Phương pháp ước lượng độ lún ngắn hạn và lâu dài nền đất có xét đến trạng thái ban đầu

Trong thực tế, trạng thái ứng suất trong nền phụ thuộc ứng suất do tải trọng ngoài, trọng lượng bản thân, áp lực lỗ rỗng thặng dư và cột nước thủy tĩnh. Phương pháp dự tính độ lún có xét đến trọng lượng bản thân, cột nước thủy tĩnh kết hợp với việc hiệu chỉnh biến dạng do trọng lực được thiết lập và đề nghị. Ưu điểm của phương pháp này thể hiện thông qua việc sử dụng các đặc trưng biến dạng thoát nước thay cho đặc trưng biến dạng không thoát nước để đánh giá độ lún ban đầu. Kết quả tính toán cho thấy độ lún ngắn hạn, lâu dài và theo thời gian theo tổng độ lún lớp phân tố xấp xỉ với các kết quả theo các phương pháp đã có. Kết quả nghiên cứu có thể được sử dụng để dự tính độ lún nền đất yếu bão hòa nước theo thời gian và bổ sung thêm các phương pháp dự tính độ lún. ABSTRACT Settlement prediction usually is based on value of increased stress and excess pore water pressure. In fact, stress state in ground depends on external load, self weight, excess pore pressure and static water pressure. Method of settlement prediction accounting on self weight, static water pressure compining with correction of gravity is established and suggested. The advantage of this method is expressed through the use of typical drained instead undrained deformation characteristic for evaluating initial settlement. Calculation results show that short- term, long-term settlement and settlement at different moments according to summation of settlement of element layers are approximate to the results of existed method. The study results can be used to predict settlement of saturated soft ground at different moments and add to methods to predict settlement. 1. ĐẶT VẤN ĐỀ Đối với các kết quả nghiên cứu, độ lún của nền đất thường được trình bày nhiều hơn trong các tài liệu cơ bản [1], [2]. Ở đây, mô hình sử dụng có dạng cột đất và ứng suất gây lún là ứng suất gia tăng theo phương đứng. Nếu sử dụng giá trị module tổng biến dạng Eo và căn cứ lý thuyết đàn hồi, cột đất được xem như nở hông một phần. Tuy nhiên, các công thức dự tính độ lún lại loại trừ hiện tượng chuyển vị ngang trong nền TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2016 458 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM  khi lược bỏ hệ số xét biến dạng ngang β nên độ lún ước lượng chỉ do biến dạng thể tích. Trong các trường hợp khác, việc sử dụng đường cong nén lún (e-p) để xác định giá trị hệ số rỗng tương ứng với ứng suất nén, sử dụng hệ số nén tương đối ao (mv) hay các giá trị chỉ số nén Cc, nở Cs và kể cả phương pháp lớp tương đương thì việc tính toán chấp nhận sơ đồ một chiều, tức là cột đất có bề rộng vô cùng lớn hay chuyển vị ngang dọc theo biên ứng suất tác dụng không xảy ra. Kết quả tính toán theo sơ đồ bài toán một chiều có thể chấp nhận được khi diện gia tải rộng so với bề dày lớp chịu nén và phù hợp khi đánh giá độ lún ổn định tại tâm diện gia tải. Trong trường hợp này, mô hình cột đất được xem giới hạn chuyển vị theo phương ngang và ứng xử như mẫu đất trong hộp nén không nở hông. Ngoài độ lún được tính toán từ nhiều phương pháp, chuyển vị tại các vị trí trong nền đất dưới công trình chỉ được ghi nhận bằng hàng loạt quan trắc thực tế và được sử dụng để phân tích. Các kết quả quan trắc và tính toán đều cho thấy nền đất yếu dưới công trình đắp chuyển vị ngang đáng kể và điều này gây độ lún bổ sung. Kể từ bề mặt, chuyển vị ngang tăng dần đến giá trị cực đại và giảm dần theo độ sâu. Chuyển vị ngang đạt giá trị lớn nhất tại chân mái taluy và tắt dần khi càng xa mái taluy công trình [3], [4], [5]. Hơn nữa, việc đánh giá độ lún có xét chuyển vị ngang cho thấy sự phân bố độ lún của nền đất yếu dưới công trình đắp phù hợp với kết quả quan trắc. Tuy vậy, đối với móng cứng, độ lún tại tâm móng có thể nhỏ và phù hợp với kết quả tính toán chỉ xét đến biến dạng thể tích do độ lún tại mép móng nhỏ hơn nhiều nên được phân bố lại do độ cứng của móng. Như vậy, lún là hiện tượng chuyển vị theo phương hướng xuống trong phạm vi nền và phụ thuộc vào tải trọng công trình cũng như đặc trưng biến dạng của đất nền. Tổng độ lún bao gồm hai thành phần: biến dạng thể tích và biến dạng do chuyển vị ngang của đất trong phạm vi vùng nền. 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT ĐỀ NGHỊ ĐỂ ƯỚC LƯỢNG ĐỘ LÚN NGẮN HẠN VÀ LÂU DÀI CÓ XÉT TRẠNG THÁI BAN ĐẦU Thí nghiệm nén ba trục có thể được xem là hợp lý đối với môi trường đất do có thể mô tả được trạng thái của đất nền trong điều kiện thế nằm tự nhiên kể cả mức độ cố kết. Trong quá trình thí nghiệm, mẫu đất được áp đặt trạng thái ứng suất ban đầu theo phương đứng và phương ngang. Khi gia tăng ứng suất nén, biến dạng ngang của mẫu đất cùng phát triển theo mức độ biến dạng theo phương đứng. Kết quả thí nghiệm nén mẫu còn cho phép xác định đặc trưng biến dạng theo quan hệ ứng suất biến dạng. Từ đó, từ đặc trưng biến dạng có thể xác định được mức độ biến dạng hay giá trị độ lún tương ứng với ứng suất tác dụng. Theo định nghĩa: σE= ε Nên độ lún: o o σ Δh=ε.h =S= ×h E (1) Ở đây: σ - ứng suất gia tăng; ε - biến dạng dọc trục; ho – bề dày lớp đất chịu nén. TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2016 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 459 Hình 1. Mô hình cột đất xác định độ lún và quan hệ ứng suất biến dạng. Từ lý thuyết đàn hồi áp dụng cho bài toán phẳng, chuyển vị theo phương đứng và phương ngang theo các thành phần ứng suất có thể biểu diễn dưới dạng [6]: ( ) ( )h 2 z x z 1v= 1-ν σ -ν 1+ν σ dz E ⎡ ⎤⎣ ⎦∫ (2) ( ) ( )x 2 x z 0 1u= 1-ν σ -ν 1+ν σ dx E ⎡ ⎤⎣ ⎦∫ (3) Ở đây: x, z – tọa độ điểm đang xét. E, ν - module biến dạng và hệ số Poisson của vật liệu. Trong bài toán biến dạng phẳng: σy = ν(σx+σz), giá trị ứng suất nén đẳng hướng xác định được khi biết các thành phần ứng suất: ( )x y z x zσ +σ +σ 1+νσ= = σ +σ3 3 (4) Trong trường hợp này, biểu thức xác định chuyển vị đứng (2) có thể thay thế bằng công thức sau: h z z σ -σ σv=S= + dz 2G K ⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠∫ (5) Hoặc: v1 = vs + vv Ở đây: vs – chuyển vị đứng do biến dạng hình dạng, h z s z σ -σv = dz 2G∫ vv – chuyển vị đứng do biến dạng thể tích, h v z σv = dz K∫ ho S σz σzg σxg σx TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2016 460 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM  Với: h – bề dày lớp chịu nén; K – module biến dạng thể tích: ( ) EK= 3. 1-2ν ; G – module biến dạng hình dạng: ( ) EG= 2 1+ν . Các biểu thức (1) và (5) đều căn cứ mô hình cột đất và kết quả độ lún dự tính theo hai công thức trên đều cho giá trị độ lún như nhau. Tuy nhiên, biểu thức (5) có thể sử dụng dễ dàng hơn để đánh giá độ lún hay chuyển vị tại điểm có tọa độ bất kỳ nên phù hợp cho việc đánh giá độ lún lệch đối với móng mềm như nền công trình đắp. Để đánh giá độ lún ban đầu có thể sử dụng module biến dạng (Eu) xác định bằng thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ không thoát nước với áp lực hông tương ứng với độ sâu lấy mẫu (σ’3 = K0.γ’.z). Giá trị hệ số Poisson tổng thể νtot phụ thuộc độ bão hòa, tính nén của cốt đất, trạng thái ứng suất và dao động trong phạm vi 0,452÷0,486 tùy theo độ sâu [7]. Để xác định giá trị độ lún ổn định cần sử dụng module biến dạng Eo xác định bằng thí nghiệm theo sơ đồ thoát nước như thí nghiệm nén cố kết thông thường hoặc nén ba trục. Kết hợp với giá trị hệ số Poisson có thể xác định được các giá trị biến dạng của cốt đất G và K. Kết quả tính toán theo biểu thức (5) cho thấy độ lún do biến dạng hình dạng chiếm tỷ lệ khá lớn trong toàn bộ độ lún. Độ lún của nền đất ở thời điểm bất kỳ có thể biểu diễn dưới dạng tổng lún ban đầu và độ lún phát triển theo thời gian, do đó: S(t) = Ss(0) + Sv(0) + S’(t) (6) Với: Ss(0) – độ lún do biến dạng hình dạng ban đầu; Sv(0) – độ lún do biến dạng thể tích ban đầu; S’(t) – độ lún phát triển theo thời gian. Biểu thức (5) và (6) cũng như các biểu thức sử dụng ước lượng độ lún khác đều sử dụng thành phần ứng gia tăng. Trong thực tế, đặc điểm trạng thái ứng suất biến dạng của nền đất phụ thuộc đáng kể vào trạng thái thái ứng suất ban đầu, tức là phụ thuộc chiều cao cột đất tại điểm đang xét cũng như áp lực nước lỗ rỗng tại điểm đó. Từ biểu thức (5), việc dự báo độ lún theo tổng lớp phân tố theo thời gian trên cơ sở bài toán cố kết hai chiều có thể được thực hiện theo công thức sau: ( ) ( ) ( ) ( )' ' 'i zi ii i 1 sk sk σ t σ t -σ t S t = .h + .h K 2G n i= ⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦∑ (7) Với: Ksk, Gsk – các đặc trưng biến dạng được xác định trong điều kiện thoát nước theo Eo và ν; hi – bề dày lớp đất phân tố. Trong đó, các thành phần ứng suất được xác định dưới dạng: ' z z w wσ =γ.z+σ (x,z,p)-u(x,z,t)-γ h ( )z⋅ (8) ' x 0 x w wσ =γ.z.K +σ (x,z,p)-u(x,z,t)-γ h ( )z⋅ (9) TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2016 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 461 Với: γ.z và γ.z.K0 – các thành phần ứng suất ban đầu (γ - dung trọng đất nền và z – độ sâu điểm đang xét); σz(x,z,p) và σx(x,z,p) – các thành phần ứng suất gia tăng do tải trọng ngoài; u(x,z,t) – áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở thời điểm t; γw.hw(z)– áp lực do cột nước thủy tĩnh. Công thức (7) cho thấy nếu xét trọng lượng bản thân thì ngay thời điểm chưa có tác dụng tải trọng ngoài, độ lún đã xuất hiện (ít nhất là do biến dạng thể tích do tác dụng của trọng lực) và điều này là không hợp lý. Do đó, xét độ lún do trọng lượng bản thân, sử dụng công thức (7) với các thành phần ứng suất do trọng lượng bản thân có xét cột nước thủy tĩnh có thể thu nhận được độ lún: Scorr = A. Giá trị A xác định được được xem là độ lún hiệu chỉnh. Trong quá trình tính toán độ lún cần phải loại trừ đi giá trị A, là độ lún do trọng lượng bản thân. Nghĩa là khi có lực hút trái đất thì nền lún một đoạn A, nên trong đánh giá độ lún cần xét hiệu chỉnh giá trị này. Từ đó, giá trị độ lún ước lượng có thể viết dưới dạng : S*(t) = S(t) - A (10) 3. ÁP DỤNG TÍNH TOÁN VÀ PHÂN TÍCH SO SÁNH Để phân tích đánh giá khả năng áp dụng và mức độ tin cậy của phương pháp, chúng tôi chọn lựa tính toán ước lượng độ lún ngắn hạn và lâu dài của nền đất yếu dưới công trình đường đắp của dự án mở rộng quốc lộ 1A đoạn từ Vĩnh Long đi Cần Thơ. Sơ đồ bài toán thể hiện như ở hình 2. Ở đây, lớp đất yếu là bùn sét hữu cơ có bề dày trung bình 20m, dung trọng tự nhiên γ = 16,62 kN/m3; độ bão hòa Sr = 97,6%; hệ số thấm từ thí nghiệm nén cố kết: k = 0,631.10-7 cm/s; module tổng biến dạng theo trạng thái ứng suất và kết quả thí nghiệm cố kết Eo = 730 KN/m2; hệ số Poisson ν = 0,3; module biến dạng tức thời Eu = 2770 kN/m2 được lấy từ kết quả thí nghiệm nén ba trục theo sơ đồ CU với áp lực buồng σ3 = 50kN/m2. Mực nước ngầm nằm ngang mặt đất tự nhiên. Chiều cao trung bình nền đường 1,2 m với dung trọng trung bình 19 KN/m3. Hình 2. Sơ đồ nền đường đắp trên đất yếu dự án mở rộng quốc lộ 1A đoạn Vĩnh Long – Cần Thơ TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2016 462 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM  Từ đó, module biến dạng thể tích khung cốt đất: 20 sk E 730K = = =608kN/m 3(1-2 ) 3(1-2.0,3)ν Module biến dạng cắt: 20 sk E 730G = = =281kN/m 2(1+ ) 2(1+0,3)ν Ứng suất đẳng hướng được tính theo công thức: 3 2 ''' zx σσσ += Việc tính toán theo tổng lớp phân tố với bề dày mỗi lớp hi = 1,0 m. Nếu xem trạng thái ứng suất ban đầu của sét mềm bão hòa nước gần như thủy tĩnh, độ lún do trọng lượng bản thân được xác định theo các thành phần ứng suất ban đầu và cột nước thủy tĩnh có giá trị A = 2,239 m và là giá trị được sử dụng để hiệu chỉnh. Độ lún tức thời có thể biểu diễn dưới dạng: ' ' 'n i zi i i i i=1 sk sk σ (x,z,t=0) σ (x,z,t=0)-σ (x,z,t=0)S*(0)= .h + .h -A K 2G ⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦∑ Hình 3 thể hiện sự phân bố độ lún ban đầu của nền đất theo hai phương pháp. Ở đây, khi không xét trạng thái ban đầu, việc tính toán sử dụng đặc trưng biến dạng xác định trong điều kiện không thoát nước có xét tính nén ép của nước lỗ rỗng và các thánh phần ứng suất gia tăng như kết quả nghiên cứu đã có [6]. Trong khi đó, nếu xét trạng thái ứng suất ban đầu, các đặc trưng cơ lý sử dụng được xác định theo sơ đồ thoát nước như thí nghiệm nén cố kết thông thường. Kết quả tính toán cho thấy sự phân bố độ lún ngắn hạn dự tính theo hai phương pháp tương tự nhau. Tuy nhiên, độ lún ngắn hạn trong phạm vi diện gia tải từ kết quả tính toán có xét trạng thái ban đầu có giá trị lớn hơn. Điều này là do kết quả tính toán cho thấy độ phình trồi của đất ngoài phạm vi diện gia tải có xu hướng lớn hơn gây độ lún một phần bổ sung. Tỷ lệ độ lún ngắn hạn và dài hạn lớn nhất tại tâm theo phương pháp này có giá trị đến 23% so với 8,7% từ phương pháp không xét trạng thái ban đầu và xét tính nén ép của nước lỗ rỗng. Hình 3. Sự phân bố độ lún tức thời không xét trạng thái ban đầu và có xét trạng thái ban đầu theo phương pháp đề nghị TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2016 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 463 Độ lún ổn định xác định được khi áp lực nước lỗ rỗng thặng dư tiêu tán hoàn toàn hay khi u(x,z,t) = 0: ' ' 'n i zi i i i i=1 sk sk σ (x,z,t= ) σ (x,z,t= )-σ (x,z,t= )S*( )= .h + .h -A K 2G ⎡ ⎤∞ ∞ ∞∞ ⎢ ⎥⎣ ⎦∑ Sự phân bố độ lún ổn định thể hiện ở hình 4 cho thấy quy luật phân bố độ lún là tương tự như nhau nhưng có một số khác biệt về giá trị tại một số vị trí. Tuy nhiên, sự khác biệt này có thể xem không đáng kể. Độ lún trong phạm vi diện gia tải theo phương pháp có xét trạng thái ban đầu có khuynh hướng lớn trong khi ngoài phạm vi này thì ngược lại so với phương pháp không xét trạng thái ban đầu. Hình 4. Sự phân bố độ lún ổn định không xét trạng thái ban đầu và có xét trạng thái ban đầu theo phương pháp đề nghị Để đánh giá độ lún theo ở thời điểm bất kỳ, trong trường hợp này sử dụng lý thuyết cố thấm hai chiều. Căn cứ điều kiện thoát nước: biên dưới không thấm do có mặt lớp sét cứng, biên ngang với áp lực nước lỗ rỗng không thay đổi đáng kể được chọn cách tâm diện gia tải l = 20 m, tức là cách biên diện gia tải xấp xỉ 10 m. Áp lực nước lỗ rỗng thặng dư được xác định bằng biểu thức: ( )2 22w ij vz 2 2 i=1 j=1 i j iπ jπu (x,z,t)= A ×exp -C ×π ζ + t ×sin x+l ×sin z 4l h 2l h ∞ ∞ ⎧ ⎫⎡ ⎤⎛ ⎞⎪ ⎪⎡ ⎤ ⎛ ⎞⎨ ⎬⎢ ⎥⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎝ ⎠⎝ ⎠⎪ ⎪⎣ ⎦⎩ ⎭∑∑ Ở đây : ( )h lij w 0 l 2 i jA u (x,z,0) sin x l sin z dx dz lh 2l h− π π⎡ ⎤ ⎛ ⎞= ⋅ + ⋅ ⋅⎜ ⎟⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎝ ⎠∫ ∫ TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2016 464 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM  Với: l – giới hạn theo biên ngang theo điều kiện thấm; ζ - hệ số bất đẳng hướng về giá trị hệ số thấm. Ứng với giá trị áp lực nước lỗ rỗng thặng dư xác định được, các thành phần ứng suất hữu hiệu được xác định. Từ đó, độ lún ở thời điểm bất kỳ: ' ' 'n i zi i i i i=1 sk sk σ (x,z,t) σ (x,z,t)-σ (x,z,t)S*(t)= .h + .h -A K 2G ⎡ ⎤⎢ ⎥⎣ ⎦∑ Biểu thức trên cho phép xác định độ lún tại điểm có tọa độ bất kỳ ở thời điểm bất kỳ phụ thuộc vào trạng thái ứng suất ban đầu và sau khi gia tải ở các điểm trong nền. Độ lún tại tâm và biên diện gia tải được tính toán và thể hiện như ở hình 5. Hình 5. Độ lún theo thời gian theo tổng lớp phân tố có xét ảnh hưởng của trọng lượng bản thân và cột nước thủy tĩnh tại tâm và tại biên. Có thể thấy rằng phương pháp dự tính độ lún tức thời, ổn định và theo thời gian có xét ảnh hưởng của trọng lượng bản thân và cột nước thủy tĩnh là phương pháp mới, khác biệt với các phương pháp đã có. Ưu điểm của phương pháp này là chỉ xét các đặt trưng biến dạng thoát nước (không cần sử dụng các thông số biến dạng không thoát nước như phương pháp đề nghị trước đó); cho phép đánh giá trạng thái ứng suất ban đầu và chịu tác dụng tải trọng xác thực hơn; kết quả tính toán phù hợp với ứng xử thực tế, đặt biệt là tốc độ lún ở các thời điểm ban đầu so với cách tính trung bình khi xem nền là một lớp. Công thức tính lún mới được xây dựng và đề nghị có dạng: ' ' '' '' g zg gz sk sk sk sk σ (x,z) σ (x,z)-σ (x,z)σ (x,z,t)-σ (x,z,t)σ (x,z,t)S*(t)= .h+ .h - .h+ .h K 2.G K 2.G ⎡ ⎤⎡ ⎤ ⎢ ⎥⎢ ⎥ ⎢ ⎥⎣ ⎦ ⎣ ⎦ Trong đó: - ),,(' tzxσ và ),,(' tzxzσ là các thành phần ứng suất có xét ứng suất do trọng TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2016 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM 465 lượng bản thân, ứng suất do tải trọng ngoài, áp lực nước lỗ rỗng thặng dư ở thời điểm t và cột nước thủy tĩnh. - ),(' zxgσ và ),(' zxzgσ là các thành phần ứng suất hữu hiệu do trọng lượng bản thân. Phương pháp này có ưu điểm là chỉ sử dụng các đặc trưng biến dạng thoát nước thông thường và cho phép đánh giá độ lún ở các thời điểm khác nhau kể cả thời điểm ban đầu. Độ lún ổn định từ phương pháp đề nghị có giá trị xấp xỉ như các kết quả dự tính độ lún đã có cho thấy phương pháp đề nghị có độ tin cậy cần thiết. 4. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ Trên cơ sở mô hình cột đất có xét trạng thái ứng suất biến dạng ban đầu, xây dựng phương pháp, thiết lập chương trình và tính toán áp dụng cho điều kiện thực tế đánh giá độ lún ngắn hạn và lâu dài theo tổng lớp phân tố kết hợp bài toán cố kết hai chiều, có thể rút ra các kết luận chính như sau: - Phương pháp đề nghị cho phép đánh giá độ lún ngắn hạn mà không cần sử dụng các đặc trưng biến dạng xác định trong điều kiện không thoát nước. Ở đây, độ lún ngắn hạn từ bài toán cụ thể chiếm đến 23% giá trị độ lún ổn định. - Phương pháp đề nghị cho phép đánh giá độ lún tại điểm có tọa độ bất kỳ ở thời điểm bất kỳ nên cho phép đánh giá độ lún lệch của nền đất yếu dưới công trình đắp theo thời gian. - Độ lún ngắn hạn, ổn định và theo thời gian theo phương pháp đề nghị có giá trị xấp xỉ kết quả tính toán theo phương pháp đã có đã được so sánh với kết quả quan trắc thực tế nên có độ tin cần thiết. Phương pháp tính toán đề nghị có thể được sử dụng kết hợp với mô hình cố kết hai chiều để đánh giá độ lún của nền đất được xử lý bấc thấm gia tải trước khi qui đổi thành sơ đồ bài toán phẳng. Điều này cần được phân tích thêm trên cơ sở xây dựng mô hình tính toán hợp lý nhằm bổ sung cho việc phân tích các bài toán xử lý nền. TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Lê Quý An, Nguyễn Công Mẫn, Nguyễn Văn Quý. Cơ học đất. Nhà xuất bản Đại học và Trung học chuyên nghiệp. 1977. 2. Braja M. Das. Principle of geotechnical engineering – 7th edition. Cengage learning, USA. 2010. 3. Rolf Larson, Hakan Mattsson. Settlements and shear strength increase below embankments. Swedish geotechnical institute – Report No 63. 2003. 4. Serge Leroueil, Jean-Pierre Magnan, Francois Tavenas. Embankments on soft clays. Ellis Horwood Limited, 1990. 5. Lê Hoàng Việt, Bùi Trường Sơn. Đánh giá chuyển vị ngắn hạn và lâu dài của nền đất yếu dưới công trình đắp trên cơ sở lý thuyết đàn hồi. Tạp chí Địa kỹ thuật, Viện Địa kỹ thuật - VGI, số 4 năm 2012, trang 14 -19. TUYEÅN TAÄP KEÁT QUAÛ KHOA HOÏC & COÂNG NGHEÄ 2016 466 VIEÄN KHOA HOÏC THUÛY LÔÏI MIEÀN NAM  6. Bùi Trường Sơn. Biến dạng tức thời và lâu dài của nền đất sét bão hòa nước. Tạp chí Phát triển KH&CN, ĐHQG TP. HCM, số 9 năm 2006, trang 17 – 24. 7. Bùi Trường Sơn. Phương pháp xác định hệ số Poisson của đất sét mềm bão hòa nước. Tạp chí Địa kỹ thuật, Viện Địa kỹ thuật - VGI, số 4 năm 2011, trang 3-9. 8. Z.G. Ter-Martirosyan and C.S. Bui. Stress-strain state of weak saturated clay beds of embankments. Soil mechanics and Foundation Engineering, Vol. 42, No 5, 2005, p.153-159. 9. Ю. В. Россихин, А. Г. Битайнис. Осадки строящихся сооружений. Рига: "Зинатне". 1980. Người phản biện: GS. TSKH. Nguyễn Văn Thơ