Nghiên cứu ổn định & biến dạng của nền đất yếu dưới nền đường ô tô ngập lũ ở đồng bằng sông Cửu Long.

MỞ ĐẦU TÍNH CẤP THIẾT CỦA ĐỀ TÀI NGHIÊN CỨU ĐBSCL có đặc trưng vùng trũng thấp, sơng ngòi chằng chịt, đất sét bão hòa yếu, ngập lũ thường xuyên hàng năm nên xây dựng đường phải đắp cao, biến dạng theo thời gian lớn mà qui trình tính lún từ biến theo thời gian Bộ GTVT chưa có MỤC ĐÍCH, ĐỐI TƯỢNG VÀ PHẠM VI NGHIÊN CỨU Nghiên cứu, giải vấn đề lún ổn định từ biến đất yếu đường ô tô ngập lũ ĐBSCL PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU Thu thập tài liệu tác giả trong, ngồi nước có liên quan đến đề tài Nghiên cứu phát triển lý thuyết phục vụ đề tài Nghiên cứu thí nghiệm phòng khảo sát, thử nghiệm trường Nghiên cứu áp dụng cơng trình thực tế ĐBSCL MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU VÀ TÍNH MỚI CỦA ĐỀ TÀI Nghiên cứu thay đổi độ nhớt theo cấu trúc đất dịch chuyển từ biến ứng suất tiếp đến trạng thái trượt đất Nghiên cứu lý thuyết chế tạo thiết bị thí nghiệm độ nhớt đất theo nguyên lý cắt xoay với tốc độ cắt chậm Nghiên cứu chuyển dịch từ biến đất yếu đường ô tô ngập lũ ĐBSCL ứng suất tiếp, từ làm tảng nghiên cứu sở khoa học, thực tiễn hệ số an toàn từ biến ứng suất tiếp đường ô tô chịu ảnh hưởng áp lực thủy động Nghiên cứu tốc độ từ biến thay đổi tốc độ từ biến đất yếu đường ô tô chịu ảnh hưởng áp lực thủy động Nghiên cứu lún từ biến ứng suất pháp tổng, ứng suất tiếp đất yếu đường ô tô chịu ảnh hưởng áp lực thủy động theo độ lớn ứng suất tác động so với áp lực tiền cố kết, ngưỡng từ biến N.N Maslov Ngoài thông số áp lực tiền cố kết hay hệ số tiền cố kết OCR, hệ số rỗng e, độ sệt IL , NCS nghiên cứu dấu hiệu đất ĐBSCL dễ xảy ổn định từ biến có giá trị lún từ biến lớn ứng suất pháp tổng ứng suất tiếp Ý NGHĨA KHOA HỌC VÀ GIÁ TRị THỰC TIỄN CỦA ĐỀ TÀI NGHIÊN CỨU + Ý nghĩa khoa học: • Đề xuất phương pháp đánh giá độ ổn định biến dạng từ biến có xét yếu tố độ nhớt thay đổi • Đề xuất phương pháp xác định độ nhớt thay đổi theo chuyển dịch từ biến khối đất đến trạng thái trượt phương pháp cắt xoay với tốc độ chậm + Ý nghĩa thực tiễn: • Kết nghiên cứu giúp đánh giá độ ổn định biến dạng có xét đến yếu tố từ biến phù hợp với đất yếu bão hòa nước khu vực • Kết nghiên cứu dùng để định hướng thiết kế cho cơng trình cấp cao đường cao tốc làm sở đề xuất cho Bộ GTVT tính tốn thiết kế đường tơ đất yếu có xét yếu tố từ biến theo trạng thái giới hạn CẤU TRÚC CỦA LUẬN ÁN Luận án gồm phần: Mở đầu, 04 chương, kết luận kiến nghị Tổng cộng có 98 trang, có 59 hình vẽ, 29 bảng số Phụ lục gồm 100 trang CHƯƠNG I TỔNG QUAN ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CƠNG TRÌNH ĐBSCL VÀ CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TỐN ỔN ĐỊNH CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ 1.1 NỘI DUNG PHƯƠNG PHÁP ĐÁNH GIÁ KHẢ NĂNG CHỊU TẢI NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ [3], [4], [5] Nhằm làm rõ làm tảng để nhìn nhận đất yếu làm việc trạng thái chọn chiều cao đắp đường giới hạn tùy theo cấp đường, ta đánh giá mức độ huy động khả chịu tải đất hệ số an tồn thơng qua hệ số sau: q ; F = ; F = gh F = qat gh qdn q at q q tt F ;gh K = gh q = (1-1) qat tt Fat tt Theo Sokolovski, N.P Puzưrevski, Prandtl: Theo lí thuyết biến dạng tuyến tính cho tải trọng hình băng phân bố đều, không trọng lượng γ=0 p0 = .c pgh =( ; +2).c ; = ( K + 2) pgh = (1-2) p0 =1,64  Theo N.N Maslov: γ = 0, φ = 0, c ≠ tải phân bố tam giác p0 = 4.c ; pgh = 6,25c 6, = K = ; 1,56 (1-3) 25 c c Với γ ≠ 0, φ ≠ 0, c ≠ + Theo N.P.Puzưrevski: p =  (q + n)  cot g +  − = A  b + B q p + Theo Berezantsev: gh + D c +q (1-4) (1-5) Ở thấy hệ số an tồn tải trọng lớn 1,56 ÷ 1,64 làm việc giai đoạn đàn hồi, vùng dẻo xuất điểm nhân hai mép tải trọng 1.2 CHỌN CHIỀU CAO ĐẮP NỀN ĐƯỜNG Hđ TRÊN NỀN ĐẤT YẾU Ở ĐBSCL Hd + ( 0,7÷ 0,9 m ) < [hgh] ; [hgh] =5,14.cu / đđ Khi khơng có cu theo thí nghiệm nén ba trục ta sử dụng cu tđ tính theo: cu tđ = cbh + đđ hgh tgϕbh [hgh] = 5,14.cbh / đđ.(1-5,14 tgϕbh) (1-16) 1.3 TÍNH ĐỘ LÚN ỔN ĐỊNH THEO CHỈ SỐ NÉN Cc [5], [14], [15] Với trường hợp đất cố kết thường, ta sử dụng cơng thức tính lún ổn định: S = p1+  pp1 C cH lg + e1 (1-22) Tính lún cho đất cố kết (OC) với pc - áp lực tiền cố kết + Trường hợp p1 < pc  p + p  e C lg  p2 = p1 + ∆p < pc = ;    s  p + p  C H S = lg   p1  (1-23)  s + e1 p1  + Trường hợp p1 ≥ pc C H  p + p   p2 = p1 + ∆p > pc ; e = C lg  p + p  1   c  p  (1-24) S= lg   c p1 + e1   + Trường hợp p1 < pc p1 + ∆ p ta phân hai giai đoạn có > pc p2 = p=  p1 + p2 Độ lún ổn định trường hợp là: p CH  S lg = s 1+ e1 C H c  p + p   lg      +  p1   c (1-25)  + e1c  c pc  1.4 TÍNH ĐỘ LÚN THEO THỜI GIAN CỐ KẾT THẤM trường hợp bản: +)  ' ứng suất gây lún mặt thoát nước z  '' z ứng suất gây lún mặt không thoát nước Tại z = (mặt thoát nước),  ' = p z p = z; +)  z '  = 0; H z +)  z = p − p z; H  C N = t  = p;  32 N = 4H t e−N ; 32  3 v 4H e  = ;U e t = − −N + 16 '' z 4H t  Cv − N ; = 2 Ut = − ' z t ''  = p; z  2Cv −N = ; 1− e N z '' Tại ; U z= H (mặt khơng nước),  = p (1-39) 1.5 MƠ HÌNH NGHIÊN CỨU TỪ BIẾN THEO N N MASLOV τđ = σtgφw + cc + Σw Cw = cc + Σw Φw - góc ma sát đất phụ thuộc độ chặt - độ ẩm đất Cc - lực dính cứng đất Σw - lực dính nhớt đất Cw - lực dính tổng phụ thuộc độ chặt - độ ẩm đất (1-42) Căn vào điều kiện phá vỡ độ bền liên kết cứng đất: τlim =σtgφw + cc • Khi τ < τlim = σtgφw + cc: biến dạng từ biến khơng xảy • Khi τ > τđ = σtgφw + cc + Σw: phá hoại đất xảy • Khi τlim = σtgφw + cc < τ < τđ = σtgφw + cc + Σw: q trình từ biến xảy Có hai trường hợp xảy ra: τlim∞ = σtgφw< τlimo = σtgφw + cc < τ: từ biến không tắt dần phát triển dần gây trượt, lực dính cứng cc giảm dần đến Khi điều kiện cân tái lập, hệ số an toàn tăng lên, biến dạng từ biến tắt dần 1.5.1 Độ lún từ biến ứng suất pháp tổng Trong trường hợp toán nén ép chiều, toán phẳng, lời giải phương trình cố kết từ biến sau : S H  + (T ) = q  (c    ln   d )e (1-49)  c   T tt      c  − −     −  T d c Kết lời giải cho toán phẳng, thoát nước hai chiều: S H ( B+   H ) + (t ) = M(1− ).q.B ln B H c −( c − d )  −   +     B  1−   ln   t (B+ H)   c  .c    e  d −.t    (1-50)  Kết lời giải toán phẳng, tải trọng hình băng có chiều rộng đặt tải B: t  −( − )e .t  −  St = P B +  .c c tt ln   c c d d B+ D .ln   B (1-51) 1.5.2 Độ chuyển dịch từ biến cơng trình chịu lực đứng p0 lực ngang q0 Tốc độ chuyển dịch: V = arctg D  2q    b    −  p + D tg D  (1-76)   + c c    W Đối với đất sét chảy dẻo (ϕw=0, cc=0) có: Chuyển vị ngang Un0 cơng trình theo t : V0 b D q arctg D =   Độ nhớt η tính theo cơng thức Tốc độ cắt xoay máy không đổi chậm, chọn vào phương pháp tốc độ cắt đặc trưng từ biến không đổi N.N Maslov -5 -6 -7 nằm khoảng a.10 , a.10 , a.10 cm/s với a={1÷10} Ở NCS -6 chọn tốc độ cắt máy 0,005mm/phút hay 8,3.10 cm/s, tương ứng tốc độ cắt xoay máy /22 phút Tốc độ cắt khối đất chuyển dịch trình cắt thay đổi khác nhỏ tốc độ cắt máy nhiều, xác định q trình thí nghiệm Hình 2-12: Máy thí nghiệm xác định độ nhớt theo phương pháp cắt xoay mặt cắt thân máy Dựa vào kết số liệu thí nghiệm ta có bảng số liệu η thay đổi từ lúc bắt đầu chuyển dịch đến bị cắt trượt hoàn toàn theo cặp số liệu tương ứng (M, Δω) 2.6 NHẬN XÉT CHƯƠNG II Thiết bị thí nghiệm xác định hệ số nhớt theo phương pháp cắt xoay với tốc độ chậm cho phép xác định ứng suất tiếp biến dạng trượt chuyển dịch tương ứng khối đất Tốc độ chuyển dịch từ biến đất yếu đường theo mặt chuyển dịch lăng trụ tròn xác định vào giá trị ứng suất tiếp dọc theo mặt phụ thuộc vào độ nhớt đất tương ứng Dựa tảng kết nghiên cứu N.M Gerxevanov (1948) Lomtadze, NCS chứng minh phương trình tính lún từ biến ứng suất pháp tổng giống phương trình tính lún từ biến ứng suất pháp tổng Raymond & Wahls (1976) tổng quát trường hợp đặc biệt quay giống phương trình tính lún từ biến ứng suất pháp tổng Raymond & Wahls Áp lực nén  móng cơng trình chọn theo giá trị trung bình phân lớp theo biểu đồ ứng suất pháp tác động vùng hoạt động Vùng có ứng suất nén lớn so với ứng suất tiền cố kết xảy biến dạng từ biến lớn Vì phân vùng từ biến cách định lượng theo giá trị ứng suất tác động Đã thiết lập hệ thống cơng thức đánh giá q trình chuyển dịch từ biến ứng suất tiếp đất yếu đường ô tô xảy τ > τlim= σtgφw+cc, chuyển dịch theo mặt chuyển dịch đơn giản cung tròn cơng thức tính hệ số an tồn ổn định chuyển dịch từ biến Ngồi thơng số áp lực tiền cố kết hay hệ số tiền cố kết OCR, hệ số rỗng e, độ sệt IL , NCS đề xuất cơng thức tính hàm lượng khí kín lỗ rỗng Va/V cho loại đất yếu bão hòa nước ĐBSCL nhằm tìm dấu hiệu loại đất có khả xảy ổn định từ biến có giá trị lún từ biến lớn ứng suất tiếp ứng suất pháp tổng CHƯƠNG III NGHIÊN CỨU KHẢO SÁT THỰC NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG VÀ THÍ NGHIỆM TRONG PHỊNG ĐỂ KIỂM CHỨNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU 3.1 MỘT SỐ KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM TRONG PHỊNG VÀ THỰC NGHIỆM HIỆN TRƯỜNG Hình 3-8: Quan hệ độ nhớt η theo cấu trúc dịch chuyển góc xoay khối đất tương ứng Hình 3-10: Độ nhớt theo cấu trúc đất dịch chuyển áp lực nén P Trường hợp P = 0kPa, U = 0% hệ số Trường hợp P = 0kPa, U = 0% hệ số nhớt ηkđ nhớt ηđ ctr Hình 3-11: Đối chiếu độ nhớt η k d , ηctr theo phương pháp cắt xoay với độ đ nhớt thí nghiệm theo phương pháp nén khơng nở hông phương pháp cắt trượt ngang cải tiến N.N Maslov Ghi chú: P áp lực nén có thứ nguyên kPa, U độ cố kết mẫu thí nghiệm : Kết thí nghiệm độ nhớt theo phương pháp cắt xoay : Kết thí nghiệm độ nhớt theo phương pháp nén không nở hông : Kết thí nghiệm độ nhớt theo phương pháp cắt trượt ngang N.N aslov ctr • Theo phương pháp cắt xoay IL=1,502, η =3,32E9 kd • Theo phương pháp nén khơng nở hơng IL=1,554, η =3,19E9 • Theo phương pháp cắt trượt cải tiến Maslov IL=0,88, η=1,3E10 • Độ chênh (%): η • Độ chênh (%): η ctr kd=3,32E9 ctr kd=3,32E9 / η =3,19E9 = 9,4% / η =1,3E10 = 74,5%, độ chênh lớn độ sệt mẫu đất thí nghiệm lớn Bảng 3-5: Sự thay đổi độ nhớt theo dịch chuyển ứng suất tiếp Bảng 3-10: Một số kết hàm lượng khí lỗ rỗng đất yếu đường đê Tân Thành, Gò Cơng Vị Trí khoan thí nghiệm: Km 10+050 3.2 NHẬN XÉT CHƯƠNG III Giá trị độ nhớt cấu trúc đầu η ctr đ đạt giá trị lớn tương ứng với 0 góc xoay chuyển dịch từ biến khối đất thường từ ÷3 tùy theo loại đất, độ sệt IL cấp áp lực tác dụng Độ nhớt tăng đến đạt giá trị cực đại giảm dần đến giá trị nhỏ đất bị trượt phá hoại Độ nhớt η ctr đ phụ thuộc đáng kể vào cấp áp lực nén η ctr c ctr phụ thuộc cấp áp lực nén không rõ ràng, giá trị η đ ηctr tr ,η ctr c tr tùy theo trạng thái ứng suất chênh (7÷65 lần) ηctr Giá trị độ nhớt tỉ lệ nghịch với độ sệt IL hàm lượng khí kín có đất ctr Giá trị trung bình độ nhớt đầu η đ thí nghiệm theo phương pháp cắt xoay có độ sệt IL=1,502 so với kết nhớt thiết bị thí nghiệm nén khơng nở hơng có IL = 1,554 chênh 9,4% so với thiết bị thí nghiệm cắt trượt cải tiến N.N Maslov có IL= 0,88 nên chênh 74,5% Sức kháng cắt khơng nước Su đường tăng 18÷42% so với đất tự nhiên , trung bình 26,95% Sự gia tăng xảy chủ yếu gần bề mặt, xuống sâu gia tăng có xu hướng giảm dần theo qui luật phi tuyến CHƯƠNG IV ÁP DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TÍNH TỐN ỔN ĐỊNH NỀN ĐƯỜNG ĐẮP CAO TRÊN NỀN ĐẤT YẾU CHỊU ẢNH HƯỞNG CỦA LŨ VÀ CÓ XÉT ĐẾN TỪ BIẾN 4.1 ĐÁNH GIÁ KHẢ NĂNG CHỊU TẢI Bảng 4-1: Bảng tổng hợp hệ số an toàn Fat (Fgh) theo trường hợp xét 4.2 KIỂM TRA HỆ SỐ AN TOÀN ỔN ĐỊNH TRƯỢT VÀ HỆ SỐ AN TOÀN CHUYỂN DỊCH TỪ BIẾN Bảng 4-2: Bảng tổng hợp hệ số an toàn ổn định trượt hệ số an tồn ổn định từ biến tính theo trường hợp khác Dựa vào bảng tổng hợp kết bảng 4-2, ta có tương quan hệ số an toàn ổn định từ biến an tồn ổn định trượt 4.3 TÍNH LÚN NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG ĐÊ GỊ CƠNG BẰNG PHẦN MỀM PLAXIS Hình 4-17: Biến dạng đẩy trồi Hình 4-18: Biến dạng lún theo điểm D thời gian điểm A, B, C, D - Độ lún điểm tim đường (điểm A), điểm tim vai (điểm B) điểm vai đường (điểm C) - Độ lún điểm A giai đoạn 74,96 cm - Độ lún điểm B giai đoạn 55,46 cm - Độ lún điểm C giai đoạn 27,06 cm - Độ lún điểm A 40 năm sau giai đoạn 48,29 cm - Độ lún điểm B 40 năm sau giai đoạn 50,23 cm - Độ lún điểm C 40 năm sau giai đoạn 53,09 cm 4.4 KẾT QUẢ TÍNH ĐỘ CHÊNH LÚN CỦA KHỐI ĐẮP CŨ VÀ KHỐI ĐẮP MỚI Bảng 4-10: Kết tính lún theo trường hợp tương ứng khối đất cũ Ghi chú: Độ lún cố kết thấm tính theo thời gian 20 năm, tổng độ lún SC tổng độ lún có xét từ biến Sctb tính theo thời gian 40 năm Bảng 4-11: So sánh độ lún từ biến theo R&W theo công thức kiến nghị NCS ứng với l=8.2m tim (40 năm) Bảng 4-12: Kết tính lún thẳng đứng gây chuyển dịch từ biến ứng suất tiếp mặt cung tròn, trường hợp có xét áp lực thủy động Tổng moment giữ Mrm=8623,51 kN.m, tổng moment trượt Mom=6615,4kN.m Hệ số ổn định Fellenius Fs =1,614 tính cho trường hợp chuyển dịch từ biến ứng suất tiếp có góc chuyển dịch cw khơng đổi, lún tim 28 cm, lún vai 13cm, trồi chân taluy 7cm.Tốc độ chuyển dịch 0,16 cm/ngày, chiều dài đoạn chuyển dịch từ biến theo mặt cung tròn 0,513 m, thời gian chuyển dịch từ biến đến trạng thái ổn định dừng chuyển dịch 321.4 ngày 20 4.5 KẾT QUẢ TÍNH TỐC ĐỘ CHUYỂN DỊCH TỪ BIẾN VÀ TỐC ĐỘ KHI TRƯỢT XẢY RA Bảng 4-13: Kết tính tốc độ chuyển dịch từ biến Vtb tốc độ trượt Vtr 4.6 NHẬN XÉT CHƯƠNG IV Khi xét điều kiện ngưỡng từ biến N.N Maslov τ < τlim = σtgφw + cc để từ biến không xảy ta có τlim = τ.0,453 hay τ = 2,207τlim từ biến xảy dịch chuyển đến góc xoay 31 5,65 τ = τlim , fs(cc) = dừng chuyển dịch từ biến, ta có hệ số an tồn ổn định trượt tương ứng Fs = 2,545 Trường hợp xét lực dính cứng cc thay đổi theo chiều hướng tăng dần, ta thấy hệ số ổn định an toàn từ biến xét theo ngưỡng từ biến N.N Maslov đạt hệ số an tồn ổn định trượt đạt tương ứng 1,345 Khi xét lún có tính từ biến phần mềm Plaxis cho kết tương tự có tượng chuyển dịch từ biến theo cung tròn gây trồi đất chân taluy xét chuyển vị vị trí chân taluy theo thời gian Khi tính lún từ biến ứng suất pháp tổng theo phương pháp Raymond & Wahls năm 1976 cho 40 năm có giá trị trung bình khoảng 2,66cm, tính với cơng thức kiến nghị NCS cho trị trung bình 7,33cm với thời gian 40 năm, tăng gấp 2,75 lần tính theo phương pháp Raymond Wahls, sát với thực tế ĐBSCL Khi tính biến dạng lún chuyển dịch từ biến theo mặt cung tròn tương ứng với thời gian thi công hai năm cho ta góc xoay chuyển dịch với độ lún tim 28cm (chiếm 22% so với tổng lún có kể lún từ biến chuyển dịch xoay), lún vai 13cm (chiếm 16,6% so với tổng lún có kể lún từ biến chuyển dịch xoay) trồi chân taluy 7cm, tương ứng tốc độ chuyển dịch từ biến Vtb = 0.0869 cm/ngày không xét áp lực thủy động, Vtb = 0.161 cm/ngày chịu ảnh hưởng áp lực thủy động Nền đất yếu ổn định từ biến chuyển dịch tắt dần KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ I KẾT LUẬN Từ kết nghiên cứu thí nghiệm, thiết lập mơ hình tính tốn áp dụng tính tốn sở điều kiện thực tế rút kết luận điểm đóng góp luận án sau: Dụng cụ thí nghiệm độ nhớt theo nguyên lý cắt xoay với tốc độ chậm cho phép xác định hệ số nhớt đất vào giá trị ứng suất tiếp biến dạng cắt Kết thí nghiệm phù hợp với kết thí nghiệm phương pháp cắt trượt ngang cải tiến N.N Maslov Độ nhớt có khuynh hướng giảm dần sau đạt giá trị cực đại 0 ổn định giá trị cuối tương ứng góc xoay từ 12 ÷27 Với áp lực P = kPa hệ số nhớt giảm 13,9 lần, với áp lực P = 60 kPa hệ số nhớt giảm 30,4 lần, với áp lực P = 120 kPa hệ số nhớt giảm 64,3 lần ctr Độ nhớt cấu trúc đầu η đ phụ thuộc đáng kể vào cấp áp lực nén tăng lên khoảng lần áp lực P = kPa áp lực P = 120 kPa, 0 đạt giá trị lớn góc xoay từ ÷3 Độ nhớt cấu trúc cuối η ctr độ nhớt cấu trúc trượt η tr ctr c phụ thuộc cấp áp lực nén không rõ ràng, chủ yếu phụ thuộc loại đất, độ sệt IL hàm lượng khí lỗ rỗng ln thể qui luật độ nhớt đất sau đạt cực đại giảm dần chuyển dịch từ biến đến trạng thái trượt ctr nhỏ (η > ηctr > ηctr ) đ c tr Dưới tác dụng khối đắp, với biến dạng thể tích tượng cố kết, đất bị chuyển dịch ngang gây độ lún từ biến thẳng đứng, chiếm 16,6 ÷ 22% so với tổng lún (có kể lún từ biến chuyển dịch xoay) Kết tính tốn cho thấy tốc độ chuyển dịch từ biến dao động phạm vi Vtb=0.0869 cm/ngày không xét áp lực thủy động đến Vtb =0.161cm/ngày chịu ảnh hưởng áp lực thủy động làm rõ trình chuyển dịch từ biến chịu tác dụng lũ ảnh hưởng qua áp lực thủy động gây xảy cố cơng trình Dựa tảng kết nghiên cứu N.M Gerxevanov (1948) Lomtadze, NCS chứng minh phương trình tính lún từ biến ứng suất pháp tổng giống phương trình tính lún từ biến ứng suất pháp tổng Raymond & Wahls (1976) tổng quát trường hợp đặc biệt quay giống phương trình tính lún từ biến ứng suất pháp tổng Raymond & Wahls Giá trị độ nhớt tỉ lệ nghịch với độ sệt hàm lượng khí kín có đất, tỷ số hàm lượng khí kín lỗ rỗng va/v > 4,5% làm cho loại đất yếu ĐBSCL dễ ổn định từ biến, giá trị lún từ biến lớn ứng suất tiếp ứng suất pháp tổng II.KIẾN NGHỊ Đề nghị hồn thiện qui trình, thiết bị để thí nghiệm thơng số cc, Σw, cw đất yếu để tính tốn, thiết kế, xử lý đất yếu đường ô tô Kết hợp với đề tài nghiên cứu thành phần lực dính (cc, Σw), hệ số nhớt η qui luật thay đổi (cc, Σw, η) theo trạng thái độ sệt IL đất dính ĐBSCL để định hướng thiết kế cho cơng trình cấp cao đường cao tốc làm sở đề xuất cho Bộ GTVT tính tốn thiết kế đường tơ đất yếu có xét yếu tố từ biến theo trạng thái giới hạn Trên sở nghiên cứu lý thuyết thí nghiệm, NCS đề nghị hệ số an toàn ổn định chuyển dịch từ biến theo trường hợp: IL < 0.55; φw ≈ 10 ; Cw ≈ 20 kPa; Cc ≥ kPa Fs = 1.7 ÷ 1.8 IL > 0.55; φw < 10 ; Cw < 20 kPa; Cc ≤ kPa Fs = 1.8 ÷ 2.5 DANH MỤC CÁC CƠNG TRÌNH NGHIÊN CỨU ĐÃ CƠNG BỐ A CÁC BÀI BÁO KHOA HỌC Hung Pham Van (2012, Apr.) “New study results the secondary settlement for vertical total stress on highway construction built on soft ground in the mekong delta” Cornell University Library and Harvard University Library [Online] http://arxiv.org/abs/1204.2244 and http://adsabs.harvard.edu/cgi-bin/bib_query?arXiv.1204.2244 NCS.Ths Phạm Văn Hùng, “Một số vấn đề tính lún từ biến ứng suất pháp tổng cho cơng trình đường tơ xây dựng đất yếu ĐBSCL,” Tạp Chí Cầu Đường Việt Nam - Hội Khoa Học Kỹ Thuật Cầu Đường Việt Nam, Hà Nội, No 12, 2011, trang 17-21 NCS.Ths Phạm Văn Hùng, “Phân tích sở lý thuyết phương pháp thí nghiệm độ nhớt đất phương pháp cắt xoay,” Tạp Chí Cầu Đường Việt Nam - Hội Khoa Học Kỹ Thuật Cầu Đường Việt Nam, Hà Nội, No 11, 2011, trang 34-38 NCS.Ths Phạm Văn Hùng, “Một số kết thí nghiệm độ nhớt đất phương pháp cắt xoay,” Tạp Chí Cầu Đường Việt Nam - Hội Khoa Học Kỹ Thuật Cầu Đường Việt Nam, Hà Nội, No 10, 2011, trang 18-24 NCS.Ths Phạm Văn Hùng cộng sự, “Xử lí đất yếu đường, đường đầu đắp cao, đường hạ cất cánh sân bay phương pháp cọc tiếp cận cân gia cố xi măng,” Tạp Chí Cầu Đường Việt Nam - Hội Khoa Học Kỹ Thuật Cầu Đường Việt Nam, Hà Nội, No 10, 2005, trang 31-34 B CƠNG TRÌNH NGHIÊN CỨU KHOA HỌC ĐÃ THAM GIA Tham gia nghiên cứu đề tài Khoa Học Cấp Nhà Nước mã số KHCN10 - 08 mang tên “Nghiên cứu giải pháp công nghệ phát triển GTVT Đồng Bằng Sông Cửu Long,” 2000 - 2003 (Đề tài nghiệm thu) ... TỔNG QUAN ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT CƠNG TRÌNH ĐBSCL VÀ CÁC PHƯƠNG PHÁP TÍNH TỐN ỔN ĐỊNH CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ 1.1 NỘI DUNG PHƯƠNG PHÁP ĐÁNH GIÁ KHẢ NĂNG CHỊU TẢI NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG... gây biến dạng cơng trình vị trí muốn tính 2.2 THIẾT LẬP PHƯƠNG TRÌNH CƠ BẢN TÍNH BIẾN DẠNG VÀ ỔN ĐỊNH TỪ BIẾN DO ỨNG SUẤT TIẾP CHO NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI NỀN ĐƯỜNG Ô TÔ THEO MẶT CHUYỂN DỊCH TỪ BIẾN... N [26], từ biến ứng suất tiếp NH G [31], [39], đất yếu C ỔN đường ô tô ngập lũ H ĐỊ T [40], Cơng thức dạng giải tích Ư NH Ừ [41] tính lún từ biến ứng Ơ VÀ suất pháp đất yếu N BI B đường tơ G