Phân tích khả năng hóa lỏng trong nền cát cho ổn định nền công trình khu vực ven biển tỉnh Bình Định

 PHÂN TÍCH KHẢ NĂNG HÓA LỎNG 
 TRONG NỀN CÁT CHO ỔN ĐỊNH NỀN CÔNG TRÌNH 
 KHU VỰC VEN BIỂN TỈNH BÌNH ĐỊNH 
 HỨA THÀNH THÂN*; NGUYỄN NGỌC PHÚC** 
 NGUYỄN VĂN CÔNG*** 
 Analysis of liquefaction capacity of sand in coastal areas Binh Dinh 
 province 
 Abstract: Contents of the paper is about the liquefaction capacity 
 calculation of sand by some methods during earthquakes on the 
 construction sites. The liquefaction safety values of sand according to 
 Benouar method is the smallest values and smaller than 1. From that, the 
 correlation is established between the difference for density ΔDr and void 
 ratio Δei with depth in liquefaction sand for earthquake level. 
 Keywords: sand foundation, liquefaction safety factor, the peak horizontal 
 ground surface acceleration, volumetric strain, standard penetration test 
 (SPT), earthquakes. 
 1. ĐẶT VẤN ĐỀ * gian dài để khung cốt đất và kết cấu hạt về thành 
 Hóa lỏng là một thuật ngữ đƣợc sử dụng để phần độ chặt Dr giá trị hiệu chỉnh năng lƣợng 
mô tả một loạt các hiện tƣợng trong đó cƣờng SPT N1,60 N‟1,60 hệ số rỗng e của cát xen kẹp trở 
độ và độ cứng của một trầm tích đất bị giảm do về thời kỳ lịch sử ban đầu hệ số hiệu chỉnh cấp 
kết quả của việc tạo ra áp lực nƣớc mặc dù có động đất MSF (J Dixit D M Dewaikar R S 
thể xảy ra sự hóa lỏng do tải tĩnh nhƣng nó chủ Jangid, 2012), (Bengt H.Fellenius 2009) 
yếu gây ra do động đất [12] (Boulanger 2006) thời gian truyền sóng mặt T 
 Một số nhà khoa học nhƣ Seed và Idriss (1971) (Kramer 1996) vận tốc sóng địa chấn lớp đất Vs 
[16], Seed (1983, 1985), Tokimatsu và Yoshimi (T Imai và M Yoshiziwa 1975) hệ số hiệu chỉnh 
(1983) [7], Ishuhara (1985, 1993), Seed và quá tải Kσ (J. Dixit, D.M.Dewaikar, R.S. Jangid, 
Harder (1990) [1], J. Dixit, D.M.Dewaikar, R.S. 2012)  
Jangid, (2012) [6], Susumu Yasuda, Ken-ichi Tại Việt Nam tiêu chuẩn thiết kế TCXDVN 
Tokida, (1980) [17], D.Benouar, E.Yanagisawa, 9386-2012 [14] cho công trình chịu động đất 
(1992) [3], Japan Road Association (JRA), (2002) và TCVN 10304-2014 [13] cho móng cọc có 
[15], Boulanger (2006) [11], Bengt H.Fellenius, đề cập đến ứng suất cắt tuần hoàn do động đất 
(2009) [2]  đã nghiên cứu hiện tƣợng hóa lỏng τe hệ số nền S tỷ số gia tốc nền cho từng loại 
do động đất đánh giá và đề xuất sau khi đất bị hóa nền nguy cơ hóa lỏng độ sạch FC của đất cát 
lỏng do khung cốt đất của cát chƣa phục hồi hết hệ số nhân CM để hiệu chỉnh τe biểu đồ thực 
mà do phải tiêu tán áp lực nƣớc lỗ rỗng cần thời nghiệm quan hệ giữa CRR với giá trị SPT 
 N1,60 chƣa nói r tính giá trị SPT N1,60, 
* 
 Viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam hƣớng dẫn cách xác định hệ số đánh giá hóa 
 Email: huathan020608@gmail.com 
** Khoa Xây Dựng, Trường Cao Đẳng Xây Dựng số 2, lỏng FSlip cũng nhƣ cách cải thiện nền đất sau 
 TP. Hồ Chí Minh khi nền bị hóa lỏng 
*** Khoa Xây Dựng, Trường Đại Học Quang Trung 
52 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 
 Giới hạn của bài báo là áp dụng tính toán ổn của đất hóa lỏng bị động đất 
định và cải biến nền trong môi trƣờng đất hạt rời Theo (Seed và Idriss 1971) [16] CSR đƣợc 
cho công trình tại thành phố Quy Nhơn tỉnh xác định: 
Bình Định có xét đến ảnh hƣởng hóa lỏng đất   a  
 CSR h av 0,65. max .r . 0 (2) 
nền chịu từng cấp động đất theo chiều sâu ' d ' 
  0 g  0 
 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN 
 Trong đó: [τh]av - ứng suất cắt tuần hoàn 
 2.1. Hệ số kháng lỏng FSlip cho đất nền 
 trung bình; amax - gia tốc cực đại tại mặt đất 
 CRR 2 ,
 FS (m/s ); σ0 - áp lực lớp phủ hiệu (1)ứng ban đầu 
 lip CSR
 trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp 
 Trong đó: FS 1 - không hóa lỏng đất nền; 
 lip phủ toàn phần trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); 
CRR - chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn của đất hóa 
 g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); 
lỏng động đất khi Mw = 7 5; CSR - chỉ số ứng 
 rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ 
suất cắt tuần hoàn của đất hóa lỏng bị động đất 
 sâu z và môi trƣờng theo Hình 1 hoặc tính theo 
 2.1.1. Hệ số kháng lỏng của đất theo Seed 
 công thức 
(1983, 1985) [7] 
 r 1,0 1,60.10 6. z4 42.z3 105.z2 4200.z .
 Xác định chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn (CSR) d
 Heä soá giaûm öùng suaát, rd
 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
 0
 2,0
 4
 8 Seed, Idriss (1971) [13] 1,5
 
 12
 1,0
 16 Chæsoá 
 0,5
 20
 M w = 5,5
 Chieàusaâu beà (m) maët 6,5
 22 7,5 8 0
 0 10 20 30 40 50 60
 24 Chæ soá seät, I
 p 
 Hình 1. Quan hệ nhân tố giảm ứng suất rd Hình 2. Quan hệ chỉ số sệt Ip và tỉ số β 
 và độ sâu z (Seed & Idriss, 1971) [16] (Ishihara, 1990)[7] 
 Xác định CRR - Nếu hàm lƣợng hạt mịn < 30% thì 
 Giá trị xuyên tiêu chuẩn N1,60‟ 
 N1,60 = N1,60‟ 
 N1,60‟ = 1 29 CN.ERm.NNY/60 (3) 
 - Nếu hàm lƣợng hạt mịn 30% thì N1,60 = 
 Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất; 
 N1,60‟ β với β - tỉ số sức chống cắt trung bình 
 1 2
C 9,78. 2 với σv‟ (kN/m ) (Liao và 
 N ' với sức chống cắt tại Ip = 5% tra ở Hình 2. 
  v
 Có N1,60 ≤ 30 và giá trị FC với FC hệ số hàm 
Whitman, 1985); ER m - hệ số hiệu chỉnh 
 lƣợng độ sạch của cát Từ đó xác định chỉ số 
năng lƣợng (60%) ER m = 50 ÷ 78; NNY - 
  h 
giá trị hiệu chỉnh kháng bề mặt N NY = req
 CRR ' f N1,60 tra ở Hình 3. 
5 ÷ 15.  0
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 53 
 0,6
 FC = 35% 15% 5%
 0,5
 '
 0
 d
 
  0,4
 10
 0,3
 8
 6
 0,2 1,60
 N
 Chæ soá öùng suaát caét, öùng soá Chæ 4
 0,1
 2
 0 0
 0 10 20 30 40 50 0 10 20 30 40 50
 Giaùù trò SPT, N Ñoä saïch FC(%)
 60 
 Hình 3. Đường cong quan hệ chỉ số ứng suất Hình 4. Quan hệ gia tăng SPT ΔN1,60 và 
 cắt,độ sạch FC( ) và giá trị SPT N60 (Seed, độ sạch FC(%) [1] 
 Tokimastu và Yoshimi,1983) [7] 
 2.1.2. Hệ số kháng lỏng của đất theo giá trị này đƣợc Robertson và Fear đề nghị: d = 
Ishuhara (1985, 1993) [1] 65mm ÷ 115mm thì CB = 1,00; d = 150mm thì 
 Xác định chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn (CSR) CB = 1,05 còn d = 200mm thì CB = 1,15; Cs - hệ 
của đất hóa lỏng bị động đất tính nhƣ mục 2.1.1. số sử dụng thiết bị lấy Cs = 1; CR - hệ số hiệu 
 Xác định chỉ số kháng cắt tuần hoàn (CRR) chỉnh thanh cần khoan khi z ≤ 3m thì CR = 
của đất hóa lỏng bị động đất ở cấp độ động đất 0,75; khi 3m < z < 9m thì CR = (15 + z)/24 còn 
bất kỳ. khi z 9m thì CR = 1,0. Khi N1,60 > 30 nền đất 
 CRR = CRRM=7,5.MSF (4) không hóa lỏng 
 CRRM=7,5 - chỉ số kháng tuần hoàn ở cấp Giá trị ΔN1,60 tăng thêm do hàm lƣợng hạt 
chấn động đất M = 7 5; mịn trong cát 
 MSF - hệ số nhân cho các cấp chấn động đất Khi FC ≤ 5% thì ΔN1,60 = 0,0; Khi 5 < FC < 
 Theo Robertson và Fear (1996) xác định 35% thì ΔN1,60 = 7.(FC-5)/30; Khi FC 35% 
CRRM=7,5 với N1,60 ≤ 30: thì ΔN1,60 = 7,0. 
 95 N1,60 1 Giá trị N1,60 đƣợc tính: N1,60 = N1,60‟ + ΔN1,60 (7) 
 100.CRRM 7,5 (5) 
 34 N1,60 1,3 2 Giá trị ΔN1,60 có thể tra ở Hình 4. 
 Xác định hệ số cấp chấn động đất MSF [2] 
 Giá trị xuyên tiêu chuẩn N1,60‟ 
 nhƣ sau: 
 N1,60‟ = NSPT.CN.CE.CB.Cs.CR (6) 
 Khi M < 7,0 thì MSF = 103,00.M -3,46 < 3,0 
 Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất w W
 1 (8.a) 
 2 2,24 -2,56
CN 9,78. 2 với σv‟ (kN/m ) (Liao và Khi M 7 0 thì 0 8 < MSF = 10 .M 
  ' w W
 v < 1,5 (8.b) 
Whitman, 1985); CE - hệ số hiệu chỉnh năng 2.1.3. Hệ số kháng lỏng của đất theo Dixit, 
lƣợng búa rơi CE = ER/60 = 1 12 † 1 3 (Nhật); (2012) [6] 
CE 0 75 † 1 00 (Mỹ); CB - hệ số hiệu chỉnh phụ Chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn (CSR) của đất 
thuộc vào đƣờng kính d lỗ khoan thiết bị SPT hóa lỏng bị động đất Boulanger (2006) [11]: 
54 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 
 a  1 1 đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn 
 CSR 0,65. max . 0 .r . . (9) 
 ' d phần trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc 
 g  0 MSF K
 2 2
 Trong đó: 0 65 - hệ số trọng lƣợng quan hệ trọng trƣờng (m/s ), g = 9,81 (m/s ); rd - nhân tố 
giữa vòng tròn lập ứng suất khi có áp lực nƣớc giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu và môi 
 trƣờng (m); MSF - hệ số tỉ lệ cấp động đất; Kσ - 
lỗ rỗng trong quá trình động đất; amax - gia tốc 
 2 hệ số hiệu chỉnh quá tải trong đất Giá trị rd 
cực đại phƣơng ngang tại mặt đất (m/s ); σ0„ - 
áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu trên lớp cát đƣợc xác định nhƣ sau: 
 z 
 rd exp z  z .M w ; z 1,012 1,126.sin 5,133 ; 
 11,73 
 z 
  z 0,106 0,118.sin 5,142 ; Mw - cấp động đất; độ sâu z ≤ 34 m 
 11,28 
 M w 
 MSF - hệ số tỉ lệ động đất khi Mw < 7 5 với: MSF 6,9.exp 0,058 1,8 
 4 
  1 1
 v' ; C 0,3 ; p - áp suất khí 
 K 1 C .ln 1,0  a
 pa 18,9 17,3.Dr 18,9 2,5507. N1,60
 N
quyển bằng 100 kPa; độ chặt đất cát D 1,60 . 
 r 46
 Xác định chỉ số kháng cắt tuần hoàn (CRR) của đất hóa lỏng bị động đất ở cấp độ động đất bất kỳ. 
 ' ' 2 ' 3 ' 4 
 N1,60 N1,60 N1,60 N1,60 
 CRR exp 2,8 (10) 
 14,1 126 23,6 25,4 
  
 Giá trị N‟1,60 đƣợc tính: N1,60‟ = N1,60 + ΔN1,60 (11) 
 Xác định giá trị N1,60 nhƣ sau: 
 N1,60 = NSPT.CN.CE.CB.Cs.CR (12) 
 Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất 10m thì CR = 1,0. 
 p Giá trị ΔN1,60 kể đến sức kháng cự lại khi có vận 
C a 1,7 với σ ‟ (kN/m2), p = 100 
 N ' 0 a tốc sóng tác dụng lên thành phần hạt đƣợc xác 
  0 
 2 định thông qua độ sạch FC của đất cát nhƣ sau: 
(kN/m ), 0,784 0,0768. N1,60 0,5 ; CE - 2
 9,7 15,7 
 N ' exp 1,63 (13) 
hệ số hiệu chỉnh năng lƣợng búa rơi CE = 1,60 
 FC 0,1 FC 0,1 
ER/60 = 1 12 † 1 3 (Nhật); CE = 0,75 ÷ 1,00 
 Hệ số kháng hóa lỏng FS đƣợc xác định 
(Mỹ); CB - hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào 
đƣờng kính d lỗ khoan thiết bị SPT giá trị này nhƣ sau: 
 CRR
đƣợc Robertson và Fear đề nghị: d = 65mm † M 7,5
 FS lip .MSF (14) 
 CSR '
115mm thì CB = 1,00; d = 150mm thì CB = 1,05 M 7,5; v 1
còn d = 200mm thì CB = 1,15; Cs - hệ số sử 2.2. Hệ số kháng lỏng FL cho đất nền 
dụng thiết bị lấy Cs = 1; CR - hệ số hiệu chỉnh R
 FL (15) 
thanh cần khoan khi z ≤ 3m thì CR = 0,75; khi L
3m < z < 10m thì CR = (15 + z)/24 còn khi z Trong đó: FL - sức kháng hóa lỏng; L - tỉ số 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 55 
ứng suất cắt trong quá trình động đất; R - tỉ số Thời gian truyền sóng mặt T (Kramer, 1996) 
sức kháng cắt động nhƣ sau: 
 2.2.1. Hệ số kháng lỏng của đất theo Yasuda H
 T 4. i (18) 
(1980) [17] Vsi
 Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất: 
 Trong đó: Hi - độ dày lớp đất thứ i (m); Vsi - 
  0 vận tốc sóng địa chấn lớp đất thứ i (m/s); 
 L Kh . .rd (16) 
  ' 0,314
 0 Vsi 97.Ni theo T Imai và M Yoshiziwa 
 Trong đó: Kh - hệ số động đất phƣơng ngang (1975); Ni - giá trị SPT trung bình của lớp đất 
với cấp động đất Kh amax g khi công trình thứ i; từ đó T đƣợc tính nhƣ sau: 
 0,314
cách tâm chấn khoảng 100 km; amax - gia tốc 
 T 0,041.Hi.Ni (19) 
cực đại tại mặt đất (m/s2); σ „ - áp lực lớp phủ 
 0 Theo phƣơng pháp của Kanail hệ số khuếch 
hiệu ứng ban đầu trên lớp cát đƣợc xét đến 
 đại động học DAF đƣợc tính: 
(Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần trên lớp cát 
 T
đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng DAF 1 1 0,674. H .N 0,314 (20) 
 2 2  i i
(m/s ), g = 9,81 (m/s ); rd - nhân tố giảm ứng 0,3
suất thay đổi phụ thuộc độ sâu và môi trƣờng Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất: 
(m) với rd = 1,0 - 0 15 z với z độ sâu (m) a .DAF  
 L max . 0 . 1 0,15.z (21) 
 Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại ' 
 g  0 
chấn rung: 
 Trong đó: a - gia tốc cực đại tại mặt đất 
 N 0,35 max
 R 0,0882. 0,25.log (m/s2); σ „ - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu 
 ' 10 0
  o 0,7 D50
 trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp 
khi 0,04 mm < D50 ≤ 0 6 mm (17.a) phủ toàn phần trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); 
 N g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); 
 R 0,0882. ' 0,05 khi 0,6 mm < 
  0 0,7 rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ 
D50 ≤ 1 5 mm (17.b) sâu và môi trƣờng (m) với rd = 1,0 - 0 15 z với 
 Trong đó: N - giá trị đo đƣợc NSPT từ thí z độ sâu (m) 
nghiệm; D50 - Kích cỡ hạt trung bình của 50% Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại 
lọt rây (D50). chấn rung tính nhƣ mục 2.2.1. 
 2.2.2.Hệ số kháng lỏng của đất theo Benouar Do đó hệ số kháng hóa lỏng FL xác định 
(1992) [3] nhƣ sau: 
 R g N  ' 1
 F . 0,0882. R . 0 . (22) 
 L ' 
 L amax .DAF  0 0,7  0 1 0,15.z 
 ΔR - phụ thuộc vào đƣờng kính hạt qua sàn D50. 
 2.2.3. Hệ số kháng lỏng của đất theo Japan kích cỡ hạt trung bình của 50% lọt rây (D50) nhỏ 
Road Association (JRA), (2002) [3] hơn 10 mm và kích cỡ hạt 10% lọt rây nhỏ hơn 
 Hiện tƣợng hóa lỏng xảy ra khi xảy ra cả ba 10 mm; cát có hàm lƣợng hạt bụi lớn hơn. 
điều kiện sau: độ sâu mực nƣớc nằm trong Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất 
khoảng 10m đến 20m tính từ mặt đất; hàm lƣợng tính nhƣ mục 2.2.1. 
hạt mịn FC (d < 0 075mm) nhỏ hơn 35% hoặc là Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại 
chỉ số dẻo Ip 35%); chấn rung: 
56 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 
 Na
 R 0,0882. khi Na < 14 hoặc (23.a) 
 1,7
 Na 6 4,5
 R 0,0882. 1,6.10 . N 14 khi Na 14 (23.b) 
 1,7 a
 Trong đó: 
 1,7.N
 Na c1.N1 c2 và N1 ' ; 0% ≤ FC < 10% thì c1 = 1; 10% ≤ FC < 60% thì 
  o 0,7
 FC 40 FC FC 10
c ; FC 60% thì c 1; 0% ≤ FC < 10% thì c2 = 0; FC 10% thì c ; 
 1 50 1 20 2 18
N - giá trị đo đƣợc NSPT từ thí nghiệm; Na; N1 - giá trị hiệu chỉnh NSPT từ thí nghiệm lấy bằng 60%; 
FC - hàm lƣợng hạt mịn có d < 0 075 mm (%) 
 2.3. Biến dạng thể tích hạt εv khi nền đất n - hệ số mũ n = 0 725; γmax xác định Hình 5. 
hóa lỏng theo Shamoto (1996) [18] Biến dạng thể tích rỗng εv của cát khi vƣợt 
 Theo Shamotot (1995a 1996a) [18] sự thay hóa lỏng: 
đổi thể tích của đất cát sau khi hóa lỏng thông e ei emin n
  vr R0. . max (26) 
qua quan hệ nén Rc và hệ số rỗng: 1 ei 1 ei
 e Trong đó: D - độ chặt hạt cát D 16. N ; 
 Rc % (24) r r a
 ei emin 
 emax, emin - hệ số rỗng lớn nhất nhỏ nhất; Fc - độ 
 Trong đó: ei - hệ số rỗng ban đầu; emin - hệ số sạch của cát Quan hệ nhƣ sau: 
rỗng nhỏ nhất; Δe - chỉ số rỗng tăng thêm 
 emax 0,02.FC 1,0 ; emin 0,008.FC 0,6 ; 
Ngoài ra Shamtot cũng tìm ra mối quan hệ giữa 
 ei emax emax emin .Dr theo Tukimatsu và 
Rc và biến dạng trƣợt lớn nhất γmax khi thí 
 Yoshimi (1982); Hirama (1991). Quan hệ đƣờng 
nghiệm 5 mẫu cát với độ chặt Dr = 20% † 90% 
theo phép toán: cong biến dạng trƣợt lớn nhất γmax với mật độ 
 n hạt D và biến dạng thể tích ε (Ishihara và 
 R R . r (25)v 
 c 0 max Yoshimine,1992) [96] theo Hình 6. 
 Trong đó: R0 - hệ số nén ban đầu R0 = 3 69; 
 60
 5
 D r = 40% Caùt saïch
 50 v Dr = 40%
 
 4
 40 Hoùa loûng 50%
 50%
 max
  3 ban ñaàu
 30 60%
 60%
 2 70%
 20 80%
 70% 90%
 1
 Bieán daïng(%) tröôït, 80%
 10
 90%
 Bieán daïng theå tích hoùa loûng, (%) loûng, hoùa tích daïng Bieán theå 0
 0
 0 0,5 1,0 1,5 2,0 0 2 4 6 8 10 12 14 16
 Heä soá an toaøn, FS Bieán daïng tröôït,  max (%) 
 Hình 5. Đường cong quan hệ biến dạng trượt Hình 6. Đường cong biến dạng trượt lớn nhất 
 γmax (%) với hệ số an toàn FS và mật độ Dr γmax, mật độ hạt Dr và biến dạng thể tích εv 
 (Zhang,2004) [12] (Ishihara và Yoshimine,1992) [9] 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 57 
 3. KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM VÀ XÂY - Công trình Plaza Quy Nhơn hạng mục Nhà 
DỰNG MỐI TƢƠNG QUAN ở dân dụng 9 tầng số 10-12-14-16 Đô Đốc Bảo 
 3.1. Kết quả thí nghiệm phƣờng Trần Phú, thành phố Quy Nhơn tỉnh 
 Thí nghiệm tại công trình thuộc địa bàn TP Bình Định Bảng 1. 
Quy Nhơn - tỉnh Bình Định 
 Bảng 1. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý đất nền - 
 Công trình Plaza Quy Nhơn (9 tầng). 
 Lớp h SPT γw φ c pc fs 
 3 2 2 2 Loại đất 
 đất (m) N30 (T/m ) (độ) (T/m ) (T/m ) (T/m ) 
 1 0 ÷ 10 8÷16 1,73 29 - 2400 226,7 Cát hạt trung 
 2 11 ÷ 13 2 1,72 4 1,0 300 75 Bùn cát pha hữu 
 cơ 
 3 14 ÷24 10÷20 1,73 30 - 3100 300 Cát hạt trung 
 4 > 24 25 1,85 16 2,2 2000 190 Sét pha 
 Mực nƣớc ngầm sâu 2,5 mét 
 Địa điểm công trình thuộc thành phố Quy số nền S = 1 0 
Nhơn tỉnh Bình Định theo TXDVN 9386-2012 3.2. Xây dựng tƣơng quan 
[14] vùng công trình tƣơng ứng động đất cấp M 3.2.1. Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với 
= 6 5 và gia tốc nền theo phƣơng ngang lớn nhất cấp động đất M = 6,5 
bề mặt đất cho nền loại A là amax = 0 0941 g hệ 
 Hình 7. Quan hệ giữa FSlip hay FL với chiều Hình 8. Quan hệ giữa FSlip hay FL với chiều 
 sâu z khi M = 6,5 sâu z khi M = 8,0 
 Hệ số kháng hóa lỏng cho trong các phƣơng phƣơng pháp 
pháp đƣợc thể hiện Hình 7 phƣơng pháp 3.2.2. Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với 
Ishuhara cho giá trị lớn nhất còn phƣơng pháp cấp động đất M = 8 
Benouar nhỏ nhất và nhỏ hơn 1 Các phƣơng Xét tại cấp động đất M = 8 0 giá trị hệ số 
pháp còn lại cho kết quả kháng hóa lỏng lớn kháng hóa lỏng tính theo phƣơng pháp Seed cho 
hơn 1 Hệ số kháng FSlip càng lớn khi chỉ số giá trị lớn nhất phƣơng pháp Benouar nhỏ nhất 
SPT N càng lớn tức độ chặt Dr càng lớn Lớp và nhỏ hơn 1 theo Hình 8 Khi tăng cấp động 
đất bùn cát hữu cơ có FSlip < 1 trong các đất làm cho gia tốc mặt amax theo phƣơng ngang 
58 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 
tăng từ amax = 0 0941 g → 0 1152 g hiện tƣợng (Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda, Benouar, 
hóa lỏng nền đất xảy ra cho phƣơng pháp Dixit JRA). 
Ishuhara Yasuda và Benoura còn phƣơng pháp 3.4. Cải tiến nền đất hóa lỏng do động đất 
JRA Seed thì nền vẫn ổn định tức có hệ số 3.4.1. Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với 
kháng lỏng hai phƣơng pháp này vẫn lớn hơn 1 từng cấp động đất 
Lớp đất bùn cát hữu cơ có FSlip < 1 tính theo các Phƣơng pháp đánh giá hệ số kháng lỏng của 
phƣơng pháp Chênh lệch giá trị hệ số kháng đất theo Benouar (1992) [55] cho kết quả nền 
lỏng cho trong các phƣơng pháp có khác nhau đất cát bị hóa lỏng nhanh nhất tức là FL ≤ 1 khi 
cụ thể độ chênh lệch giá trị hệ số kháng là đất nền bị động đất ở cấp M = 5 5; M = 6 5; M 
19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷ 71,22 % = 7,0 hay M = 8,0 theo Hình 9. 
 Hình 9. Quan hệ giữa FL với chiều sâu z cho Hình 10. Quan hệ giữa Dr với chiều sâu z cho 
 các cấp động đất các cấp động đất 
 Độ chênh lệch hệ số kháng lỏng đất nền 22 62% Giá trị xuyên tiêu chuẩn càng lớn thì 
ΔFSlip từ 0 27 † 0 50 (M = 5 5); 0 25 † 0 75 (M độ chênh lệch mật độ càng nhỏ tức mật độ Dr 
= 6,5); 0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) và 0,29 ÷ 0,63 (M càng lớn theo Hình 10. 
= 8 0) và giá trị chênh lệch này giảm dần theo Theo Hình 11 cấp động đất M càng lớn hiện 
chiều sâu Tại độ sâu nằm trong vùng thấu kính tƣợng phá vỡ khung kết hạt càng nhiều phân tố 
thì độ chênh lệch hệ số kháng lỏng lớn tức vùng hạt xoay xung quanh di chuyển càng lớn ứng 
này cải thiện nền rất khó vì trị số xuyên tiêu suất cắt càng lớn thành phần hạt chèn ép đƣợc 
chuẩn vẫn rất nhỏ sau khi hiệu chỉnh đất nền sắp xếp lại hệ số rỗng hạt càng nhỏ Để cải 
theo các phƣơng pháp thiện ổn định nền đất cho công trình phải tiến 
 3.4.2. Biến dạng thể tích hạt εv khi nền đất hành cải biến nền đất làm giảm hệ số rỗng thêm 
hóa lỏng trong khoảng độ sâu nền đất bị hóa lỏng cho 
 Cấp động đất M càng lớn thì phân tố hạt từng cấp động đất Kết quả tính toán độ chênh 
xoay xung quanh càng lớn gây ra ứng suất tiếp lệch hệ số rỗng Δe từ 5 5% † 15 47% (M = 5 5); 
tăng lên càng nhiều thành phần mật độ hạt Dr 9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 10,51% ÷ 20,23% 
càng lớn Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95% (M = 7 0); 17 15% † 26 52% (M = 8 0) Tại độ 
÷ 69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M = sâu nằm trong vùng thấu kính hệ số rỗng ei 
6,0); 30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷ không thay đổi giá trị là 9 09% Giá trị xuyên 
119 80% (M = 8 0) Tại độ sâu nằm trong vùng tiêu chuẩn càng lớn thì độ chênh lệch hệ số rỗng 
thấu kính mật độ Dr không thay đổi giá trị là càng nhỏ 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 59 
 Hình 11. Quan hệ giữa ei với chiều sâu z Hình 12. Quan hệ giữa εv với chiều sâu z 
 cho các cấp động đất cho các cấp động đất 
 Quá trình tăng cấp động đất M làm co nén Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95% † 
phân tố hạt theo phƣơng ngang tăng thành phần 69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M = 6,0); 
biến dạng phƣơng đứng do thành phần tải thẳng 30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷ 
đứng bên trên có xét thêm phần dao động tải 119,80% (M = 8,0). 
trọng công trình cũng tăng theo Hình 12 Độ Độ chênh lệch hệ số rỗng Δe từ 5 5% † 
biến dạng thể tích trung bình theo phƣơng đứng 15,47% (M = 5,5); 9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 
εv là 0,054 (M = 5,5); 0,040 (M = 6,5); 0,034 10,51% ÷ 20,23% (M = 7,0); 17,15% ÷ 26,52% 
(M = 7,0) và 0,006 (M = 8,0). (M = 8,0). 
 4. KẾT LUẬN 
 Ở cấp động đất M = 6 0 hệ số kháng lỏng TÀI LIỆU THAM KHẢO 
FSlip theo phƣơng pháp Ishuhara có giá trị lớn 
nhất phƣơng pháp Benourar có giá trị nhỏ nhất 1. Alan F.Rauch, An Emperrical Method for 
và nhỏ hơn 1 Predicing Surface Displacements sue to 
 Ở cấp động đất M = 8 0 hệ số kháng lỏng Liquefaction Induced Lateral Spreading in 
FSlip theo phƣơng pháp Seed có giá trị lớn Earthquakes, Virginia Polytechnic Institute and 
nhất phƣơng pháp Benourar có giá trị nhỏ State University, Virginia, (1997). 
nhất và nhỏ hơn 1 Độ chênh lệch giá trị hệ số 2. Bengt H.Fellenius, Basic of Foundation 
kháng là 19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷ Design, British Columbia Canada, V8L 3C9, 
71,22 % (Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda, (2009). 
Benouar, JRA). 3. Benouar .D, Yanagisawa .E, Soil 
 Đánh giá hệ số kháng lỏng của đất theo Liquefaction Potential Evaluation With Use of 
Benouar (1992) cho kết quả FL ≤ 1 nhanh nhất The Spectrum at Depth, Earthquake 
ứng M = 5 5; M = 6 5; M = 7 0 hay M = 8 0 Độ Engineering, Rotterdam, ISBN 90 5410 0605, 
chênh lệch hệ số kháng lỏng đất nền ΔFSlip từ pp. 1441 - 1446, (1992). 
0,27 ÷ 0,50 (M = 5,5); 0,25 ÷ 0,75 (M = 6,5); 4. Bozorgnia Y., Bertero V.V., Earthquake 
0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) và 0,29 ÷ 0,63 (M = 8,0). engineering, From Engineering Seismology to 
60 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 
Performance Based Engineering, CRS Press, pp. pp. 115 - 130, (2006). 
39-41, (2004). 12. Kramer S.L., Evaluation of liquefaction 
 5. Công ty CP Tƣ Vấn Thiết Kế Xây Dựng hazards in Washington state, Department of 
Bình Định Công trình Plaza Quy Nhơn, hạng Civil ad Environmental Engineering, University 
mục Nhà ở dân dụng 9 tầng, số 10-12-14-16 Đô of Washington, pp. 1-329, (2008). 
Đốc Bảo thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định 13. TCXD 10304-2014, Móng cọc – Tiêu 
(2009). chuẩn thiết kế. 
 6. Dixit J., Dewaikar D.M., Jangid R.S., 14. TCVN 9386-2012, Thiết kế công trình 
Assessment of liquefaction potential inde for chịu động đất. 
Mumbai city, Natural Hazards and 15. Japan Road Association (JRA), 
Earth System Sciences, No.12, pp. Specifications for highway bridges, prepared by 
2759-2768, (2012). Public Works Reseach Institute (PWRI) and 
 7. Geotechnical Engineering Bureau, Civil Enginneering Reseach Laboratory (CRL), 
Liquefaction potential of cohensionless soils, Japan, (2002). 
New York state Department of Transportation, 16. Seed, H. B., and Idriss, I. M., Simplified 
(2007). procedure for evaluating soil liquefaction 
 8.  potential, Journal of Geotechnology 
dat-kinh-hoang-nhat-trong-lich-su- Engineering, ASCE, 97(9), pp. 1249-1273, 
20110312021634115.chn (1971). 
 9. Mark Stringer, The Axial Behaviour of 17. Susumu Yasuda, Ken-ichi Tokida, Soil 
Piled Foundation in Liquefiable Soil, Doctor of Liquefaction with Use of Standard Penetration 
Philosophy, Department of Engineering, Resistances, Public Works Research Institute, 
University of Cambridge, pp. 9-38, (2011). Ministry of Construction, Tsukuba, Japan, pp. 
 10. Nguyễn Viết Trung Nguyễn Thanh Hà 387 - 394, (1980). 
Cơ sở tính toán cầu chịu tải trong của động đất, 18. Yasuhiro Shamoto, Jian-Min Zhang, 
NXB Giao Thông Vận Tải Hà Nội (2004) Sigeru Goto, New pproach to Evaluate Pót-
 11. I.M.Idriss, R.W. Boulanger, Semi- Liquefaction Permanent Deformation in 
empirical Procedures for Evaluating Saturated Sand, World Conference on 
Liquefaction Potential During Earthquakes, Earthquake Engineering, ISBN: 0 08 042822 
Soil Dynamics and Earthquake Enguneering, 3, pp. 1-8, (1996). 
 Người phản biện: TS TRẦN THƢƠNG BÌNH 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 61