biến nhất là phương pháp của W.Fellenius và phương pháp của V.V.Fandev.
+ Để giảm nhẹ khối lượng tính toán, năm 1927 W.Fellenius đã đưa ra phương pháp xác định mặt trượt nguy hiểm như sau:
- Trước hết tác giả tìm tâm của mặt trượt nguy hiểm nhất với giả thuyết đất chỉ có lực dính kết (ọ = 0, e # 0), bằng cách xây dựng giao điểm giữa hai đường thăng kẻ từ mép dưới và mép trên (A và B) của mái dốc hợp với mặt mái dốc và mặt phăng nam ngang đỉnh dốc với gốc j¡ va và cung trượt nguy hiểm nhất đi qua chân mái dốc (hình 2.2a). Đường cong ©
Hình 2.2 Pham vi xác định tam cung trượt theo W.Fellenius
- Khi đất có cả lực dính và lực ma sát thì tâm cung trượt nguy hiểm sẽ dịch chuyền lên phía trên hay xuống phía dưới đường OM theo đường cong rất thoải,có thể xem như một đường thăng Vị trí điểm M được xác định là từ chân mái dốc lay một đoạn bang chiều cao H vào kéo dai theo phương nam ngang về phía mái dốc một đoạn 4,5H được điểm M (hình 2.2b).
- Trên đường OM định một số tâm quay Oj, O;„ O3, O¿ (với khoảng cách từ 0,25H — 0,3H) dé vẽ các mặt trượt và tính các trị hệ số 6n định K tương ứng Từ đó tìm ra một tâm O có giá trị K bé nhất Sau đó qua tâm O nay vẽ đường PQ thăng góc với OM Trên đường PQ này định một số tâm quay Os, Og, O7, Og dé vẽ các mặt trượt và tính các trị hệ số 6n định K tương ứng Tri số nhỏ nhất trong tất cả các giá tri tim được sẽ là tri Kz„¡a ứng với tâm trượt và mặt trượt nguy hiểm nhât can tim.
+ Theo nghiên cứu của V.V.Fandev, tâm trượt nguy hiểm nhất của mái dốc thường nằm trong một giới hạn của một cung hình quạt được tạo bởi hai đường thăng đi qua trung điểm của mái dốc: một đường thăng đứng và một đường hợp với đoạn dưới của mái dốc một gốc 85° (Hình 2.3) Cung hình quạt có bán kính trong Rị va bán kính ngoài Ra.
Hình 2.3 Phạm vi xác định tam cung trượt theo V.V.Fandev
Sau khi xác định được vùng tâm nguy hiểm nhất abcd, định ra nhiều tâm trượt năm trong đó để vẽ các mặt trượt và tính các trị hệ số 6n định K tương ứng, cuối cùng vẽ được các đường đồng mức của K sau đó chọn một tâm trượt trong phạm vi đường đồng mức K có trị số nhỏ nhất dé xác định K„„ roi xét sự 6n định của mai doc.
Ngoài ra, còn có một số phương pháp khác xét đến tương tác của các khối đất lân cận như phương pháp Fellenius, Bishop
Phương phap chia lát Fellenius
Xét một mái dốc cắt qua một số lớp đất với đặc trưng cơ lý: c¡, @¡, yi GỌI một cung tròn nào đó, có tâm O và bán kính R, mà qua đó ta cần xây dựng một hệ số an toàn chống trượt Phương pháp tiến hành là chia khối đất mái dốc (AMB) thành một số lượng nhất định các lát chia với các mặt đứng sao cho mặt đứng cắt cung trượt ở ranh giới các lớp (điểm c, d trên hình) và số lớp chia về nguyên tắc càng nhiều càng thể hiện sự chính xác càng cao Trạng thái cân bằng được nghiên cứu bằng cách xét một trong các lát chia, chăng hạn lát abcd có số hiệu n (hình 2.4, với cung tròn được chia thành 12 lát và n là số lát chia, n bién đổi từ 1 đến
Khi đó, lực tác dụng lên các lát chia bao gồm trọng lượng W và phản lực R, từ dưới lên cung ab Phản lực của hai mặt đứng bd và ac, mà nó có thé phân chia thành phản lực ngang H,, H,+; va phan lực thang đứng V,, Vivi Day là các nội lực của khối đất của mái dốc đang xét Bên cạnh đó, các thành phần được xác định so với tâm cung trượt O gồm có thành phan moment, trọng lượng đất W (kế cả gia tải néu có) có xu hướng gây trượt và moment kháng trượt là các phản lực có xu hướng chống lại quá trình trượt tổng quát của các lát cat, đó là moment của R,,
Hn, An+1, Vn và Vie.
Hệ số an toàn chống trượt F, được định nghĩa như là ty số giữa tổng các moment kháng trượt cực đại và tổng các moment gây trượt theo cung AB.
Hình 2.4: Chia lát cho một mái dốc
Hình 2.5 Các lực tac động lên các lát chia a) Các lực chong trượt của lát chia b) Giả thiết Fellenius
PHAN TÍCH KHẢ NANG ÔN ĐỊNH CUA NEN DAT YEU DUOI CONG TRINH DAP THEO CAC DAI LUONG DO BEN KHAC
NHAU Đề áp dụng phân tích tính toán cho luận văn, chúng tôi chọn lựa các dữ liệu điều kiện địa chất công trình ở khu vực huyện Nhà Bè thành phố Hỗ Chí Minh.
Dữ liệu này được thu thập chủ yếu từ kết quả khảo sát ở xã Phước Kiéng và Nhơn Đức (Nhà Bè), bao gồm:
63 lỗ khoan với độ sâu 40m—50m cho việc thu thập dữ liệu lớp đất yếu và 25 lễ khoan với độ sâu 80m-90m cho 6 vị trí cầu.
30 vị trí thí nghiệm cắt cánh bằng thiết bị EVT2000 của hãng Geotech.
30 vị trí thí nghiệm xuyên tĩnh điện có đo áp lực nước lỗ rỗng CPTu băng thiết bị Geotech (Thụy Điền).
Thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ UU: 42 mẫu.
Thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ CU: 4 mẫu.
Thí nghiệm nén nở hông dé xác định qy: 25 mẫu.
Thí nghiệm cắt trực tiếp: 20 mẫu.
Thí nghiệm nén có kết: 112 mẫu.
Thí nghiệm xác định các chỉ tiêu vật lý: 157 mẫu.
Kết quả thu thập được có hầu hết các dữ liệu sức chồng cắt theo các phương pháp thí nghiệm khác nhau.
3.1 Sức chống cắt theo các phương pháp thí nghiệm khác nhau
Theo hồ sơ khảo sát ở khu vực Nhà Bè, giá tri độ bền của sét mềm bão hòa nước từ kết quả thí nghiệm trong phòng và hiện trường tóm tắt như bảng 3.1:
Bang 3.1 Chỉ tiêu co lý của lớp 1 — Bun sét
Chỉ tiêu Đơn vị Giá trị Hàm lượng % hạt cát % 2.5 Hàm lượng % bột và sét % 97.5 Độ âm W % 75.7
Khối lượng thể tích tự nhiên p (g/cm) 1.52 Khối lượng riêng hạt p, 2.69 Hệ số rỗng e, 2.104
Gidi hạn chảy LL % 83.0 Giới hạn dẻo PL % 30.0
Chi số dẻo PI % 53.0 Độ sét LI 0.86
Góc ma sat trong @ (cat phang) độ 5°15’
Lực dính c (cắt phang) kG/em” 0.104
U0) dính không thoát nước Cy, (Nén 3 truc kG/cmÊ 0.190
Cường độ kháng nén nở hông qụ (Nén nở kG/cmÊ 0.330 hông) cung “ kháng cat S, cua thi nghiệm cat kG/em2 | 0.100 — 0.405
Hệ số cô kết theo phương đứng C, x10” 0.276 (cấp áp lực P: 1-2 kG/cm’) cm /s ộ Hệ số cô kết nén thứ cấp Cụ (cấp P: 0,5-1,0
L a °) êt nén thứ cap C, (cap 0.0034
Hệ số nén thé tích my :
(cap áp lực P: 1-2 kG/cm’) cm /kG 0.10
Chỉ số nén C, 1.020 Chỉ số nở C; 0.167 Hệ số thấm K (từ thí nghiệm thấm hiện x 10° 38] truong) cm/s nga ơ nộn ngang Ep (từ thớ nghiệm nộn kG/cm2 | 3.83- 19.36 ơ , bua Gia tri N cua SPT (bua /30cm) 0—4
1 | BH57 | 20-26 | 4°19 | 0.076 | 7.46 2 | BHI | 40-46 | 5°43 | 0086 | 8.4 3 | BH47 | 40 - 46 | 4°53 | 0.080 | 7.85 4 | BH38 | 60 - 66 | 5°08# | 0.081 7.95 5 | BH55 | 60-66 | 4°18 | 0094 | 9.22 6 |BH20 | 80-86 | 4°38 | 0095 | 9.32 7 | BH32 | 80-86 | 6°16 | 0.133 | 13.05 8 | BH25 | 90-96 | 4°32 | 0093 | 9.12 9 | BH11 | 10.0 - 106 | 6°22 | 0.136 | 13.34 10 | BH45 | 10.0 - 106 | 5°28# | 0.106 | 10.40 11| BH17 | 120 - 126] 4°32 | 0.093 | 9412 12 | BH54 | 120 - 126| 5°26 | 0.122 | 1197 13 | BH18 | 140 - 146 | 6°50 | 0.129 | 12.65 14 | BH30 | 160 - 166 | 5°42 | 0.123 | 12.07
Hình 3.1 Luc dính không thoát nước từ kết quả thi nghiệm cắt trực tiếp
Kết quả thí nghiệm trong phòng và hiện trường cho thấy sức chống cắt theo kết quả thí nghiệm theo các phương pháp khác nhau thì khác nhau Sự khác biệt sức chong cắt không những thé hiện thông qua giá trị ma còn phân bố theo độ sâu.
Trong phạm vi dé tài, việc phân tích chủ yếu tập trung về khả năng 6n định theo các giá trị độ bền chọn lựa theo các phương pháp thí nghiệm khác nhau Do đó,việc phân tích nguyên nhân va đặc điểm vẻ độ bền không được dé cập phân tích chỉ tiết.
1| BH57 | 20- 26 | 018 | 1200 | 8.83 2 | BHI 40- 46 | 0.36 | 175 | 17.66 3 | BH21 | 60- 66 | 019 | 8.00 9.32 4 | BH20 | 80- 86 | 048 | 200 | 23.54 5 | BH37 | 80- 86 | 0.22 | 125 | 10.79 6 | BH33 | 100 - 106| 0.29 | 200 | 14.22 7 | BH41 | 100 - 106| 043 | 225 | 210 8 | BH3 | 120- 126| 0.55 | 275 | 26.98 9 | BH36 | 120 - 126| 0.36 | 200 | 17.66 10| BH44 | 120 - 126| 0.32 | 1.25 | 15.70 11] BH53 | 140- 146| 045 | 150 | 2207 12| B64 | 140 - 146] 027 | 225 | 13.24 12| B1-3 | 150- 156| 029 | 225 | 1422 14| BH30 | 160 - 166] 0.52 | 450 | 25.51 15| B21 | 160- 166] 035 | 200 | 17.17 16| B33 | 180 - 186| 0.33 | 350 | 16.19 17| B44 | 180 - 186| 0.19 | 5.00 9.32 18] BH4 | 200- 206] 0.36 | 200 | 17.66 19] BH51 | 200- 206] 043 | 225 | 21.09 20} BH28 | 220- 226] 0.59 | 200 | 28.94 21| BH58 | 260 - 266] 0.48 | 225 | 23.54
Hình 3.2 Quan hệ c, theo độ sáu (từ thi nghiệm nén nở hông)
24| Boi | 160-166 | or20 | 022 21.58 Hình 3.3 Quan hệ S„ theo độ 26 | BH52 | 170-176 | 0% | 027 26.49 sâu (từ thi nghiệm nén ba 26| B54 | 170-176 | 0°23' | 046 15.70 truc UU)
27| BHe | 180-186 | 02” | 048 17.6628 | BH43 | 180-186 | o°29' | 049 18.6429 | BH50 | 180-186 | 03 | 021 20.6030 | BH59 | 200-206 | o37 | 021 20.6031| BH22 | 220-226 | 0⁄29 | 020 19.6232| BH40 | 220-226 | 026 | 021 20.6033 | BH42 | 220-226 | 026 | 049 18.6434| BH46 | 240-246 | 0932 | 023 22.5635| BH52 | 270-276 | 032 | 024 23.5436| BH59 | 320-326 | 0°1# | 024 23.54
Bảng 3.2 Kết quả nén ba trục theo sơ đồ CU
Sé hiệu | Đô | Hệ số | sau khi cố kết đẳng hướng Su (CU) mẫu sâu | rỗng
(m) | eo ve | P0kPa | P 0kPa | "= | P= 100kPa | P 0kPa a kPa
Kết quả tong hop 30 vi trí cat cánh ở khu vực thé hiện ở hình 3.4.
Hình 3.4 Quan hệ cua Suavagse) theo độ sâu (tu thí nghiệm cốt cánh VST)
3.2 Đánh giá khả năng ấn định của nền đất yếu dưới công trình đường đắp thông qua hệ sô ôn định và hệ sô an toàn Đề đánh giá ảnh hưởng của việc chọn lựa thông số sức chống cắt trong tính toán 6n định nên đất loại sét bão hòa nước, chúng tôi chọn lựa tính toán cho loại công trình đắp Sơ đồ bài toán đặc trưng chọn lựa là công trình đường đắp trên đất yếu với chiều cao đắp là 1,5m, với bề rộng mặt đường là 20m (2a = 20m), độ dốc mái taluy 1: 1,5 Do đó, bề rộng khối đắp 2b = 24,5m Trọng lượng riêng của vật liệu đắp trung bình y = 19,0 KN/m” Cấp đường là cấp 60 Do việc tính toán kha năng chịu tải cần thiết xét đến hoạt tải, nên theo tiêu chuẩn xem khối dap chiu tai trong phân bố đều p = 25,3 KN/m2.
Bé day lớp dat yéu của khu vực có gia tri trung bình 20m, với các đặc trưng cơ lý được trình bày như ở mục 3.].
Việc đánh giá khả năng ồn định công trình đắp trên nên đất yếu thường thé hiện thông qua giá trị hệ số ôn định K hay hệ số an toàn FạS Trong trường hợp này, phần mềm Geoslope và Plaxis được sử dụng để phân tích Trong đó, hệ số Ổn định được xác định theo phương pháp Bishop và phương pháp phân mảnh cô điển.
Kết quả tính toán hệ số 6n định theo phương pháp cung trượt lăng trụ tròn thể hiện ở các hình 3.5 đến 3 14.
ON ĐỊNH CHO TRUONG HỢP THÍ NGHIEM CAT TRUC TIẾP
WR $$‡21.619 — Unit Weight: 19 kN/m? | lệ: : Ke Cohesion: 31 kPa
Hình 3.5 Kết quả tinh toán ổn định theo phương pháp Bishop sử dung sức chống cat không thoát nước từ thi nghiệm cắt
ON ĐỊNH CHO TRƯỜNG HỢP THI NGHIEM CAT TRỰC TIẾP
Hình 3.6 Kết quả tính toán ổn định theo phương pháp phân mảnh cô điển sử dung sức chong cắt không thoát nước từ thi nghiệm cắt trực tiếp
ON DINH CHO TRUONG HOP THI NGHIEM NEN NO HONG
Hình 3.7 Kết quả tính toán ổn định theo phương pháp Bishop sử dụng kết quả từ thí nghiệm nén đơn
ON DINH CHO TRUONG HOP THI NGHIEM NEN NO HONG
Hình 3.8 Kết quả tính toán 6n định theo phương pháp phân manh cô điển sử dụng kết quả từ thi nghiệm nén don
ON ĐỊNH CHO TRUONG HỢP THI NGHIEM UU
Hình 3.9 Kết quả tính toán ổn định theo phương pháp Bishop sử dung kết quả từ thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ UU
ÔN ĐỊNH CHO TRƯỜNG HỢP THÍ NGHIỆM UU
Hình 3.10 Kết quả tinh toán 6n định theo phương pháp phân mảnh cô điển sử dụng kết quả từ thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ UU
ON DINH CHO TRUONG HOP THI NGHIEM VST
Hình 3.11 Kết quả tính toán 6n định theo phương pháp Bishop sử dụng sức chống cat không thoát nước hiệu chỉnh từ thí nghiệm cat cảnh có xét sự thay đổi S„ theo độ sâu
ON ĐỊNH CHO TRƯỜNG HỢP THÍ NGHIỆM VST
Hình 3.12 Kết qua tinh toán 6n định theo phương pháp phân mảnh cổ điền sử dụng sức chống cat không thoát nước hiệu chỉnh từ thí nghiệm cắt cánh có xét sự thay đổi S„ theo độ sâu
ON ĐỊNH CHO TRUONG HỢP THÍ NGHIEM CU
Hình 3.13 Kết quả tinh toán 6n định theo phương pháp Bishop sử dung sức chong cat hữu hiệu từ thí nghiệm CU có xét đến muc nudc ngắm
ÔN ĐỊNH CHO TRƯỜNG HỢP THÍ NGHIỆM CU
Name: Dat Dap a Unit Weight: 19 kN/m?
Name: Dat Nên 8 [— Unit Weight: 15.2 kN/m?
Hình 3.14 Kết quả tinh toán 6n định theo phương pháp phân mảnh cô điển sử dung sức chống cat hữu hiệu từ thi nghiệm
CU có xét dén mực nước ngám
Từ kết qua tinh toán có thé thấy rang hệ số 6n định theo phương pháp Bishop đều lớn hơn so với kết quả tính toán theo phương pháp phân mảnh cổ điển trừ trường hợp sử dụng kết qua thí nghiệm cắt cánh hiện trường thi giá trị hệ số 6n định của hai phương pháp là xấp xỉ như nhau O đây cũng nói thêm rang khi sử dụng giá trị sức chống cắt không thoát nước thì ứng suất do trọng lượng bản thân là giá trị tong ứng suất phụ thuộc dung trọng tự nhiên hay dung trọng bão hòa.
Trong trường hợp sử dụng sức chống cắt hiện hữu, ứng suất do trọng lượng bản thân có xét vai trò của áp lực do cột nước nên có giá tri là ứng suât hữu hiệu.
Trong các trường hợp tính toán, giá trị hệ số ôn định theo sức chống cắt hữu hiệu là lớn nhất Thực vậy, trong thí nghiệm theo sơ đồ CU, mẫu đất được cô kết trước khi nén lệch trục Trong thí nghiệm, các giá tri áp lực buồng chọn lựa khá lớn, đồng thời so với thực tế thì áp lực theo phương ngang nhỏ hơn đáng kế nên đất bị nén chặt nhiều hơn so với thực tế trong nên Sức chồng cắt của đất từ kết quả thí nghiệm theo sơ đồ CU cho thấy lực dính có trị khá lớn.
Kết quả tính toán sử dụng sức chống cắt không thoát nước từ thí nghiệm nén ba trục UU và nén đơn cho thay hệ số ôn định kha lớn va tương tự nhau Ở đây, kết quả gần giống không những thể hiện thông qua giá trị hệ số 6n định ma còn ở phạm vi cung trượt Các cung trượt dat đến độ sau khá lớn (xấp xi 6-7m).
Két quả tinh toán theo thí nghiệm cắt trực tiếp và cắt cánh có sự tương tự về giá trị cũng như phạm vi cung trượt Ở đây, có thé thay rằng thí nghiệm cắt cánh hiện trường có hiệu chỉnh cho phép đánh giá sức chống cắt không thoát nước trực tiếp nên phù hợp với ứng xử thực tế nhất Trong khi đó, thí nghiệm cất trực tiếp được thực hiện trong thời gian ngắn nên mẫu đất ở trong trạng thái chưa được nén chặt (do việc thí nghiệm với mẫu trong điều kiện khí quyền) nên sức chống cắt có thé nhỏ hơn thực tế.
Khả nang 6n định của công trình cũng có thé được đánh giá thông qua hệ số an toàn từ sự suy giảm sức chống cắt của đất Kết quả tính toán sử dụng kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp và sức chống cắt hữu hiệu thé hiện ở hình 3.15 đến 3.17. tả — 3 My > đã = 0 tả = Š
SSL =
Đánh giá khả năng theo mức độ tiếp cận trạng thái giới hạn thông
qua vùng biên dạng dẻo
Mức độ tiếp cận trạng thái giới hạn có thé thé hiện thông qua phạm vi vùng biến dạng dẻo Khi vùng biến dạng dẻo giao nhau hoặc trôi lên đến bề mặt thì đất nền xem như phá hoại Kết quả tính toán thé hiện như hình 3.18 đến 3.23.
Dat trong nền không những chịu tác dụng của tải trọng ngoài mà còn chịu ứng suất do trọng lượng bản thân Đề đánh giá hợp lý hơn, nhất thiết phải xét đến trọng lượng bản thân trong quá trình tính toán Kết quả tính toán có thể xét đến trọng lượng bản thân thé hiện từ hình 3.24 đến 3.27. dap trong diéu kiện không thoát nước theo kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp ý cv v v Y l6 “————-—-—
Hình 3.19 Mic độ tiép cán trạng thải giới hạn cua dat nên dưới công trình dap theo kết qua thi nghiệm nén nở hông
Hình 3.20 Mức độ tiếp cận trạng thái giới hạn của đất nên dưới công trình đắp theo kết quả thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ UU dap theo điều kiện thoát nuéc từ kết quả thí nghiệm nén ba trục (CU) ý ý vÝ ivy
U.£9.4U.1 n5 vie © Ora đắp trong diéu kiện không thoái nước với sức kháng cat không thoát nước
S„ thay đổi theo độ sâu từ thí nghiệm cốt cánh hiện truong ý vÝ v v y
Hình 3.23 Mức độ tiếp cận trạng thải giới hạn của đất nên dưới công trình dap trong diéu kiện không thoát nước theo kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp có xét đến trọng lượng bản thân dap theo kết qua thí nghiệm nén nở hông có xét đến trọng lượng ban thân dap theo kết quả thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ UU có xét đến trọng lượng ban than
Hình 3.26 Mức độ tiếp cận trạng thải giới han của đất nên dưới công trình đắp theo điều kiện thoát nước từ kết quả thí nghiệm nén ba trục (CU) có xét đến trọng lượng bản thân dap trong diéu kiện không thoát nước với sức kháng cắt không thoát nước S„ thay đổi theo độ sâu từ thí nghiệm cốt cánh hiện trưởng có xét đến trong luong ban than
Từ kết quả tinh toán, có thé thay rang phạm vi vùng nguy hiểm khác nhau khi không xét và xét trọng lượng bản thân đất nền Ở đây, khi xét trọng lượng bản thân hầu hết đều cho thay khả năng 6n định lớn hơn so với trường hợp không xét do phạm vi vùng biến dạng déo hẹp lại hay giá trị mức độ tiếp cận trạng thái giới hạn nhỏ hơn Đối với việc sử dụng sức chống cắt không thoát nước theo kết quả cắt cánh thì gần như nhau.
Các phương pháp phân tích bằng phần mềm Plaxis và Geoslope đều xét trọng lượng bản thân và điều nay hợp lý với ứng xử thực tế của đất nền Do đó, có thể xem việc đánh giá mức độ tiếp cận trạng thái giới hạn có xét trọng lượng bản thân là hợp lý hơn so với kết quả tính toán không xét.
Trong trường hợp tính toán sử dụng sức chống cắt không thoát nước, trọng lượng bản thân là do ứng suất tong Ở đây, áp lực theo phương ngang phụ thuộc vào tính nén ép của nước lỗ rỗng với giá trị hệ số Poisson không thoát nước tăng dan theo độ sâu Đối với trường hợp sử dụng sức chống cắt hữu hiệu, thì các thành phân ứng suất xác định theo giá trị hữu hiệu.
Kết quả tính toán cho thấy việc sử dụng giá trị sức chống cắt từ kết quả cắt trực tiếp và cắt cánh hiện trường cho kết quả phạm vi vùng biến dạng dẻo (vùng có giá trị m > 1) lớn hơn Trong các trường hợp tính toán, kết quả sử dụng sức chống cat không thoát nước từ cắt cánh cho phạm vi vùng biến dạng dẻo phù hợp với phạm vi mà đất có sự dịch chuyển theo phương ngang lớn và khá trùng hợp với phạm vi cung trượt đã tính trước đó.
Rõ ràng, việc chọn lựa tính toán theo sức chống cắt không thoát nước với chỉ thành phan lực dính có ưu điểm là không phụ thuộc trang thái ứng suất Do đó, khi sử dụng sức chống cắt trực tiếp có xét đến góc ma sát trong của đất, việc xét ứng suất do trọng lượng bản thân cho kết quả khác biệt đáng kế so với không xét.
Tương tự là kết quả tính toán sử dụng sức chống cắt theo CU Còn việc tính toán theo c, = q,/2 cho thấy kết quả giữa 2 phương pháp là như nhau Ở day, việc sử dụng kết quả từ cắt cánh cũng sẽ có sự khác biệt do trạng thái ứng suất thay đổi, tuy nhiên sự khác biệt nay không đáng kẻ. Ở đây cũng lưu ý rang việc tính toán mức độ tiếp cận trang thái giới hạn chỉ xét sức chống cat của nên đất yếu trong khi đó các phương pháp tính sử dụng phan mềm còn xét đến độ bền của khối đất dap.
Từ kết quả tính toán và phân tích các kết luận tông thé có thé rút ra ở đây là: e Sử dụng các giá trị độ bền theo các phương pháp thí nghiệm khác nhau cho kết qua kha năng 6n định khác nhau. e Viéc tính toán khả năng ôn định của đất nền có xét trọng lượng bản thân tại điểm đang xét phù hợp với ứng xử thực tế nên kết quả tính toán sẽ đáng tin cậy hơn. e Kết quả tính toán cho thay sử dung dữ liệu từ cắt trực tiếp và cắt cánh là thiên về an toàn so với sử dụng các kết quả thí nghiệm khác.
KET LUAN VA KIEN NGHI
Tu ket qua tong hợp giá trị độ bên của sét mém bão hòa nước từ các kêt qua thí nghiệm khác nhau và tính toán 6n định theo phương pháp cung trượt lăng trụ tròn, theo hệ sô an toàn và vùng biên dạng dẻo theo mức độ ti€p cận trạng thái giới hạn có thê rút ra các kêt luận chính cho luận văn như sau:
5) Sử dụng kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường cho phép đánh giá hop
Việc chọn lựa sức chống cắt theo các phương pháp thí nghiệm khác nhau không những cho kết quả độ ôn định khác nhau mà còn cho kết quả phạm vi vùng trượt khác nhau.
Mức độ tiếp cận trạng thái giới hạn theo sức chống cắt từ kết quả cắt cánh cho thấy phạm vi vùng dẻo phù hợp với hình dạng cung trượt và xu hướng chuyén vị của đất nền dưới công trình dap.
Khả năng ổn định theo sức chống cắt hữu hiệu từ thí nghiệm CU là không an toàn do mức độ nén chặt của mẫu đất có thé lớn hơn so với thực tế trong nên.
Kết quả tính toán theo sức chống cắt không thoát nước chỉ với lực dính không thoát nước cho thay khả năng 6n định trong trường hop không xét và xét ứng suất do trọng lượng ban thân là không đáng kế.
> Nên sử dung kết qua thí nghiệm cat cánh hiện trường hiệu chỉnh để đánh giá kha năng 6n định của nền đất yếu dưới công trình dap do thí nghiệm này phù hợp với ứng xử thực tế và kết quả tính toán phù hợp với phạm vi phân bố vùng dẻo và chuyển vị ngang gây phá hoại.
> Khi tinh toán kha năng 6n định có xét đến góc ma sát trong của đất cần lưu ý các phương pháp tính có xét trạng thái ứng suất khu vực phá hoại vì điều nay anh hưởng đáng kể lên kết quả tính toán.
Lê Quy An, Nguyễn Công Mẫn, Nguyễn Van Quy Co hoc đái NXB đại hoc va Trung hoc chuyén nghiép 1977.
Chau Ngọc An Co hoc dat NXB Dai hoc Quốc gia Thanh phố Hồ Chí
Nguyén Ngọc Bích, Lê Thị Thanh Binh, Vũ Dinh Phụng Dat xáy dựng- Địa chất công trình và Kỹ thuật cải tạo đất trong xây dựng (chương trình náng cao) NXB Xây dựng 2001.
Lareal Nguyễn Thành Long - Lê Bá Lương - Nguyễn Quang Chiêu - Vũ Đức Lực Công trinh trên dat yêu trong điêu kiện Việt Nam Trường Dai học Kỹ Thuật TP HCM — Tô Giáo trình, 1989.
Trần Như Hoi Hướng dan trình tự tinh toán chọn mặt cắt ôn định của đê đáp theo trạng thái cán băng giới hạn Tuyên tập kêt quả khoa học công nghệ năm 2004 Bộ NN và PTNT Trang 549 - 558.
Tran Quang Hộ Công trinh trên đất yếu (tai ban lan thứ nhất có sửa chữa và bô sung) NXB Đại học Quốc gia Thành phô Hồ Chí Minh 2009.
Bùi Trường Sơn Phương pháp phân chia vùng nên dưới công trình theo mức độ tiếp cận trạng thải giới hạn Tuyên tập kết quả khoa học công nghệ năm 2008 Bộ NT và PINT Trang 665 - 671.
Bùi Trường Sơn, Nguyễn Trùng Dương Ôn định lâu dài của nên đất yếu bão hòa nước dưới công trình san lấp khu vực Thành phố Hỗ Chi Minh và Đồng Bằng Sông Cửu Long trên cơ sở mô hình Camclay Tạp chí Dia kỹ thuật, số 1 năm 2007 Trang 25-30.
Bùi Trường Sơn, Lê Hoàng Việt: Chọn lựa sức chống cắt không thoát nước cua sét mêm đê tính toán nên công trình dap, Tap 14 (trang 469- 477), Tuyên tập kêt quả khoa học công nghệ 2011, NXB Nông nghiệp.
[10].Hoang Văn Tân, Trần Đình Ngô, Phan Xuân Trường, Phạm Xuân, Nguyễn Hải Những phương pháp xây dựng công trình trên nên đất yếu.
NXB Giao Thông Vận Tải 2006.
[11].Nguyễn Văn Thơ, Trần Thị Thanh Xây dung dé đập, dap nên tuyến dan cư trên dat yếu ở Dong Bằng Sông Cứu Long NXB Nông Nghiệp 2002.
[12].Nguyén Văn Việt Cam nang ding cho kỹ su địa kỹ thuật NXB Xây dung 2004.
[13].N.A Xưtôvich Cơ hoc dat (ban dich) NXB Nông nghiệp Hà nội 1987.
[14].Quy trình khảo sát thiết kế nền đường ôtô đắp trên đất yếu - Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN 262-2000 Ban hành kèm theo quyết định số
1398/QD-BGTVT, ngày 1/6/2000 của bộ trưởng Bộ GTVT.
[15].Braja M.Das Advanced Soil Mechanics, 2": Edition California State
[16].D T Bergado, L R Anderson, N Muira A S Balasubramaniam So/t ground improvement in low land and other environments American society of civil Engineers 1996
[17].Serge Leroueil, Jean-Pier Magnan, Francois Tavenas Embankments On Soft Clays English Edittion, Ellis Horwood 1990.
[18].Phan Truong Phiét, Co hoc dat ung dung va tinh toan cong trinh trén nên đất theo trạng thải giới hạn, Nhà xuất bản Xây dựng, 2005
[19].Joseph E Bowles, Foundation analysis and design, P.E., S.E, 1996
[20].Serge Leroueil, Jean-Pier Magnan, Francois Tavenas Embankments on soft clay English Edittion, Ellis Horwood, 1990
[21].V.V Sokolovski, Statics of granular media, Pergamon Press, 1965
