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

 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 52 
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 * 
Hóa lỏng là một thuật ngữ đƣợc sử dụng để 
mô tả một loạt các hiện tƣợng trong đó cƣờng 
độ và độ cứng của một trầm tích đất bị giảm do 
kết quả của việc tạo ra áp lực nƣớc mặc dù có 
thể xảy ra sự hóa lỏng do tải tĩnh nhƣng nó chủ 
yếu gây ra do động đất [12] 
Một số nhà khoa học nhƣ Seed và Idriss (1971) 
[16], Seed (1983, 1985), Tokimatsu và Yoshimi 
(1983) [7], Ishuhara (1985, 1993), Seed và 
Harder (1990) [1], J. Dixit, D.M.Dewaikar, R.S. 
Jangid, (2012) [6], Susumu Yasuda, Ken-ichi 
Tokida, (1980) [17], D.Benouar, E.Yanagisawa, 
(1992) [3], Japan Road Association (JRA), (2002) 
[15], Boulanger (2006) [11], Bengt H.Fellenius, 
(2009) [2]  đã nghiên cứu hiện tƣợng hóa lỏng 
do động đất đánh giá và đề xuất sau khi đất bị hóa 
lỏng do khung cốt đất của cát chƣa phục hồi hết 
mà do phải tiêu tán áp lực nƣớc lỗ rỗng cần thời 
* Viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam 
 Email: huathan020608@gmail.com 
** Khoa Xây Dựng, Trường Cao Đẳng Xây Dựng số 2, 
TP. Hồ Chí Minh 
*** Khoa Xây Dựng, Trường Đại Học Quang Trung 
gian dài để khung cốt đất và kết cấu hạt về thành 
phần độ chặt Dr giá trị hiệu chỉnh năng lƣợng 
SPT N1,60 N‟1,60 hệ số rỗng e của cát xen kẹp trở 
về thời kỳ lịch sử ban đầu hệ số hiệu chỉnh cấp 
động đất MSF (J Dixit D M Dewaikar R S 
Jangid, 2012), (Bengt H.Fellenius 2009) 
(Boulanger 2006) thời gian truyền sóng mặt T 
(Kramer 1996) vận tốc sóng địa chấn lớp đất Vs 
(T Imai và M Yoshiziwa 1975) hệ số hiệu chỉnh 
quá tải Kσ (J. Dixit, D.M.Dewaikar, R.S. Jangid, 
2012)  
Tại Việt Nam tiêu chuẩn thiết kế TCXDVN 
9386-2012 [14] cho công trình chịu động đất 
và TCVN 10304-2014 [13] cho móng cọc có 
đề cập đến ứng suất cắt tuần hoàn do động đất 
τe hệ số nền S tỷ số gia tốc nền cho từng loại 
nền nguy cơ hóa lỏng độ sạch FC của đất cát 
hệ số nhân CM để hiệu chỉnh τe biểu đồ thực 
nghiệm quan hệ giữa CRR với giá trị SPT 
N1,60 chƣa nói r tính giá trị SPT N1,60, 
hƣớng dẫn cách xác định hệ số đánh giá hóa 
lỏng FSlip cũng nhƣ cách cải thiện nền đất sau 
khi nền bị hóa lỏng 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 53 
Giới hạn của bài báo là áp dụng tính toán ổn 
định và cải biến nền trong môi trƣờng đất hạt rời 
cho công trình tại thành phố Quy Nhơn tỉnh 
Bình Định có xét đến ảnh hƣởng hóa lỏng đất 
nền chịu từng cấp động đất theo chiều sâu 
2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN 
2.1. Hệ số kháng lỏng FSlip cho đất nền 
CSR
CRR
FS lip (1) 
Trong đó: FSlip 1 - không hóa lỏng đất nền; 
CRR - chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn của đất hóa 
lỏng động đất khi Mw = 7 5; CSR - chỉ số ứng 
suất cắt tuần hoàn của đất hóa lỏng bị động đất 
2.1.1. Hệ số kháng lỏng của đất theo Seed 
(1983, 1985) [7] 
Xác định chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn (CSR) 
của đất hóa lỏng bị động đất 
Theo (Seed và Idriss 1971) [16] CSR đƣợc 
xác định: 
 
'
0
0max
'
0
...65,0




d
avh r
g
a
CSR (2) 
Trong đó: [τh]av - ứng suất cắt tuần hoàn 
trung bình; amax - gia tốc cực đại tại mặt đất 
(m/s
2); σ0
,
 - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu 
trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp 
phủ toàn phần trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); 
g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); 
rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ 
sâu z và môi trƣờng theo Hình 1 hoặc tính theo 
công thức 
 zzzzrd .4200.105.42.10.60,10,1 2346 .
0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
0
4
8
12
16
20
22
24
Heä soá giaûm öùng suaát, rd
C
h
ie
àu
s
a
âu
b
e
à 
m
a
ët
(
m
)
M = 5,5
w
6,5
7,5 8
Seed, Idriss (1971) [13]
0
0
10 20 30 40 50 60
0,5
1,0
1,5
2,0
Chæ soá seät, pI
C
h
æ 
s
o
á

Hình 1. Quan hệ nhân tố giảm ứng suất rd 
và độ sâu z (Seed & Idriss, 1971) [16] 
Hình 2. Quan hệ chỉ số sệt Ip và tỉ số β 
(Ishihara, 1990)[7] 
Xác định CRR 
Giá trị xuyên tiêu chuẩn N1,60‟ 
N1,60‟ = 1 29 CN.ERm.NNY/60 (3) 
Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất; 
2
1
.78,9
'
v
NC

 với σv‟ (kN/m
2
) (Liao và 
Whitman, 1985); ERm - hệ số hiệu chỉnh 
năng lƣợng (60%) ERm = 50 ÷ 78; NN Y - 
giá trị hiệu chỉnh kháng bề mặt NNY = 
5 ÷ 15. 
- Nếu hàm lƣợng hạt mịn < 30% thì 
N1,60 = N1,60‟ 
- Nếu hàm lƣợng hạt mịn 30% thì N1,60 = 
N1,60‟ β với β - tỉ số sức chống cắt trung bình 
với sức chống cắt tại Ip = 5% tra ở Hình 2. 
Có N1,60 ≤ 30 và giá trị FC với FC hệ số hàm 
lƣợng độ sạch của cát Từ đó xác định chỉ số 
 
 60,1'
0
NfCRR
reqh


 tra ở Hình 3. 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 54 
0 10 20 30 40 50
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
FC = 35% 15% 5%
Giaùù trò SPT, N
60
C
h
æ 
s
o
á 
ö
ùn
g
s
u
a
át
c
a
ét
,
d

0

'
0 10 20 30 40 50
0
2
4
6
8
10
Ñoä saïch FC(%)
N
1
,
6
0
Hình 3. Đường cong quan hệ chỉ số ứng suất 
cắt,độ sạch FC( ) và giá trị SPT N60 (Seed, 
Tokimastu và Yoshimi,1983) [7] 
Hình 4. Quan hệ gia tăng SPT ΔN1,60 và 
độ sạch FC(%) [1] 
2.1.2. Hệ số kháng lỏng của đất theo 
Ishuhara (1985, 1993) [1] 
Xác định chỉ số ứng suất cắt tuần hoàn (CSR) 
của đất hóa lỏng bị động đất tính nhƣ mục 2.1.1. 
Xác định chỉ số kháng cắt tuần hoàn (CRR) 
của đất hóa lỏng bị động đất ở cấp độ động đ ... 6) 
Trong đó: Kh - hệ số động đất phƣơng ngang 
với cấp động đất gaKh max khi công trình 
cách tâm chấn khoảng 100 km; amax - gia tốc 
cực đại tại mặt đất (m/s2); σ0„ - áp lực lớp phủ 
hiệu ứng ban đầu trên lớp cát đƣợc xét đến 
(Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần trên lớp cát 
đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng 
(m/s
2
), g = 9,81 (m/s
2
); rd - nhân tố giảm ứng 
suất thay đổi phụ thuộc độ sâu và môi trƣờng 
(m) với rd = 1,0 - 0 15 z với z độ sâu (m) 
Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại 
chấn rung: 
50
10'
35,0
log.25,0
7,0
.0882,0
D
N
R
o
khi 0,04 mm < D50 ≤ 0 6 mm (17.a) 
05,0
7,0
.0882,0
'
0

N
R khi 0,6 mm < 
D50 ≤ 1 5 mm (17.b) 
Trong đó: N - giá trị đo đƣợc NSPT từ thí 
nghiệm; D50 - Kích cỡ hạt trung bình của 50% 
lọt rây (D50). 
2.2.2.Hệ số kháng lỏng của đất theo Benouar 
(1992) [3] 
Thời gian truyền sóng mặt T (Kramer, 1996) 
nhƣ sau: 
 
si
i
V
H
T .4 (18) 
Trong đó: Hi - độ dày lớp đất thứ i (m); Vsi - 
vận tốc sóng địa chấn lớp đất thứ i (m/s); 
314,0.97 isi NV theo T Imai và M Yoshiziwa 
(1975); Ni - giá trị SPT trung bình của lớp đất 
thứ i; từ đó T đƣợc tính nhƣ sau: 
 314,0..041,0 ii NHT (19) 
Theo phƣơng pháp của Kanail hệ số khuếch 
đại động học DAF đƣợc tính: 
 314,0..674,01
3,0
1 ii NH
T
DAF (20) 
Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất: 
 z
g
DAFa
L .15,01..
.
'
0
0max 


 (21) 
Trong đó: amax - gia tốc cực đại tại mặt đất 
(m/s
2); σ0„ - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu 
trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp 
phủ toàn phần trên lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); 
g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); 
rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ 
sâu và môi trƣờng (m) với rd = 1,0 - 0 15 z với 
z độ sâu (m) 
Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại 
chấn rung tính nhƣ mục 2.2.1. 
Do đó hệ số kháng hóa lỏng FL xác định 
nhƣ sau: 
 z
R
N
DAFa
g
L
R
FL
.15,01
1
..
7,0
.0882,0.
. 0
'
0
'
0max 



 (22) 
ΔR - phụ thuộc vào đƣờng kính hạt qua sàn D50. 
2.2.3. Hệ số kháng lỏng của đất theo Japan 
Road Association (JRA), (2002) [3] 
Hiện tƣợng hóa lỏng xảy ra khi xảy ra cả ba 
điều kiện sau: độ sâu mực nƣớc nằm trong 
khoảng 10m đến 20m tính từ mặt đất; hàm lƣợng 
hạt mịn FC (d < 0 075mm) nhỏ hơn 35% hoặc là 
chỉ số dẻo Ip 35%); 
kích cỡ hạt trung bình của 50% lọt rây (D50) nhỏ 
hơn 10 mm và kích cỡ hạt 10% lọt rây nhỏ hơn 
10 mm; cát có hàm lƣợng hạt bụi lớn hơn. 
Tỉ ứng suất cắt đất L do hậu quả của động đất 
tính nhƣ mục 2.2.1. 
Tỉ số sức kháng cắt động R của đất chống lại 
chấn rung: 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 57 
7,1
.0882,0 a
N
R khi Na < 14 hoặc (23.a) 
 5,46 14.10.6,1
7,1
.0882,0 a
a N
N
R khi Na 14 (23.b) 
Trong đó: 
211. cNcNa và 
7,0
.7,1
'1 
o
N
N

; 0% ≤ FC < 10% thì c1 = 1; 10% ≤ FC < 60% thì 
50
40
1
FC
c ; FC 60% thì 1
20
1 
FC
c ; 0% ≤ FC < 10% thì c2 = 0; FC 10% thì 
18
10
2
FC
c ; 
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 
hóa lỏng theo Shamoto (1996) [18] 
Theo Shamotot (1995a 1996a) [18] sự thay 
đổi thể tích của đất cát sau khi hóa lỏng thông 
qua quan hệ nén Rc và hệ số rỗng: 
 %
minee
e
R
i
c
 (24) 
Trong đó: ei - hệ số rỗng ban đầu; emin - hệ số 
rỗng nhỏ nhất; Δe - chỉ số rỗng tăng thêm 
Ngoài ra Shamtot cũng tìm ra mối quan hệ giữa 
Rc và biến dạng trƣợt lớn nhất γmax khi thí 
nghiệm 5 mẫu cát với độ chặt Dr = 20% † 90% 
theo phép toán: 
n
c RR max0. (25) 
Trong đó: R0 - hệ số nén ban đầu R0 = 3 69; 
n - hệ số mũ n = 0 725; γmax xác định Hình 5. 
Biến dạng thể tích rỗng εv của cát khi vƣợt 
hóa lỏng: 
n
i
i
i
vr
e
ee
R
e
e
max
min
0 .
1
.
1

 (26) 
Trong đó: Dr - độ chặt hạt cát ar ND .16 ; 
emax, emin - hệ số rỗng lớn nhất nhỏ nhất; Fc - độ 
sạch của cát Quan hệ nhƣ sau: 
0,1.02,0max FCe ; 6,0.008,0min FCe ; 
 ri Deeee .minmaxmax theo Tukimatsu và 
Yoshimi (1982); Hirama (1991). Quan hệ đƣờng 
cong biến dạng trƣợt lớn nhất γmax với mật độ 
hạt Dr và biến dạng thể tích εv (Ishihara và 
Yoshimine,1992) [96] theo Hình 6. 
0 0,5
Heä soá an toaøn, FS
1,0 1,5 2,0
0
10
20
30
40
50
60
D = 40%
r
50%
60%
70%
80%
90%
B
ie
án
d
a
ïn
g
t
r
ö
ô
ït
,
(
%
)
 m
a
x
0 2 4 6 8 10 12 14 16
0
1
2
3
4
5
D = 40%
r
50%
60%
70%
80%
90%
Caùt saïch
Hoùa loûng
ban ñaàu
Bieán daïng tröôït, (%)

max
B
ie
án
d
a
ïn
g
t
h
e
å 
t
íc
h
h
o
ùa
lo
ûn
g
, 
 (
%
)
v

Hình 5. Đường cong quan hệ biến dạng trượt 
γmax (%) với hệ số an toàn FS và mật độ Dr 
(Zhang,2004) [12] 
Hình 6. Đường cong biến dạng trượt lớn nhất 
γmax, mật độ hạt Dr và biến dạng thể tích εv 
(Ishihara và Yoshimine,1992) [9] 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 58 
3. KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM VÀ XÂY 
DỰNG MỐI TƢƠNG QUAN 
3.1. Kết quả thí nghiệm 
Thí nghiệm tại công trình thuộc địa bàn TP 
Quy Nhơn - tỉnh Bình Định 
- Công trình Plaza Quy Nhơn hạng mục Nhà 
ở dân dụng 9 tầng số 10-12-14-16 Đô Đốc Bảo 
phƣờng Trần Phú, thành phố Quy Nhơn tỉnh 
Bình Định Bảng 1. 
Bảng 1. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý đất nền - 
Công trình Plaza Quy Nhơn (9 tầng). 
Lớp 
đất 
h 
(m) 
SPT 
N30 
γw 
(T/m
3
) 
φ 
(độ) 
c 
(T/m
2
) 
pc 
(T/m
2
) 
fs 
(T/m
2
) 
Loại đất 
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 
Nhơn tỉnh Bình Định theo TXDVN 9386-2012 
[14] vùng công trình tƣơng ứng động đất cấp M 
= 6 5 và gia tốc nền theo phƣơng ngang lớn nhất 
bề mặt đất cho nền loại A là amax = 0 0941 g hệ 
số nền S = 1 0 
3.2. Xây dựng tƣơng quan 
3.2.1. Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với 
cấp động đất M = 6,5 
Hình 7. Quan hệ giữa FSlip hay FL với chiều 
sâu z khi M = 6,5 
Hình 8. Quan hệ giữa FSlip hay FL với chiều 
sâu z khi M = 8,0 
Hệ số kháng hóa lỏng cho trong các phƣơng 
pháp đƣợc thể hiện Hình 7 phƣơng pháp 
Ishuhara cho giá trị lớn nhất còn phƣơng pháp 
Benouar nhỏ nhất và nhỏ hơn 1 Các phƣơng 
pháp còn lại cho kết quả kháng hóa lỏng lớn 
hơn 1 Hệ số kháng FSlip càng lớn khi chỉ số 
SPT N càng lớn tức độ chặt Dr càng lớn Lớp 
đất bùn cát hữu cơ có FSlip < 1 trong các 
phƣơng pháp 
3.2.2. Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với 
cấp động đất M = 8 
Xét tại cấp động đất M = 8 0 giá trị hệ số 
kháng hóa lỏng tính theo phƣơng pháp Seed cho 
giá trị lớn nhất phƣơng pháp Benouar nhỏ nhất 
và nhỏ hơn 1 theo Hình 8 Khi tăng cấp động 
đất làm cho gia tốc mặt amax theo phƣơng ngang 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 59 
tăng từ amax = 0 0941 g → 0 1152 g hiện tƣợng 
hóa lỏng nền đất xảy ra cho phƣơng pháp Dixit 
Ishuhara Yasuda và Benoura còn phƣơng pháp 
JRA Seed thì nền vẫn ổn định tức có hệ số 
kháng lỏng hai phƣơng pháp này vẫn lớn hơn 1 
Lớp đất bùn cát hữu cơ có FSlip < 1 tính theo các 
phƣơng pháp Chênh lệch giá trị hệ số kháng 
lỏng cho trong các phƣơng pháp có khác nhau 
cụ thể độ chênh lệch giá trị hệ số kháng là 
19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷ 71,22 % 
(Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda, Benouar, 
JRA). 
3.4. Cải tiến nền đất hóa lỏng do động đất 
3.4.1. Đánh giá hệ số hóa lỏng đất nền với 
từng cấp động đất 
Phƣơng pháp đánh giá hệ số kháng lỏng của 
đất theo Benouar (1992) [55] cho kết quả nền 
đất cát bị hóa lỏng nhanh nhất tức là FL ≤ 1 khi 
đất nền bị động đất ở cấp M = 5 5; M = 6 5; M 
= 7,0 hay M = 8,0 theo Hình 9. 
Hình 9. Quan hệ giữa FL với chiều sâu z cho 
các cấp động đất 
Hình 10. Quan hệ giữa Dr với chiều sâu z cho 
các cấp động đất 
Độ chênh lệch hệ số kháng lỏng đất nền 
ΔFSlip từ 0 27 † 0 50 (M = 5 5); 0 25 † 0 75 (M 
= 6,5); 0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) và 0,29 ÷ 0,63 (M 
= 8 0) và giá trị chênh lệch này giảm dần theo 
chiều sâu Tại độ sâu nằm trong vùng thấu kính 
thì độ chênh lệch hệ số kháng lỏng lớn tức vùng 
này cải thiện nền rất khó vì trị số xuyên tiêu 
chuẩn vẫn rất nhỏ sau khi hiệu chỉnh đất nền 
theo các phƣơng pháp 
3.4.2. Biến dạng thể tích hạt εv khi nền đất 
hóa lỏng 
Cấp động đất M càng lớn thì phân tố hạt 
xoay xung quanh càng lớn gây ra ứng suất tiếp 
tăng lên càng nhiều thành phần mật độ hạt Dr 
càng lớn Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95% 
÷ 69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M = 
6,0); 30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷ 
119 80% (M = 8 0) Tại độ sâu nằm trong vùng 
thấu kính mật độ Dr không thay đổi giá trị là 
22 62% Giá trị xuyên tiêu chuẩn càng lớn thì 
độ chênh lệch mật độ càng nhỏ tức mật độ Dr 
càng lớn theo Hình 10. 
Theo Hình 11 cấp động đất M càng lớn hiện 
tƣợng phá vỡ khung kết hạt càng nhiều phân tố 
hạt xoay xung quanh di chuyển càng lớn ứng 
suất cắt càng lớn thành phần hạt chèn ép đƣợc 
sắp xếp lại hệ số rỗng hạt càng nhỏ Để cải 
thiện ổn định nền đất cho công trình phải tiến 
hành cải biến nền đất làm giảm hệ số rỗng thêm 
trong khoảng độ sâu nền đất bị hóa lỏng cho 
từng cấp động đất Kết quả tính toán độ chênh 
lệch hệ số rỗng Δe từ 5 5% † 15 47% (M = 5 5); 
9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 10,51% ÷ 20,23% 
(M = 7 0); 17 15% † 26 52% (M = 8 0) Tại độ 
sâu nằm trong vùng thấu kính hệ số rỗng ei 
không thay đổi giá trị là 9 09% Giá trị xuyên 
tiêu chuẩn càng lớn thì độ chênh lệch hệ số rỗng 
càng nhỏ 
 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 60 
Hình 11. Quan hệ giữa ei với chiều sâu z 
cho các cấp động đất 
Hình 12. Quan hệ giữa εv với chiều sâu z 
cho các cấp động đất 
Quá trình tăng cấp động đất M làm co nén 
phân tố hạt theo phƣơng ngang tăng thành phần 
biến dạng phƣơng đứng do thành phần tải thẳng 
đứng bên trên có xét thêm phần dao động tải 
trọng công trình cũng tăng theo Hình 12 Độ 
biến dạng thể tích trung bình theo phƣơng đứng 
εv là 0,054 (M = 5,5); 0,040 (M = 6,5); 0,034 
(M = 7,0) và 0,006 (M = 8,0). 
4. KẾT LUẬN 
Ở cấp động đất M = 6 0 hệ số kháng lỏng 
FSlip theo phƣơng pháp Ishuhara có giá trị lớn 
nhất phƣơng pháp Benourar có giá trị nhỏ nhất 
và nhỏ hơn 1 
Ở cấp động đất M = 8 0 hệ số kháng lỏng 
FSlip theo phƣơng pháp Seed có giá trị lớn 
nhất phƣơng pháp Benourar có giá trị nhỏ 
nhất và nhỏ hơn 1 Độ chênh lệch giá trị hệ số 
kháng là 19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷ 
71,22 % (Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda, 
Benouar, JRA). 
Đánh giá hệ số kháng lỏng của đất theo 
Benouar (1992) cho kết quả FL ≤ 1 nhanh nhất 
ứng M = 5 5; M = 6 5; M = 7 0 hay M = 8 0 Độ 
chênh lệch hệ số kháng lỏng đất nền ΔFSlip từ 
0,27 ÷ 0,50 (M = 5,5); 0,25 ÷ 0,75 (M = 6,5); 
0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) và 0,29 ÷ 0,63 (M = 8,0). 
Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95% † 
69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M = 6,0); 
30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷ 
119,80% (M = 8,0). 
Độ chênh lệch hệ số rỗng Δe từ 5 5% † 
15,47% (M = 5,5); 9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 
10,51% ÷ 20,23% (M = 7,0); 17,15% ÷ 26,52% 
(M = 8,0). 
TÀI LIỆU THAM KHẢO 
1. Alan F.Rauch, An Emperrical Method for 
Predicing Surface Displacements sue to 
Liquefaction Induced Lateral Spreading in 
Earthquakes, Virginia Polytechnic Institute and 
State University, Virginia, (1997). 
2. Bengt H.Fellenius, Basic of Foundation 
Design, British Columbia Canada, V8L 3C9, 
(2009). 
3. Benouar .D, Yanagisawa .E, Soil 
Liquefaction Potential Evaluation With Use of 
The Spectrum at Depth, Earthquake 
Engineering, Rotterdam, ISBN 90 5410 0605, 
pp. 1441 - 1446, (1992). 
4. Bozorgnia Y., Bertero V.V., Earthquake 
engineering, From Engineering Seismology to 
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 61 
Performance Based Engineering, CRS Press, pp. 
39-41, (2004). 
5. Công ty CP Tƣ Vấn Thiết Kế Xây Dựng 
Bình Định Công trình Plaza Quy Nhơn, hạng 
mục Nhà ở dân dụng 9 tầng, số 10-12-14-16 Đô 
Đốc Bảo thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định 
(2009). 
6. Dixit J., Dewaikar D.M., Jangid R.S., 
Assessment of liquefaction potential inde for 
Mumbai city, Natural Hazards and 
Earth System Sciences, No.12, pp. 
2759-2768, (2012). 
7. Geotechnical Engineering Bureau, 
Liquefaction potential of cohensionless soils, 
New York state Department of Transportation, 
(2007). 
8. 
dat-kinh-hoang-nhat-trong-lich-su-
20110312021634115.chn 
9. Mark Stringer, The Axial Behaviour of 
Piled Foundation in Liquefiable Soil, Doctor of 
Philosophy, Department of Engineering, 
University of Cambridge, pp. 9-38, (2011). 
10. Nguyễn Viết Trung Nguyễn Thanh Hà 
Cơ sở tính toán cầu chịu tải trong của động đất, 
NXB Giao Thông Vận Tải Hà Nội (2004) 
11. I.M.Idriss, R.W. Boulanger, Semi-
empirical Procedures for Evaluating 
Liquefaction Potential During Earthquakes, 
Soil Dynamics and Earthquake Enguneering, 
pp. 115 - 130, (2006). 
12. Kramer S.L., Evaluation of liquefaction 
hazards in Washington state, Department of 
Civil ad Environmental Engineering, University 
of Washington, pp. 1-329, (2008). 
13. TCXD 10304-2014, Móng cọc – Tiêu 
chuẩn thiết kế. 
14. TCVN 9386-2012, Thiết kế công trình 
chịu động đất. 
15. Japan Road Association (JRA), 
Specifications for highway bridges, prepared by 
Public Works Reseach Institute (PWRI) and 
Civil Enginneering Reseach Laboratory (CRL), 
Japan, (2002). 
16. Seed, H. B., and Idriss, I. M., Simplified 
procedure for evaluating soil liquefaction 
potential, Journal of Geotechnology 
Engineering, ASCE, 97(9), pp. 1249-1273, 
(1971). 
17. Susumu Yasuda, Ken-ichi Tokida, Soil 
Liquefaction with Use of Standard Penetration 
Resistances, Public Works Research Institute, 
Ministry of Construction, Tsukuba, Japan, pp. 
387 - 394, (1980). 
18. Yasuhiro Shamoto, Jian-Min Zhang, 
Sigeru Goto, New pproach to Evaluate Pót-
Liquefaction Permanent Deformation in 
Saturated Sand, World Conference on 
Earthquake Engineering, ISBN: 0 08 042822 
3, pp. 1-8, (1996). 
Người phản biện: TS TRẦN THƢƠNG BÌNH