Nđs.264
Độ cố kết thực tế tại thời điểm t bằng tổng độ cố kết dưới tác dụng của mỗi cấp
tải trọng. Nghĩa là: Độ cố kết dưới tác dụng của P
1
, P
2
, P
3
sẽ bằng
P
P
P
P
P
P
3
21
;;
… của
độ cố kết tổng cộng.
Khi O < t < T
1
ta có:
P
P
UU
t
Rvr
'
)
2

(
'

Khi T
1
< t < T
2
ta có:
P
P
UU
T
t
vrvr
1
)
2
(
'
1


Khi T
2
< t < T
3
ta có:
P
P
U

P
P
UU
Tt
rv
T
t
vrvr
"
)
2
(
1
)
2
(
'
21



Khi T
3
< t < T
4
ta có:
P
P
U
P

P
UU
TT
t
rv
T
t
vrvr
2
)
2
(
1
)
2
(
'
221



Khi T
4
< t < T
5
ta có:
P
P
U
P

P
U
P
P
UU
Tt
vr
TT
t
vr
T
t
vrvr
"'
'
)
2
(
2
)
2
(
1
)
2
(
'
4
32
1





Khi t > T
5
ta có:
P
P
U
P
P
U
P
P
UU
TT
t
vr
TT
t
vr
T
t
vrvr
3
)
2
(
2

)
2
(
1
)
2
(
'
5432
1





Căn cứ vào kết quả tính toán, ta vẽ được đường cong cố kết thực tế
)(
'
tfU
vr

(đường cong c trên hình 5-37).
7. Kiểm toán ổn định, tính độ lún cuối cùngS

, độ lún còn lại sau khi thi công,
tính mở rộng mặt nền đường
Nội dung tính toán tương tự như trường hợp gia cố móng nền đường bằng đệm
cát (có thể tham khảo trong ví dụ 5-4).
8. Lớp đệm cát
Sau khi thi công xong các giếng cát, phải rải một lớp đệm cát ở bên trên để tạo

điều kiện cho nước từ trong lớp đất yếu thoát ra ngoài được dễ dàng. Chiều dày lớp
đệm cát có thể xác định theo công thức kinh nghiệm sau:
h
đ
= S + (0,3  0,5); (m)
Trong đó:
h
đ-
- chiều dày lớp đệm cát (m);
S - độ lún của nền đường.
Để đảm bảo các giếng cát làm việc tốt, hệ số thấm của cát theo phương ngang
k
r
 3m / ngày đêm.
9. Tính ứng suất phụ 
Z
do tải trọng ngoài gây ra ở đáy nền đắp và ở mặt tầng
không thấm nước:
Nđs.265
Khi tính
V
U
bằng cách tra đồ thị hoặc tra bảng, độ cố kết
V
U
phụ thuộc vào T
v
và tỷ số
2
1

Z
Z


, trong đó 
Z1
và 
Z2
lần lượt là ứng suất phụ do tải trọng ngoài gây ra
tại đáy nền đắp và tại mặt của lớp không thấm nước trong đất móng tính trên trục O
z
.
Có thể tính ứng suất 
z
theo sơ đồ hình nêm (hình 5- 38) hoặc theo sơ đồ bán không
gian đàn hồi.
Hình 5-38. Sơ đồ tính ứng suất phụ

z
ở đáy nền đắp.
Giả thiết nền đắp là một lăng thể tam giác dài vô hạn, trên đỉnh tam giác có
một tải trọng tập trung tác dụng là P
o
.
Ta có: P
o
= P -
m
b
2


Trong đó:
P - tải trọng đoàn tàu và tải trọng kết cấu tầng trên tác dụng trên
một mét dài nền đường (kN/m);
m
b
2

- trọng lượng giả định của lăng thể tam giác đất AOB;
 - dung trọng đất đắp.
Theo kết quả lý thuyết đàn hồi đối với bài toán phẳng, ứng suất thẳng đứng ở
đáy nền đắp tại tim đường do P
o
gây ra được tính theo công thức:









2
'
1 m
m
H
P
o

o
z


ứng suất thẳng đứng ở đáy nền đắp, tại tim đường:
o
o
o
zzz
H
m
m
H
P













2
"'
1

1
Trong đó:
 và H
o
(hình 5-38). 
z
'' - ứng suất do trọng lượng bản thân nền đắp
gây ra.
- Tính ứng suất phụ 
z2
tại mặt lớp không thấm nước do tải trọng bên ngoài
gây ra:
Nđs.266
Ta có thể dùng biểu đồ ứng suất 
z
ở đáy nền đắp thay cho tải trọng bên ngoài
đối với đất móng. Ta chỉ xét đến tác dụng của ứng suất thẳng đứng 
z
, bỏ qua ảnh
hưởng của ứng suất cắt tại mặt tiếp xúc giữa đáy nền đắp và mặt đất móng.
Để đơn giản, coi biểu đồ ứng suất tác dụng lên móng là một biểu đồ tam giác,
có cường độ bằng P (ứng suất thẳng đứng tại đáy nền đắp), chiều rộng đáy tam giác
bằng chiều rộng đáy nền đắp. ứng suất 
z2
trong đất móng có thể dùng công thức của
lý thuyết đàn hồi hoặc dùng phương pháp tra bảng.

z2
= - ( I
1

+ I
2
)P
Trong đó:
I
1
, I
2
tra tương ứng với nửa phải và nửa trái của biểu đồ áp lực ở
đáy nền đắp với I = f(
),
b
z
b
x
, b là chiều rộng băng tải tam giác
vuông.
10. Ví dụ 5-4: Thiết kế nền đắp trên đất yếu gia cố bằng giếng cát.
Số liệu tính toán:
Tài liệu về tuyến đường: Nền đắp là đường đơn, trên đường thẳng, có chiều cao
7m, đường sắt cấp I, hạng nặng.
Tình hình địa chất công trình:
- Từ mặt đất xuống 0,5m là đất á sét, màu vàng ở trạng thái dẻo mềm.
- Từ 0,5 ~ 25m là đất sét bùn, màu tro đen, trạng thái chảy.
- Từ 25 ~ 27m là loại cát vừa, bão hoà ở trạng thái chặt vừa.
- Từ 27m trở xuống là đá vôi.
- Vị trí nước ngầm dưới mặt đất 0,5m.
- Các chỉ tiêu cơ lý chủ yếu của đất bùn sét:
- Độ ẩm thiên nhiên  = 50%, dung trọng tự nhiên  = 17,3 kN/m
3

.
- Tỉ trọng G = 2,73, hệ số rỗng tự nhiên
36,1
o

- Chỉ tiêu cắt nhanh; C
u
= 18 kPa; 
u
= 4,5
0
- Chỉ tiêu cắt nhanh cố kết: 
cu
= 20
0
- Hệ số cố kết theo phương thẳng đứng C
v
= 3 . 10
-3
cm
2
/s
- Hệ số cố kết theo phương bán kính C
r
= 4 . 10
-3
cm
2
/s
Vật liệu đắp: đất sét pha cát có các chỉ tiêu tính toán qua thí nghiệm như sau:

- Dung trọng đầm chặt  = 19 kN/m
3
.
- Chỉ tiêu cắt nhanh sau đầm C = 25 kPa;  = 25
0
Thời hạn thi công là 4 tháng.
Nội dung tính toán như sau
1) Tính chiều cao giới hạn của nền đường:
Nđs.267
mx
C
H
d
m
u
c
23,5
19
18
52,552,5 

Cao độ nền đắp H = 7m > H
c
= 5,23 m, do đó phải gia cố đất móng để đảm bảo
an toàn khi thi công cũng như khi sử dụng.
2) Dùng giếng cát gia cố móng, nội dung xác định kích thước của giếng cát
như sau:
Căn cứ vào chiều cao nền đường, thời hạn thi công và tính chất của đất móng,
giả thiết khi đắp xong nền đường cho thông xe ngay, giả sử độ cố kết của đất móng
gia cố bằng giếng cát lúc thi công xong đạt

%80U
, dùng phương pháp cung trượt
tròn kiểm toán ổn định, tìm được hệ số ổn định của cung trượt nguy hiểm nhất K
min
=
1,252 > [K].
Vậy có thể dùng giếng cát gia cố đất móng. Nội dung tính toán cụ thể như bảng
(5-7), hình (5-39).
Giả định chiều sâu giếng cát: Do hệ số ổn định nhỏ nhất của vài tâm trượt ở
xung quanh tâm trượt nguy hiểm nhất cắt qua độ sâu lớn nhất, trung bình khoảng
10m, nên sơ bộ lấy chiều sâu giếng cát là 10m , tiến hành tính toán thử:
Chọn đường kính và tính khoảng cách giữa các giếng cát:
Căn cứ vào những máy móc hiện có, chọn đường kính giếng là 0,25m.
Hình 5-39.
Thời hạn đắp đất là 4 tháng, giả sử thi công nền đường với tốc độ bình thường,
liên tục, thời gian cố kết là 2 tháng, tính khoảng cách giữa các giếng cát thoả mãn
%80U
.
Giả định bố trí giếng cát theo mạng tam giác đều, khoảng cách giếng cát là
2,5m.
0156,0
1000
606024302103
2
3
2





xxxxxx
H
tC
T
V
V
Nđs.268
565,1
0,112
3,175
2

10msaudéëphôsuÊtng
d¾pnÒnd¸yëphôsuÊtng
n
z1
z


ø
ø
Tra hình 5-30 được
%5,15
V
U
.
Đường kính ảnh hưởng của giếng cát d
e
:
d

e
= 1.05 x 2,5 = 2.625m
5,10
25,0
625,2
n
3,0
)5,262(
606024302104
2
3


xxxxxx
T
r
Tra hình 5-35 được U
r
= 77,1%
  
%6,80806,0229,0845,01771,01155,011  xU
Vr
ở trên, ta giả định U = 80%, do đó khoảng cách giữa hai giếng cát có thể dùng
là 2,5m.
Tính độ cố kết của bộ phận phía dưới đáy giếng cát:
Do có hai mặt thoát nước, ta có:
mH 5,7
2
1025




0277,0
)750(
606024302103
2
3
2




xxxxxx
H
tC
T
V
V
0277,0
4
2
2
8
1



 eU
V
= 0,2429  24%.

Chọn chiều sâu giếng cát:
Lấy độ cố kết
%6,80
Vr
U
của phần đất móng có giếng cát và
%24
V
U
của
bộ phận không có giếng cát, thay vào công thức tính hệ số ổn định K của các cung
trượt, ta tìm được hệ số ổn định của cung trượt nguy hiểm nhất K
min
> [K] đáp ứng
yêu cầu an toàn.
Vậy chọn chiều sâu giếng cát là 10m.
Tính toán cụ thể (bảng 5-8).
Nđs.269
Tính hệ số ổn định của cung trượt tròn O
1-1
(bán kính R = 15,0m)
Bảng 5-7
Trọng lượng
mảnh (Q)
Lực chống trượt (N x f)
Lực trượt
(T)
Sin  Q
Diện tích
mảnh 

 x 
Qcos  = N
N x f
M
ảnh thứ
N
đ
s.
269
x
Sin

Cos

Đ
ắp
Móng

1
=19

2
=7,3
Q
N
1
N
2
N
3

N
4
f
1
=0,466
f
2
=0,079
f
3
=0,291
f
4
T
(-T)
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
(9)
(10)
(11)
(12)
(13)
(14)
(15)

(16)
(17)
(18)
(19)
1
10.87
0.724
0.690
4.0
29.2
29.2
20.1
21.1
2
9.00
0.600
0.800
7.7
56.2
56.2
44.8
33.7
3
7.00
0.467
0.884
10.3
75.2
75.2
66.5

35.2
4
5.00
0.333
0.943
12.1
88.3
88.3
82.3
29.4
5
3.00
0.200
0.980
13.3
97.2
97.2
95.2
19.4
6
1.00
0.067
0.998
1.1
13.9
20.9
101.4
122.3
101.3
20.3

8.2
7
1.00
0.067
0.998
3.4
13.9
64.6
101.4
166.0
101.3
64.4
11.1
8
3.00
0.200
0.980
5,8
13.3
110.2
97.2
207.0
95.2
108.0
41.5
9
5.00
0.333
0.943
3.1

12.1
153.8
88.3
242.1
83.3
145.0
80.6
10
7.00
0.467
0.884
10.3
10.3
195.5
75.2
270.7
66.5
172.8
f
1
= tg25
0
=0,466
f
2
= tg 4,5
0
= 0,079
f
3

=0.8 x tg20
0
=0.291
126.3
N
đ
s.26
9
Nđs.270
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
(9)
(10)
(11)
(12)
(13)
(18)
(19)
11
9.00
0.600
0.800
12.6
7.7

239.0
56.2
295.2
44.8
191.2
177.0
12
11.30
0.735
0.653
18.2
4.0
346.0
29.2
375.2
19,2
227.7
282.5
13
13.37
0.891
0.454
9.7
184.4
184.4
83.7
164.1
Ho
ạt tải
12.20

0.813
0.582
2,56
46,8
48,6
28.3
39,5
Ho
ạt tải
13.60
0.907
0.421
7,84
149,0
149,0
62,7
135,1
T
ổng cộng
146,4
821,5
958,2
68,2
64,9
278,8
1057,7
147,0
o
o
115

5,28
2
1




10,301151501745,0
46,75,281501745,0
2
1


xx
xx


C
l
=25x7 .46+18x30,10=728,5
217,1
7,057.1
1478,2789,642,685,728


K
N
đ
s.
27

0
N®s.271
Hình 5-40.
3) Tính độ lún của móng giếng cát:
Do nền đắp trên đất yếu thường có độ lún lớn nên phải tiến hành tính lún và
tính độ mở rộng mặt nền đường dự tính cho thi công, đảm bảo trong quá trình vận
doanh có đủ chiều rộng vai đường.
Số liệu tính toán:
- Trọng lượng đầu máy P = 209,6 kN/m
- Chiều cao nền đường H = 7m
- Độ dốc ta luy m = 1,75
- Chiều rộng mặt nền đường 2b = 6,4m
- Đường cong nén lún (hình 5-41)
- Sơ hoạ kích thước nền đường (hình 5-42).
Nội dung tính toán như sau:
Tính ứng suất 
z
ở đáy nền đắp, tại tim đường:
m
m
b
h
o
83,1
75,1
2,3

Hình 5-41. Đường cong nén lún của
đất móng
Hình 5-42. Sơ hoạ các kích thước của nền

đường
Nđs.272
H
o
= H + h
o
= 7.0 + 1.83 = 8.83m
 = arctg 1.75 = 1.053 rad
P
o
= P- h
o
b = 209.6 - 19 x 1,83 x 3.2
= 209.6 - 111.3 = 98.3 kN/m
ứng suất ở đáy nền đắp:



















22
75.11
75.1
053.183.8
3.98
8.167
1 m
m
Ho
P
Hq
o
o


q = 175.3 kN/m
2
= 
z
Chiều rộng một nửa đáy nền đắp a = 8,83 x 1,75 = 15,45m
Tính ứng suất 
z
ở móng nền đắp (bảng 5-9)
Tính 
z
trên trục O
z

ở móng nền đường
Bảng 5-9
Z
a/Z
I

z
=I.q
'Z = Pi
2.00
7.73
0.458 x 2 = 0.916
161.0
14.6
4.00
3.86
0.418 x 2 = 0.836
147.0
29.2
6.00
2.58
0.382 x 2 = 0.764
134.0
43.8
8.00
1.93
0.350 x 2 = 0.700
123.0
58.4
10.00

1.55
0.320 x 2 = 0.640
112.0
73.0
12.00
1.29
0.297 x 2 = 0.594
104.0
87.6
14.00
1.10
0.265 x 2 = 0.530
93.0
102.2
16.00
0.97
0.244 x 2 = 0.488
85.5
116.8
18.00
0.86
0.225 x 2 = 0.450
79.0
131.4
20.00
0.77
0.208 x 2 = 0.416
73.0
146.0
22.00

0.70
0.190 x 2 = 0.380
66.6
160.6
25.00
0.62
0.172 x 2 = 0.344
60.4
182.5
Giá trị hệ số ứng suất I tra ở hình 5-21
Tính độ lún của nền đường: xem bảng 5-10.
N®s.273
Tính hệ số ổn định của cung trượt tròn O
1-4
(bán kính R = 21,0m)
Bảng 5-8
Trọng lượng
mảnh (Q)
Lực chống trượt (N x f)
Lực trượt
t (T)
Sin  Q
Diện tích
mảnh 
 x 
Qcos  = N
N x f
M
ảnh thứ
x

Sin

Cos

Đắp
Móng

1
=19

2
=7,3
Q
N
1
N
2
N
3
N
4
f
1
f
2
f
3
f
4
T

(-T)
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
(9)
(10)
(11)
(12)
(13)
(14)
(15)
(16)
(17)
(18)
(19)
1
17.13
0.815
0.579
10.6
77.4
77.4
44.8
63.1
2

15.0
0.714
0.699
13.2
96.4
96.4
67.4
68.8
3
13.00
0.619
0.785
16.8
122.6
122.6
96.2
75.9
4
11.00
0.524
0.852
19.6
143.1
143.1
122.0
75.0
5
9.00
0.428
0.904

21.8
159.1
159.1
143.8
68.1
6
7.00
0.333
0.943
23.5
171.6
171.6
161.8
57.1
7
5.00
0.238
0.971
24.7
180.3
180.3
175.1
42.9
8
3.00
0.143
0.990
25.5
186.2
186.2

184.3
26.6
9
1.00
0.048
0.999
0.6
26.0
11.4
189.8
243.0
189.6
11.4
10.2
10
1.00
0.048
0.999
2.8
26.0
53.2
189.8
243.0
189.6
53.2
11.7
11
3.00
0.143
0.990

5.2
25.5
98.8
186.2
285.0
184.3
97.8
f
1
= tg25
0
=0.466
f
2
=tg 4,5
0
= 0,079
f
3
= 0.806 tg 20
0
=0.294
f
4
= 0,2429 tg20
0
= 0,0884
40.8
N
đ

s.27
3
N®s.274
(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
(9)
(10)
(11)
(12)
(13)
(18)
(19)
12
5.00
0.238
0.971
7.4
24.7
140.6
180.3
320.9
175.1
136.5
76.4

13
7.00
0.333
0.943
9.6
23.5
182.4
171.6
354.0
161.8
172.0
117.9
14
9.00
0.428
0.904
11.9
21.8
226.1
159.1
385.2
143.8
204.0
165.0
15
11.00
0.524
0.852
13.8
19.6

262.1
143.1
405.3
122.0
223.4
212.4
16
13.00
0.619
0.785
14.0
16.8
266.0
122.6
386.6
96.2
208.8
240.5
17
15.00
0.714
0.699
14.0
13.2
266.0
96.4
362.4
67.4
185.9
258.8

18
17.13
0.815
0.579
21.2
10.6
402.8
77.4
480.2
44.8
233.2
391.4
19
19.90
0.947
0.821
4.1
77.9
77.9
25.0
73.7
Hoạt
tải
14.00
0.667
0.745
11.2
212.8
212.8
158.5

141.9
T
ổng
c
ộng
25.0
2370
1009,8
647.9
11.6
187.0
296.9
59.7
1730.5
487.7

1
= 13,9
0

2
= 135
0
47,491352101745,0
09,59,132101745,0
2
1


xx

xx


C

=25x5.09+18 x 49.47=1017.8
191.1
5.1730
7.4877.599.2960.1876.118.1017


K
N
đ
s.27
4
N®s.276
Tính độ lún của nền đường
Bảng 5-10
Lớp
tính
toán
Độ
sâu
Z(m)
Chiều
dày mỗi
lớp
h

o
(cm)
Trọng
lượng lớp
đất
P
i
(kPa)
Trọng
lượng bình
quân
P
o
(kPa)
ứng suất
phụ

z
(kPa)
ứng suất
phụ bình
quân
Z

(kPa)
Z
Z
o
PP 


(kPa)
Hệ số
rỗng e
2
Hệ số
rỗng e
1
e =e
1
-e
2
1
1 e
e
hS
o



(cm)
0
0
175.3
1
200
7.3
168.2
175.5
1.100
1.340

0.240
20.50
2.0
14.6
161.0
2
200
21.9
154.0
175.9
1.100
1.315
0.125
18.57
4.0
29.2
147.0
3
200
36.5
140.5
177.0
1.100
1.280
0.180
15.78
6.0
43.8
134.0
4

200
51.1
128.5
179.6
1.095
1.255
1.160
14.17
8.0
58.4
123.0
5
200
65.7
117.5
183.2
1.092
1.230
0.138
12.37
10.0
73.0
112.0
6
12.0
200
87.6
80.3
104.0
108.0

188.3
1.087
1.205
0.118
10.72
N
đ
s.27
5
N
đ
s.27
6
N®s.277
7
200
94.9
98.5
193.4
1.082
1.185
0.103
9.44
14.0
102.2
93.0
8
200
109.5
89.3

198.8
1.080
1.167
0.087
8.05
16.0
116.8
85.5
9
200
124.1
82.3
420.6
1.078
1.152
0.074
6.88
18.0
131.4
79.0
10
200
138.7
76.0
214.7
1.068
1.135
0.067
6.27
20.0

146.0
73.0
11
200
153.3
69.8
223.1
1.060
1.120
0.060
5.66
22.0
160.0
66.6
12
25.0
300
182.5
171.6
60.4
63.5
235.1
1.052
1.100
0.048
6.86
=135.27
Nđs.276
N®s.277
Hình 5-43. Đường cong ứng suất.

Đường cong ứng suất như hình 5-43 có đơn vị là kN/m
2
hoặc kPa
Độ lún trong phạm vi có giếng cát S
cát
= 81,39cm
(4) Tính lượng lún tức thời S
d
do biến dạng lún không nở hông;
Các số liệu đã biết: E = 3000 kPa;  = 0,40
q = 175,3 kPa
 
mxO
a
bB 72,72/75,138,8
2

24.3
72.7
000.25

B
Z
Tra hình 5-18 được F = 1,43
cm
x
x
E
Bq
FS

d
5.64
3000
7723,175
43,1
.

Tổng độ lún S = S
c
+ S
d
= 135.27 + 64.50 = 199.77cm
(5) Tính độ lún khi thi công xong S
t
:
Độ lún trong phạm vi có giếng cát:
St
1
=
cmxSU
Vr
60.6539,81806.0 

Độ lún của phần phía dưới giếng cát:
St
2
=

xSU
V

= 0,24 x (135.27 - 81,39) = 12,93cm
Độ lún do biến dạng không nở hông: S
d
= 64.5cm
Độ lún khi thi công xong:
S
t
= 65.60 + 12,93 + 64,5 =143,03 cm
Tính khối lượng gia tăng do lún:
N®s.278
3
46,299,304303,1
3
2
2
3
2
mxxaxxSV
t

Tính độ mở rộng mặt nền đường do lún:
W = (0.5 ~ 0.6) (S - S
t
) . m = 0,6 (199,77 - 143,03)x 1,75
= 0.6 x 56 x 74 x 1,75 = 0,6m
5.6.9. Túi giếng cát
Qua kinh nghiệm thực tiễn ở Trung Quốc cho thấy rằng, việc xử lý nền đất yếu
bằng giếng cát còn tồn tại một số vấn đề sau:
- Việc thi công giếng cát rất khó tránh được hiện tượng co cổ, hoặc cát không
được liên tục trong giếng.

- Các thiết bị thi công giếng cát thường rất nặng, đòi hỏi diện tích thi công lớn,
không thích hợp đối với nền đất yếu.
- Kích thước của giếng cát do yêu cầu thi công quyết định nên thường có mặt
cắt lớn hơn so với kích thước do yêu cầu thoát nước, do đó cần một khối lượng cát
rất lớn.
- Giá thành tương đối cao.
Sự ứng dụng của việc lắp đặt túi giếng cát, trên thực tế đã giải quyết được
những tồn tại của giếng cát thông thường. Từ năm 1977, ở Trung Quốc đã ứng dụng
thành công phương pháp này, vì vậy nó đã được sử dụng rộng rãi để xử lý nền đất
yếu.
Căn cứ vào yêu cầu thoát nước và công nghệ thi công, người ta thường dùng
đường kính túi giếng cát từ 7 đến 12 cm.
Túi để chứa cát cần có tính thấm tốt, có khả năng giữ cho cát không bị thoát ra,
có đủ cường độ chịu kéo để có thể chịu được lực cắt và lực kéo phát sinh tại mặt
trượt. Mặt khác, vật liệu làm túi cần có tính chống lão hoá, tính chống ăn mòn và nên
sản xuất với số lượng lớn để hạ giá thành. Có thể dùng sợi, đay, hoặc sợi hydro
cácbon chưa no để dệt túi chứa cát.
Khi thi công lắp đặt túi giếng cát cần chú ý:
- Việc định vị túi giếng cát phải chuẩn xác
- Hàm lượng bùn trong cát phải nhỏ hơn 3%
- Nên dùng cát khô, sạch, không dùng cát ẩm để tránh cho cát trong túi khi bị
ướt sẽ giảm thể tích và bị nén ngắn lại, làm giảm hiệu qủa thoát nước của nó.
Các túi chứa cát dệt bằng sợi cacbon hydro chưa no nên tránh để mặt trời chiếu
vào lâu.
Trong quá trình thi công, nên chú ý không làm túi cát bị rách để chảy cát ra
ngoài.
N®s.279
Phải đảm bảo sự liên tiếp giữa các túi được lắp đặt trong giếng cát và tầng cát
đệm.
Hình 5-44 biểu thị quá trình thi công túi giếng cát.

Hình 5-44. Thi công túi giếng cát.
5.6.10. Băng nhựa thoát nước
Như đã trình bày ở trên, phương pháp giếng cát cần dùng một khối lượng cát
tương đối lớn, phải khoan giếng và nhồi cát vào. Để khắc phục những tồn tại của
giếng cát, ngoài việc sử dụng túi giếng cát, người ta còn dùng các vật liệu khác thay
thế cho cát như giấy, băng nhựa thoát nước.
Các băng nhựa thường có bề rộng khoảng từ 100 ~ 120mm, dày từ 5~10mm ,
được chế tạo thành các cuộn băng dài. Lõi băng nhựa có các đường rãnh nhỏ để thoát
nước, bên ngoài được bọc bằng một lớp vải địa kỹ thuật (geotextil) để ngăn không
cho các hạt đất cuốn trôi vào lấp đường thoát nước. Hình 5-45 giới thiệu một số loại
cấu tạo mặt cắt ngang của băng nhựa thoát nước.
Hình 5-45. Cấu tạo mặt cắt ngang của băng nhựa thoát nước.
Các băng nhựa được cắm sâu vào đất bằng các thiết bị chuyên dùng.
Hệ số thấm của các rãnh thoát nước trong lõi băng nhựa không được nhỏ hơn
hệ số thấm của cát thô và cát trung. Nguyên lý thiết kế băng nhựa thoát nước cũng
giống như phương pháp giếng cát. Băng nhựa thoát nước được coi như tương đương
một giếng cát có đường kính nhỏ. Nếu chiều rộng băng nhựa là b, chiều dày là  thì
đường kính tương đương là:
N®s.280
 





b
D
2
Trong đó:  là hệ số tính đổi, xác định bằng thực nghiệm.Theo tài liệu của
Trung Quốc, qua kết quả thí nghiệm tại hiện trường cho thấy rằng, chiều sâu cắm

băng nhựa khoảng trên dưới 10m, độ uốn cong của băng nhựa dưới 10% thì hệ số
tính đổi thông thường là  = 0,6~0,9. Khi cắm băng nhựa đến độ sâu yêu cầu, lúc cắt
băng nhựa nên chú ý không cắt sát mặt đất mà phải để một đoạn dài khoảng 20cm
nằm trong lớp đệm cát.
Khi nối dài băng nhựa, nên dùng phương pháp nối phẳng liên tục để đảm bảo
các đường thoát nước được thông suốt. Độ dài chỗ táp nối không nên ngắn hơn
20cm. Phương thức nối như hình 5-46.
Hình 5.46.
Khi thi công cắm băng nhựa, nên đề phòng bùn bị cuốn vào lõi băng nhựa làm
tắc đường thoát nước.
Nếu băng nhựa bị trôi đi 2m thì nên huỷ bỏ và phải cắm bổ sung.
Phải đảm bảo nghiêm ngặt khoảng cách giữa các băng nhựa và độ sâu của nó.
5.6.11. Phương pháp gia tải tạm thời
Nội dung phương pháp này là : sau khi đắp đến cao độ thiết kế, tiếp tục đắp
nền đường cao thêm vài mét nữa, dùng tải trọng đất đắp nén cho đất móng chặt lại,
tăng nhanh quá trình cố kết và nâng cao cường độ của móng. Khi nền đường đã đạt
được đến độ lún cuối cùng (tương ứng với tải trọng nền đường có chiều cao thiết kế)
thì phần đắp vượt tải sẽ được dỡ đi.
1. Phạm vi sử dụng
Phương pháp này chỉ dùng khi chiều cao thiết kế nhỏ hơn nhiều so với chiều
cao giới hạn.Khi đất móng là loại than bùn có tính ép lún lớn, tính thấm tốt thì
phương pháp này là thích hợp nhất.
Khi đất móng là loại sét, á sét ở trạng thái chảy hoặc là cát nhỏ, cát bụi ở trạng
thái bão hoà có tính nén lún lớn, tính thấm nước kém, đòi hỏi thời gian cố kết dài,
muốn rút ngắn thời gian thi công, phải kết hợp phương pháp này với việc bố trí hệ
thống giếng cát để tăng nhanh quá trình cố kết của móng.
2. Những đặc điểm chủ yếu của thiết kế và thi công
Quá trình thi công phải đảm bảo ổn định của nền đường. Do cường độ ban đầu
của nền đất yếu thấp, cần áp dụng biện pháp chất tải thành từng cấp, đồng thời, phải
khống chế tốc độ tăng áp lực nén để đất móng không bị phá hoại. Các bước tính toán

cụ thể như sau:
(1). Căn cứ vào cường độ ban đầu của đất móng, tính tải trọng cho phép ở cấp
1 là P
1
:
N®s.281
K
C
P
u
52,5
1

Trong đó:
C
u
- cường độ ban đầu của đất móng, xác định bằng thí nghiệm cắt
nhanh không thoát nước của máy cắt 3 trục hoặc bằng thí nghiệm
cắt cánh ngoài hiện trường.
K- hệ số an toàn, nên lấy từ 1,1 ~ 1,5.
(2) Tính cường độ móng tăng theo thời gian dưới tác dụng của tải trọng P
1
:
C
u1
= C
u
+ C
u
.

Trong đó:
C
u1
- cường độ đất móng sau khi nâng cao
C
u
- lượng gia tăng của cường độ
C
u
=
.
cuc
tgU



c
- ứng suất cố kết có hiệu (
c
= 
đ
. H
1
= P
1
)
U
- độ cố kết của móng

cu

- góc ma sát trong, xác định bằng thí nghiệm cố kết thoát nước.
(3) Thời gian thi công giai đoạn 1 được xác định căn cứ vào độ cố kết cần đạt
tới cường độ C
u1
.
(4) Sau khi cường độ đất móng đạt tới giá trị C
u1
, cho phép đắp tiếp cấp tải
trọng P
2
:
K
C
P
u1
2
52,5

Dưới tác dụng của P
2
, đất móng cố kết, cường độ đất móng là C
u2
:
C
u2
= C
u
+ C
u1
Với C

u1
=
cuc
tgU


1

c1
= P
2
= 
đ
. H
2
Trong đó: H
2
: chiều cao nền đắp tương ứng với P
2
. Thời gian thi công giai
đoạn 2 cũng được xác định căn cứ vào độ cố kết cần đạt tới cường độ C
u2
. Tương tự
như vậy, ta sẽ tính được P3, P4… và thời gian dự tính nén.
(5) Tính độ lún cuối cùng của móng dưới tải trọng nén dự tính, căn cứ vào độ
lún tính toán và độ lún đo đạc thực tế để xác định thời gian tháo dỡ tải trọng vượt tải.
Thời gian tháo dỡ tải trọng nén vượt tải cần thỏa mãn yêu cầu là độ lún dư thừa phải
nhỏ hơn độ lún cho phép của kết cấu mặt đường.
(6) Khi sử dụng phương pháp nén vượt tải, có thể rút ngắn thời gian thi công
(hình 5-47).

N®s.282
Để loại trừ hiện tượng sau khi tháo dỡ phần vượt tải, dưới tác dụng của tải
trọng vĩnh cửu của nền đắp, ở phần giữa lớp đất yếu hoặc ở những nơi cách xa mặt
thoát nước vẫn phát sinh cố kết lún, thì yêu cầu độ cố kết ở các vị trí đó phải thoả
mãn điều kiện sau:
Sf
f
PP
P
U


Trong đó:
P
f
, P
S
là tải trọng vĩnh cửu và vượt tải.
Hình 5-47. Phương pháp gia tải tạm thời (nén vượt tải)
rút ngắn thời gian thi công.
5.6.12. Phương pháp gia cố đất xi măng
Phương pháp này dùng vôi hoặc xi măng (xi măng bột hoặc vữa xi măng) trộn
với đất theo một tỉ lệ nhất định, tạo thành hỗn hợp đất vôi hoặc đất xi măng để gia cố
móng nền đường.
Theo phương pháp thi công, có thể phân phương pháp gia cố đất xi măng thành
hai loại : Phương pháp gia cố quấy trộn tầng nông và phương pháp gia cố quấy trộn
tầng sâu, cụ thể như sau:
Biện pháp quấy trộn tầng nông
Biện pháp Biện pháp quấy trộn cơ giới (1)
gia cố đất Biện pháp quấy (2)

trộn tầng sâu Biện pháp quấy trộn tia phụt (3)
cao áp (4)
(5)
Trong đó:
N®s.283
1) Phương pháp quấy trộn hình xoắn ốc (phương pháp dùng khoan xoắn ốc
trộn hỗn hợp vữa xi măng - đất).
2) Phương pháp quấy trộn bằng tia phụt dạng bột.
3) Dạng tia phụt rót vữa (tức tia phụt ống đơn).
4) Dạng tia phụt rót vữa và không khí (tia phụt 2 ống)
5) Dạng tia phụt nước, không khí, vữa (tia phụt 3 ống).
- Biện pháp gia cố quấy trộn tầng nông là đem đất đào ở gần nơi xử lý móng,
sau khi sàng, đem trộn với xi măng theo một tỉ lệ nhất định, dùng nhân công hoặc
máy trộn đều, đổ vào hố móng rồi dùng nhân công hoặc máy đầm chặt lại.
Phương pháp này được dùng nhiều để xử lý móng đường ôtô, hiệu qủa tốt.
- Phương pháp quấy trộn tầng sâu: là phương pháp dùng máy trộn có phiến
hình xoắn ốc quay xung quanh trục tung, tạo thành cọc trụ tròn gia cố đất. Phương
pháp này gồm 2 loại: phương pháp quấy trộn bằng cơ giới và phương pháp quấy trộn
bằng tia phụt cao áp.
Phương pháp quấy trộn bằng tia phụt cao áp có thể xem là một phương pháp
ứng dụng đào than bằng thuỷ lực để xử lý móng. Phương pháp này dùng bơm cao áp,
bơm vữa với tốc độ lớn để cưỡng chế đất và xi măng kết hợp lại, miệng phun của
máy vừa xoáy, vừa nâng cao, tạo thành những cọc trụ tròn trong đất móng. Cường độ
kháng nén cực hạn của cọc có thể đạt tới 50~800N/cm
2
.
Phương pháp quấy trộn bằng tia phụt cao áp này tương đương với phương pháp
gia cố đất bằng cọc tia phụt xoáy, gọi tắt là phương pháp phụt xoáy. Đường kính
miệng phụt thông thường là 1,5~1,8mm, lực nén của tia phụt là 2000N/cm
2

, tốc độ
xoáy của miệng phụt là 20 lần/phút. Tia phụt 3 ống có độ nâng cao là 2,5 ~ 5cm,
đường kính cọc thường là 0,5m.
Phương pháp dùng tia phụt dạng bột là dùng máy thi công đặc biệt, dùng
không khí nén, làm cho vật liệu gia cố dạng bột hoặc dạng hạt được trộn đều với đất
móng thành một hỗn hợp, nâng cao cường độ và ổn định của đất móng, không khí
sau khi tách khỏi vật liệu gia cố, sẽ men theo trục quấy thoát lên mặt đất;
Căn cứ vào tính chất của đất móng và mục đích gia cố, có thể dùng xi măng
hoặc vôi sống làm vật liệu gia cố, do không sử dụng nước nên tránh được ô nhiễm
môi trường.
Phương pháp quấy trộn vôi sống tầng sâu là dùng các thiết bị chuyên dụng,
khuấy trộn đều vôi sống và đất sét mềm ở độ sâu tương đối lớn, lợi dụng tác dụng
của phản ứng hoá học giữa vôi sống và đất dính để gia cố đất móng. Cường độ đất
mềm gia cố bằng phương pháp này lớn gấp vài lần so với cường độ của đất gia cố
bằng cọc vôi sống. ở Nhật, áp dụng phương pháp này, sau khi tiến hành 6 lần thí
nghiệm tại hiện trường, trong đó có một lần, độ sâu gia cố đạt 13m, sau 7 ngày,
cường độ tăng khoảng 10 lần.
5.6.13. Cọc đá dăm
Phương pháp này dùng để gia cố nền đất yếu là sét hoặc á sét. Dùng máy chấn
động ống chìm (đường kính ống 30 ~ 40cm, dài từ 2 ~ 5m, trong ống có thiết bị gây
N®s.284
chấn động) kết hợp với việc xối nước ở đầu mũi ống để khoan lỗ đường kính từ 0,5 ~
1,0m, , với chiều sâu có thể tới 15 ~ 20m vào trong tầng đất yếu. Dùng vật liệu là
cuội sạch hoặc đá dăm kích cỡ 20~50mm với hàm lượng cát 10% lấp ngay vào
lỗ khoan, khi chúng rơi dần xuống, mũi ống sẽ được chèn chặt do chấn động của ống
chìm, sau đó, ống chấn động được nâng dần lên, hình thành cột đá dăm được chèn
chặt từ dưới lên. Các cột đá dăm được phân bố đều trên diện tích khoảng 5m
2
/cột. Vì
các cột này có mô đun biến dạng lớn hơn của đất xung quanh rất nhiều, nên có sự tập

trung ứng suất trên các cột đá dăm khi có tải trọng tác dụng.
Gia cố nền đất yếu bằng các cột đá dăm có tác dụng tăng độ ổn định và giảm
tính nén lún của đất móng một cách đáng kể.
5.6.14. Cột đất gia cố vôi hoặc xi măng
Cột đất gia cố bằng vôi hoặc xi măng là một phương pháp xử lý nền đất yếu có
hiệu qủa và đã được ứng dụng rất rộng rãi để xử lý nền đất yếu trong xây dựng dân
dụng. Từ lâu, người ta đã biết rằng: khi trộn đất sét với một lượng vôi hoặc xi măng
thì cường độ của nó cao hơn hẳn so với lúc chưa được gia cố. Người ta dùng thiết bị
khoan đặc biệt tạo thành các cột có đường kính 10cm đến độ sâu yêu cầu và được
xoáy ngược chiều để rút lên. Vôi sống hoặc xi măng được đưa vào trong cần khoan
vào trong đất, khi ống khoan xoay rút lên đồng thời có tác dụng khuấy trộn vật liệu
và làm chặt đất.
Tác dụng lý hoá giữa vôi hoặc xi măng và đất làm tăng sức chống cắt và giảm
tính nén lún của đất.
Kết quả nghiên cứu cho thấy sau 3 tháng, đất gia cố vôi đạt khoảng 80% cường
độ yêu cầu, với đất gia cố xi măng, để đạt cường độ như vậy chỉ cần 2 tháng.
Kết quả thí nghiệm nén tĩnh cột đất xi măng cho thấy cường độ của nền đất
tăng gấp 2  3 lần so với khi chưa gia cố. Hệ số thấm của đất vôi hoặc đất xi măng
khá lớn (khoảng 10
-2
~ 10
-4
cm/s) vì vậy, các cột đất gia cố này còn là những cột thoát
nước thẳng đứng, làm tăng nhanh quá trình cố kết của đất móng.
5.6.15. Phương pháp cố kết động
Phương pháp này thường được áp dụng để gia cố đất yếu là cát, đất có tính lún
sập hoặc đất đắp có hệ số bão hoà S
r
< 0,7. Để nén chặt đất, người ta cho quả đầm có
khối lượng từ 10 ~ 20 tấn, thả rơi từ độ cao 15 ~ 20m xuống mặt nền đất cần gia cố.

Việc thả đầm được tiến hành nhiều lần, có thể kéo dài đến vài tuần, tuỳ theo hệ số
thấm của nền đất.
Phương pháp này cần phải xác định độ ẩm tốt nhất 
o
và độ chối đầm nén. Độ
chối là độ lún đàn hồi của đất sau một lần đầm, khi độ chối của hai lần đầm liên tiếp
là một số không đổi thì đó là độ chối đầm nén. Thường thì có thể đạt độ chối đầm
nén sau 5 ~ 12 lần đầm.
Đường kính d của quả đầm có thể xác định theo công thức gần đúng sau:
d = k.h (m)
Trong đó:
N®s.285
k - hệ số, phụ thuộc vào loại đất (đất sét: k = 1; đất sét đắp: k =
0,85; á sét k = 0,75 ~ 0,80; á cát k = 0,70; cát k = 0,65).
h - chiều sâu cần nén chặt (m)
Trọng lượng quả đầm Q tính theo công thức sau:
với cát: Q = 1,2 d
2
; (tấn)
với đất sét  Q = 1,6 d
2
; (tấn)
5.6.16. Phương pháp gia cố tổng hợp
Để tăng hiệu qủa gia cố, giảm bớt diện tích chiếm đất và tiết kiệm vật liệu, có
thể áp dụng đồng thời hai phương pháp gia cố, ví dụ: dùng đồng thời giếng cát và hộ
đạo phản áp (hình 5-48a), dùng tầng đệm cát kết hợp với hộ đạo (hình 5-48b), dùng
tầng đệm cát kết hợp với bè gỗ (hình 5-48c); dùng hộ đạo kết hợp với rãnh đá (hình
5-48d), hoặc có thể dùng phương pháp gia cố bằng hộ đạo kết hợp với biện pháp thay
đất (hình 5-48e).
Trên đây đã giới thiệu một số phương pháp xử lý khi xây dựng công trình trên

đất yếu. Khi thiết kế, cần căn cứ vào tính chất nền đất yếu, điều kiện thi công và các
điều kiện kinh tế kỹ thuật cụ thể để lựa chọn một phương án thích hợp nhất.
a) Hộ đạo phản áp kết hợp giếng cát
b) Hộ đạo phản áp kết hợp đệm cát
c) Bè gỗ kết hợp đệm cát
d) Hộ đạo phản áp kết hợp rãnh đá
e) Hộ đạo phản áp kết hợp thay đất bằng lớp đệm cát.
Hình 5-48. Các biện pháp gia cố tổng hợp
5.7. Quan trắc và khống chế việc thi công nền đắp trên đất yếu
N®s.286
Chất lượng của công tác thiết kế và xây dựng nền đắp trên đất yếu phụ thuộc
rất nhiều vào chất lượng của công tác thăm dò khảo sát địa chất công trình. Kinh
nghiệm cho thấy rằng, đa số các sự cố xảy ra đối với các công trình xây dựng trên đất
yếu là do sự không phù hợp giữa công tác khảo sát thiết kế so với thực tế. Vì vậy, để
giảm thiểu các sự cố đáng tiếc có thể xảy ra, trong quá trình thi công, phải tiến hành
quan trắc các biến dạng của nền đường một cách nghiêm túc để khống chế việc thi
công, đảm bảo ổn định của nền đường.
5.7.1.Nội dung chủ yếu của việc quan trắc thi công nền đắp trên đất yếu
1. Quan sát biến dạng của nền đất bằng công nhân tuần tra:
Cử những công nhân có kinh nghiệm đi tuần tra dọc tuyến, quan sát các biến
dạng nhỏ trên mặt nền đường, các vết nứt hoặc các vết gồ lên ở chân taluy, phát hiện
những chỗ có nước đùn ra, căn cứ vào đó để quyết định cho đắp chậm lại hoặc ngừng
không đắp tiếp nữa.
2. Quan trắc chuyển vị ngang:
Đo chuyển vị ngang và xu thế phát triển của nó trong quá trình thi công để
phán đoán sự ổn định và khống chế tốc độ thi công nền đường. Nếu tốc độ chuyển vị
ngang tăng nhanh, phải dừng lại, không đắp tiếp hoặc dỡ bớt tải trọng đất đắp, tránh
móng bị ép trồi.
Để quan trắc chuyển vị ngang, người ta đóng 1~2 hàng cọc biên bằng gỗ, kích
thước 100x100 x1000mm , cách chân ta luy khoảng 2~10m. Nếu chỉ đóng 1 hàng

cọc biên dọc hai bên ta luy thì nên đóng cách chân taluy 2~4m.
Khoảng cách giữa các cọc từ 10 ~ 20m, cọc phải được đóng sâu xuống đất,
đầu cọc cao hơn mặt đất 2 ~ 3cm, ở đỉnh cọc đóng 1 đinh nhỏ phục vụ cho việc đo
đạc sau này. Mỗi hàng cọc biên phải có một cọc cố định nằm ngoài phạm vi ảnh
hưởng của tải trọng nền đắp. Cọc cố định phải đổ chân bằng bê tông, có cọc bảo vệ
và cọc dấu để hiệu chỉnh và kiểm tra. Lấy cọc cố định làm chuẩn, dùng máy kinh vĩ
đo chuyển vị theo thời gian, độ chính xác khi đo đạc đảm bảo sai số  1mm.
Thông thường, mỗi khi vào ca hoặc tan ca thì đo đạc một lần, mức chênh lệch
giữa 2 lần đo chia cho thời gian đo đạc, nhân với 24 giờ cho ta độ lún và lượng
chuyển vị ngang bình quân trong ngày. Thông thường cho rằng, khi lượng chuyển vị
ngang bình quân trong ngày nhỏ hơn 10 ~15mm, độ lún bình quân trong ngày nhỏ
hơn 10mm(hoặc 20mm nếu dùng giếng cát) là an toàn. Nếu nhiều lần liên tục mà
lượng chuyển vị ngang và độ lún bình quân trong ngày vượt quá giới hạn trên thì nên
dừng việc thi công, tăng cường việc đo đạc và đặc biệt chú ý quan sát sự xuất hiện
các vết nứt, sự phát triển của nó trong nền đắp, khi cần thiết phải có biện pháp xử lý
ngay.
3. Quan trắc lún:
Có nhiều loại thiết bị đo lún của nền đất như:
- Các cọc mốc cao độ.
- Các tấm đo lún bề mặt.
- Thiết bị đo lún theo chiều sâu.
- Thiết bị đo lún (chính xác) bề mặt.