(Luận văn thạc sĩ) ứng dụng phương pháp tính ổn định mái dốc trong tính toán giới hạn mực nước và vùng an toàn cho bờ sông đồng bằng sông cửu long

TỔNG QUAN

Ý nghĩa thực tiễn của đề tài

Đồng bằng sông Cửu Long là vùng đất phì nhiêu, nổi tiếng với sản phẩm nông nghiệp và thủy sản phong phú, không chỉ phục vụ tiêu thụ nội địa mà còn xuất khẩu ra nhiều thị trường quốc tế Với diện tích rộng lớn và đất đai màu mỡ được bồi đắp từ thượng nguồn, khu vực này có hệ thống sông ngòi, kênh rạch dày đặc, cung cấp phù sa cần thiết Tuy nhiên, sự phong phú này cũng đi kèm với nguy cơ sạt lở đất do nền đất yếu, gây ra nhiều vụ sạt lở đáng tiếc hàng năm, ảnh hưởng nghiêm trọng đến đời sống và kinh tế của người dân Nhiều hộ gia đình bất ngờ mất nhà, tài sản mà không hề hay biết, khi mọi thứ đều bị cuốn trôi xuống sông.

Dự báo quá trình sạt lở là rất quan trọng, giúp người dân nhận biết khả năng phòng chống và di dời kịp thời, từ đó tạo điều kiện an cư lạc nghiệp Đồng thời, việc này cũng hỗ trợ trong việc xử lý đê, kè bờ sông một cách hiệu quả và tiết kiệm chi phí cho nhà nước, đây chính là mục đích của luận văn này.

HV: VÕ VĂN IN Page 2

1.1 Diễn biến phức tạp tình hình sạt lở bờ sông đồng bằng sông Cửu Long:

Sạt lở trên sông Tiền là hiện tượng phức tạp diễn ra hàng năm, với khu vực sạt lở kéo dài Vào ngày 13 tháng 05 năm 2015, tại xã An Hiệp, huyện Châu Thành, tỉnh Đồng Tháp, tình trạng này đã ảnh hưởng nghiêm trọng đến môi trường và đời sống người dân.

Chiều dài sạt lở tại Tiền lên tới 100m, trong đó hơn 30m bờ kè thuộc mỏ hàn số 3 của công trình chống sạt lở do Ban Quản lý dự án nông nghiệp Đồng Tháp làm chủ đầu tư Sạt lở đã ăn sâu vào đất liền khoảng 10m, với tổng diện tích thiệt hại ước tính trên 100m² Tổng thiệt hại ban đầu do sự cố này gây ra ước tính lên đến hàng trăm triệu đồng, buộc khoảng 40 hộ dân phải di dời khẩn cấp.

Hình1.1 : Sạt lở trên sông Tiền tỉnh Đồng Tháp

 Sạt lở trên Sông Hậu cũng diễn ra thường xuyên:

Ngày 09 tháng 12 năm 2014 liên tiếp trong vài ngày qua, đoạn bờ sông Hậu qua khu vực ấp Vĩnh Lợi 2, xã Châu Phong, thị xã Tân Châu đã sạt lở ăn sâu vào đất liền Tổng chiều dài toàn tuyến gần 5km nhƣng đã có trên 2km bị sạt lở Trong đó, vụ sạt lở mới nhất đã cuốn phăng đoạn bờ sông dài gần 400m, ngang 10m và chiều sâu trên 10m

Hình 1.2 Sạt lở trên Sông Hậu tỉnh An Giang

 Sạt lở trên sông Cần Thơ Tp Cần Thơ:

Ngày 25 tháng 06 năm 2015 tại quận Cái Răng thuộc Tp Cần Thơ xảy ra vụ sạt lở nghiêm trọng làm 10 hộ dân phải di dời, 3 nhà dân bị trôi xuống sông Tại hiện trường, đoạn sạt lở và nứt dài khoảng 100 m, ăn sâu vào bờ gần 20 m và cuối trôi 50 m đường nhựa

Hình 1.3 Sạt lở trên sông Cần Thơ

 Sạt lở trên sông Cổ Chiên tĩnh Vĩnh Long

Theo thống kê của Phòng Kinh tế thành phố Vĩnh Long, từ đầu năm 2013 đến nay, đoạn sông Cổ Chiên thuộc Khóm 6 (Phường 5) đã ghi nhận 2 vụ sạt lở nghiêm trọng Vụ đầu tiên xảy ra vào ngày 13/01, làm mất khoảng 35m bờ sông và lấn sâu vào bờ 6m, đe dọa một hộ dân Vụ sạt lở gần đây nhất diễn ra vào lúc 4 giờ 30 phút ngày 19/5, gây thiệt hại cho 3 hộ dân với chiều dài 15m và rộng 6m.

Hình 1.4 Sạt lở trên sông Cổ Chiên

Hình 1.5 Kết quả nghiên cứu vùng sạt lở trên sông Tiền theo nghiên cứu của Nguyen et

Nghiên cứu của Nguyen et al cho thấy hiện tượng sạt lở trên các dòng sông thường xảy ra vào mùa khô, đặc biệt là trong các tháng 3, 4 và 7 khi thủy triều đạt mức thấp nhất Biểu đồ kết quả nghiên cứu xác nhận rằng sạt lở tập trung nhiều nhất trong những thời điểm này.

Quá trình sạt lở diễn ra ở tất cả các sông thuộc vùng Đồng Bằng Sông Cửu Long, với mức độ nghiêm trọng khác nhau tùy thuộc vào từng khu vực và địa chất Chiều dài sạt lở có thể thay đổi từ vài chục mét đến hơn trăm mét, trong khi chiều rộng lấn vào bờ từ 10 đến 30 mét mỗi năm Hiện tượng này xảy ra nhanh chóng và thường khó nhận biết trước.

Ý nghĩa khoa học của đề tài

Quá trình phân tích tình hình sạt lở cho thấy sự phức tạp và nguy hiểm của hiện tượng này, ảnh hưởng lớn đến đời sống, kinh tế và tính mạng con người Do đó, việc nghiên cứu và đánh giá tình hình là rất quan trọng để nắm bắt quy luật nhằm hạn chế thiên tai Nghiên cứu sẽ phân tích từng trường hợp, khu vực địa chất, lòng sông và điều kiện thủy văn để đánh giá mức độ nguy hiểm và dự đoán khả năng sạt lở Bên cạnh đó, việc xác định vùng an toàn giới hạn cho từng khu vực dòng sông sẽ giúp đưa ra biện pháp tối ưu cho di dời, sửa chữa và cải tạo bờ sông, nhằm đạt hiệu quả cao nhất Nội dung phân tích sẽ tập trung vào từng tỉnh cụ thể, mô phỏng tổng quát một dòng sông, từ đó đưa ra đánh giá chính xác cho địa hình cần dự đoán.

Nhiệm vụ của đề tài

 Trình bày phương pháp ổn định bờ sông:

Đánh giá mức độ ổn định của bờ sông là rất quan trọng để dự đoán khả năng sạt lở Điều này bao gồm việc xác định giới hạn mực nước an toàn trong cả hai trường hợp có và không có tải Việc phân tích này giúp đảm bảo an toàn cho các khu vực ven sông và giảm thiểu rủi ro sạt lở.

 Dự báo trước vùng giới hạn nguy hiểm, vùng giới hạn an toàn khu vực bờ sông sạt lở lúc không có tải và lúc chất tải

 Phân tích và đánh giá kết quả nghiên cứu với kết quả thực tế

4 NHỮNG ĐÓNG GÓP MỚI CỦA LUẬN VĂN:

Dựa vào kết quả nghiên cứu tại một khu vực và từ một lòng sông, địa chất, cũng như điều kiện thủy văn cụ thể, có thể nội suy kết quả sạt lở của dòng sông Điều này giúp đánh giá mức độ và thời điểm xảy ra sạt lở, từ đó đưa ra các biện pháp hợp lý nhằm bảo vệ người dân trong khu vực.

Có thể dự đoán mức độ sạt lở từ mép bờ sông vào đất liền để đưa ra các biện pháp canh tác và an cư cho người dân, đồng thời hỗ trợ trong việc xây dựng đê và kè chống sạt lở hiệu quả.

1 GIỚI HẠN CỦA ĐỀ TÀI

Mực nước của các công trình đất như kênh, đê, và bờ sông rút xuống trong quá trình vận hành là nguyên nhân chính gây mất ổn định mái dốc Khi mực nước trên mái rút nhanh và hệ số thấm của đất nhỏ, áp lực kẽ rỗng trong đất không thay đổi nhiều, dẫn đến mất đi tác dụng phản áp cần thiết để giữ ổn định Do đó, việc phân tích sự thay đổi nhanh chóng của mực nước tĩnh là rất quan trọng để đánh giá ảnh hưởng đến ổn định của mái dốc.

Sạt lở bờ sông xảy ra do nhiều nguyên nhân, trong đó có tác động của sóng do gió và tàu thuyền gây áp lực lên bờ và mái dốc Ngoài ra, dòng chảy cũng làm bào mòn lòng sông, tạo ra những sói mòn đáy sông, dẫn đến mất ổn định mái dốc Hơn nữa, hoạt động của con người trong việc thay đổi lòng dẫn và lòng sông cũng góp phần gây ra hiện tượng sạt lở này.

Trong nghiên cứu này, tác giả đã không xem xét áp lực thủy động của dòng nước và các yếu tố bên ngoài có ảnh hưởng đến quá trình sạt lở bờ sông.

Khu vực đồng bằng sông Cửu Long chủ yếu có đất sét, với sự biến động của thủy triều diễn ra nhanh chóng trong ngày Điều này dẫn đến việc thay đổi mực nước không ảnh hưởng đến các tính chất cơ lý của đất.

Nghiên cứu này tập trung vào việc phân tích ổn định mái dốc với đặc điểm đất sét và bùn ít cát, đồng thời xem xét áp lực thủy động nhỏ, nhằm ngăn chặn hiện tượng sói lở bờ sông.

6 TIÊU CHUẨN PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH

Vùng đồng bằng sông Cửu Long có địa chất đất yếu và lượng mưa cao, dẫn đến nguy cơ sạt lở nghiêm trọng Việc đánh giá mức độ sạt lở và dự báo cho người dân về các vùng ổn định là cần thiết Nghiên cứu này tập trung vào phân tích độ ổn định và xác định vùng nguy hiểm của bờ sông khi có và không có tải trọng, nhằm dự báo khả năng sói mòn và sạt lở Phân tích được thực hiện dựa trên tiêu chuẩn FHWA-NHI-06-88 của Mỹ về nền và móng, như được đề xuất bởi Naresh et al 2006.

The stability calculation of embankments involves determining the factor of safety (Fs) against potential sliding surfaces using the Limit Equilibrium Method (LEM) The two primary methods employed for calculating the safety factor in embankment stability are the Bishop method, introduced in 1955, and the Spencer method, developed in 1967.

Khu vực đồng bằng Sông Cửu Long có địa chất đất yếu, chủ yếu là đất sét, vì vậy tác giả đã áp dụng phương pháp Bishop để phân tích Phân tích này được thực hiện thông qua phần mềm Geo-Slope 2007.

 Những điều kiện đƣợc đƣa vào tính toán:

 Điều kiện địa chất sông

 Điều kiện địa hình sông

 Giới hạn mực nước nguy hiểm

Khi phân tích sự ổn định của mực nước sông, sự thay đổi nhanh chóng không ảnh hưởng đến tính chất cơ lý của đất Kết quả tính toán cho thấy hệ số an toàn ổn định mái kè Fs và phân tích sự biến thiên của Fs liên quan đến mực nước sông.

Trong quá trình phân tích ổn định của sông Cửu Long, tác giả sử dụng số liệu về điều kiện địa chất và thủy văn từ các tỉnh như Vĩnh Long, An Giang, Long Xuyên và Cần Thơ để đánh giá chính xác tình hình hiện tại.

PHƯƠNG PHÁP PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH MÁI DỐC

Phá hoại cung trƣợt

Theo tiêu chuẩn FHWA–NHI–06–088 của Mỹ, được đề xuất bởi Naresh và cộng sự vào năm 2006, tình trạng lún kè trên nền đất yếu thường dẫn đến hiện tượng đất xung quanh bị trồi lên và hình thành mặt trượt cung tròn.

Hình 2.1 Cơ chế phá hoại điển hình dạng cung trƣợt tròn

Tính toán ổn định dựa vào hệ số an toàn:

Mô men gây trượt (Driving moment), ký hiệu M D, được tạo ra bởi khối lượng của kè cùng với tải trọng bên trên, kết hợp với cánh tay đòn, là khoảng cách ngang từ tâm trọng lực đến tâm của cung phá hoại (LW).

- Mô men kháng trƣợt (Resisting moment) M R : tạo ra bởi tổng lực kháng cắt của đất dọc theo cung trƣợt nhân với bán kính cung trƣợt (LS)

Tổng sức kháng cắt dọc mặt cung trƣợt

Bề mặt đất đắp đắp sau phá hoại

Hướng dịch chuyển mặt trƣợt

Phá hoại trƣợt xảy ra khi hệ số an toàn nhỏ hơn 1 (mô men gây trƣợt lớn hơn mô men kháng trƣợt)

Phương pháp chia nhỏ mặt trượt:

Hình 2.2 Phương pháp chia nhỏ mặt trượt thông thường

Trong phân tích ổn định, các phương pháp cân bằng hữu hạn thường chia nhỏ mặt trượt thành nhiều phân tố Tuy nhiên, phương pháp này thường bỏ qua lực cắt I S và lực pháp tuyến I N tại mặt tiếp giáp giữa các phân tố, chỉ thỏa mãn điều kiện cân bằng mô men.

Mỗi phần chia nhỏ được xem như một yếu tố độc lập trong việc phân tích lực tác động, bao gồm cả trường hợp không có và có tác động của áp lực nước.

Bán kính cung trƣợt Đất đắp Đất đắp Đất yếu Đất tốt

Mực nước ngầmTâm cung trƣợt, O

Hình 2.3 Phân tích lực trên mỗi phân tố khi không có áp lực nước

Hình 2.4 Phân tích lực trên mỗi phân tố khi có tác động của áp lực nước Đường kéo dài từ tâm cung trƣợt

Không có áp lực nước

Ntan: Lực kháng trƣợt c: Lực kháng trƣợt T: Lực trƣợt

Tâm trọng lực, cg c = lực dính của phân tố đất dọc theo mặt trƣợt

 = góc ma sát trong của phân tố đất

W T = tổng trọng lƣợng phân tố đất

T = W T sin Đường kéo dài từ tâm cung trƣợt

Phân tố đất Có áp lực nước

Ntan: Lực kháng trƣợt cl: Lực kháng trƣợt T: Lực trƣợt

Tâm trọng lực, cg c = lực dính của phân tố đất dọc theo mặt trƣợt

 = góc ma sát trong của phân tố đất

W T = tổng trọng lƣợng phân tố đất + nước u = áp lực nước tại đáy phân tố ul = lực đẩy nước tại đáy phân tố

1 Lực kháng cắt của đất đƣợc xây dựng dựa trên công thức Mohr–Coulomb:

 = lực kháng cắt hữu hiệu c = thành phần lực dính của đất

(–u)tan = thành phần lực ma sát của đất

Tổng áp lực vuông góc với mặt trượt tại đáy mỗi mặt trượt, ký hiệu là σ, được tạo ra bởi trọng lượng nước và đất phía trên mặt trượt Trong khi đó, áp lực nước, ký hiệu là u, có hướng ngược lại với σ.

 = góc ma sát trong của đất dọc theo mặt trƣợt

2 Hệ số an toàn là nhƣ nhau đối với tất cả các phân tố chia nhỏ

3 Hệ số an toàn đối với lực dính và góc ma sát trong là nhƣ nhau

4 Lực tương tác (lực cắt và áp lực pháp tuyến) trên cạnh bên của các phân tố được bỏ qua

5 Áp lực nước, u làm giảm trọng lượng bản thân mỗi phân tố do tác động đẩy ngược của nước lên đáy mỗi phân tố

Từ đó, hệ số an toàn của mặt trƣợt đƣợc xác định theo công thức (3):

Tổng mô men kháng trƣợt của các phân tố

Tổng mô men gây trƣợt của các phân tố

Các phương pháp tính toán ổn định

 Phương pháp cân bằng giới hạn (Limit Equilibrium Method, LEM)

 Kể đến lực pháp tuyến (E)

 Thỏa mãn cân bằng mô men

 Kể đến lực pháp tuyến (E)

 Thỏa mãn điều kiện cân bằng lực

 Kể đến cả lực pháp tuyến (E)và lực cắt (X)

 Thỏa mãn cân bằng mô men cân bằng lực

Phương pháp chia nhỏ mặt trượt thông thường thường đưa ra hệ số an toàn quá thấp do áp dụng các hệ số phi thực tế, trong khi phương pháp đơn giản Bishop và các phương pháp cải tiến khác cho kết quả tương đồng đối với đất sét bão hòa Đối với đất có góc ma sát khác 0, cần tối thiểu áp dụng phương pháp đơn giản Bishop để phân tích ổn định mặt trượt Mặc dù không có phương pháp nào đảm bảo tính toán chính xác 100%, nhưng các phương pháp như Bishop, Janbu và Spencer hiện nay cung cấp những phân tích ổn định mặt trượt đầy đủ và chính xác trong thực tế và thiết kế.

Bảng 2.1 : Hướng dẫn áp dụng phân tích ổn định mái dốc trong thiết kế theo Theo tiêu chuẩn FHWA–NHI–06–088 của Mỹ đề xuất bởi Naresh et al 2006

Loại phân tích Phương pháp thí nghiệm sức chịu tải của đất nền

Phương pháp phân tích tối thiểu cần thiết khi xây dựng đê, đập trên nền đất sét yếu là xác định góc ma sát trong, ký hiệu là  Việc này phải được thực hiện ngay sau khi hoàn thành quá trình xây dựng để đảm bảo tính ổn định và an toàn cho công trình.

Sử dụng sức chịu cắt không thoát nước, S U

Phương pháp đơn giản Bishop, coi góc ma sát trong,  = 0; lớp đất sét đƣợc chia thành nhiều lớp với giá trị S U tương ứng

Trong quá trình xây dựng đê và đập trên nền sét yếu, các giai đoạn thi công được thực hiện tuần tự, kết hợp với thời gian chờ để đất sét cố kết giữa các giai đoạn Việc này nhằm tận dụng sự gia tăng cường độ chịu tải của đất sét khi quá trình cố kết diễn ra.

CU, đất thí nghiệm cần đƣợc cố kết tương ứng với những giai đoạn thi cônng tương ứg

Sử dụng sức chịu cắt không thoát nước, S U

Phương pháp đơn giản của Bishop được áp dụng cho từng giai đoạn thi công, giúp xác định thời gian chờ cho quá trình cố kết Thí nghiệm cố kết cung cấp thông tin về áp lực kết và chuyển vị, đo lường áp suất nước lỗ rỗng cũng như lún cố kết trong suốt quá trình xây dựng.

Dài hạn : Đê đập trên nền sét yếu, và nền đất sét của mái dốc tạo thành bằng phương pháp cắt mái dốc

CU, có đo áp lực nước lỗ rỗng hoặc

Sử dụng giá trị sức chịu tải hữu hiệu của đất

Phương pháp đơn giản Bishop sử dụng giá trị hữu hiệu về sức chịu tải đất nền

Mặt trƣợt hiện có Thí nghiệm cắt đất trực tiếp với tốc độ cắt chậm, biến dạng cắt lớn

Sử dụng giá trị sức chịu tải của đất trong điều kiện biến dạng cắt lớn là rất quan trọng Các phương pháp như Bishop, Janbu và Spencer được áp dụng để mô phỏng các mặt trượt hiện có, đặc biệt là trong đất cát Tất cả các phân tích đều dựa vào giá trị sức chịu tải hữu hiệu thu được từ thí nghiệm SPT hoặc cắt đất trực tiếp.

Phương pháp đơn giản Bishop sử dụng giá trị hữu hiệu về sức chịu tải đất nền

(*): Phương pháp đề xuất là phương pháp tối thiểu cần áp dụng Cần áp dụng phương pháp chặt chẽ hơn như phương pháp Spencer khi có thể

Năm 1955, phương pháp đơn giản Bishop được giới thiệu như một cải tiến của phương pháp chia nhỏ mặt trượt, tính đến lực hữu hiệu giữa các cạnh bên của các phân tố Phương pháp này giả định mặt trượt có hình dạng cung tròn và được chia thành nhiều phân tố Dựa trên phương trình cân bằng mô men quanh điểm O cho tất cả các phân tố, hệ số an toàn ổn định mái dốc, Fs, được xác định.

Do Fs xuất hiện trong cả 2 vế của phương trình (4), phương pháp tính toán thử sai để tính toán đúng dần giá trị Fs

Phương pháp đơn giản Bishop là một kỹ thuật phổ biến trong phân tích địa kỹ thuật, thường được hỗ trợ bởi máy tính Phương pháp này mang lại kết quả khả quan cho hầu hết các trường hợp phân tích, đặc biệt là khi so sánh với kết quả thiên về an toàn từ phương pháp chia nhỏ mặt trượt.

Khi áp dụng phương pháp đơn giản Bishop trong phân tích ứng suất tổng cộng với đất sét bão hòa, giá trị sức chịu tải hữu hiệu của đất c và  trong công thức (4) và (5) sẽ được thay thế bằng giá trị sức chịu tải tổng cộng, cụ thể là c = S u và  = 0.

Hình 2.5 Mô hình tính toán phương pháp đơn giản Bishop

Phương pháp Spencer là một kỹ thuật cải tiến từ phương pháp chi nhỏ mặt cắt, tập trung vào việc cân bằng giới hạn Phương pháp này xem xét cân bằng lực và mô men cho từng phân tố riêng lẻ, với mỗi phân tố được chia dọc theo mặt trượt Lực tác động vào từng phân tố được minh họa trong hình 2.6.

 = Góc tiếp tuyến mặt trƣợt

 = Góc nghiêng của hợp lực Q

 = Trọng lƣợng riêng của đất trong phân tố n = Số thứ tự phân tố chia nhỏ từ mặt trƣợt b = Bề rộng của phân tố

H = Chiều cao mái dốc, kè h = Chiều cao phân tố

N x = Hệ số vị trí phân tố

N d = Hệ số chiều sâu phân tố

P = Phản lực pháp tuyến tổng cộng tại đáy phân tố

P = Phản lực pháp tuyến hữu hiệu tại đáy phân tố

Q = Hợp lực của 2 lực tương tác giữa các phân tố u = áp suất nước lỗ rỗng được tính toán theo hệ số áp lực nước lỗ rỗng, r u ; u r u h

m = Góc ma sát trong đƣợc huy động,

Z = Lực tương tác giữa các phân tố

Hợp lực tương tác giữa các phân tố, Q được tính theo công thức (6) dưới đây:

Hệ số an toàn Fs được xác định bằng cách giải 2 phương trình (7) và (8) là 2 phương trình cân bằng lực lần lượt theo phương ngang và phương thẳng đứng

Cùng với 1 phương trình cân bằng mô men quanh tâm trượt:αα

Hệ số an toàn Fs được tính toán bằng phương pháp Spencer đảm bảo thỏa mãn cả cân bằng lực theo hai phương đứng và ngang, cũng như cân bằng mô men.

Hình 2.6 Mô hình tính toán của phương pháp Spencer

4 SO SÁNH HAI PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH

Dữ kiệu đầu vào bài toán là địa chất, thủy văn và mặt cắt sông Cổ Chiên tỉnh Vĩnh Long

Kết quả tính toán từ hai phương pháp:

Theo phương pháp Bishop: Fs = 3.2656

Hình 2.7 Kết quả phân tích bằng phương pháp Bishop

Theo Phương pháp Spencer: Fs = 3.40416

Hình 2.8 Kết quả phân tích bằng phương pháp Spencer Kết luận:

Phân tích cho thấy phương pháp Spencer đạt hệ số an toàn cao hơn phương pháp Bishop Để đảm bảo an toàn trong tính toán, cần chọn giá trị nguy hiểm hơn cho quá trình phân tích Đặc biệt, đất ở đồng bằng sông Cửu Long chủ yếu là đất sét yếu, theo tiêu chuẩn FHWA.

NHI–06–088 của Mỹ đề xuất bởi Naresh et al 2006 sử dụng phương pháp Bishop cho kết quả tin cậy

Kết luận, phương pháp Bishop được sử dụng để phân tích nghiên cứu, phù hợp với nghiên cứu của Bishop, A.W (1955) về cung trượt tròn trong phân tích ổn định mái đốc Morgenstern đã áp dụng phương pháp xác định áp lực kẽ rỗng do Bishop đề xuất để tính toán áp lực kẽ rỗng của đất nén trong quá trình rút nước nhanh trên mái đập và đánh giá ổn định theo ứng suất hiệu quả Phương pháp tính toán ổn định khi mực nước trên mái rút nhanh, với sự xem xét tính ép co của đất (Bishop-Morgenstern), đã được đưa vào quy phạm thiết kế của nhiều quốc gia như Ấn Độ và Trung Quốc.

6 XÁC ĐỊNH SỨC KHÁNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC TRONG PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH MÁI DỐC

Việc xác định sức kháng cắt không thoát nước (s u) một cách nhanh chóng và chính xác là rất quan trọng để tính toán ổn định Theo ASTM, giá trị s u được xác định qua ba thí nghiệm: thí nghiệm nén ba trục không cố kết không thoát nước (UU), thí nghiệm nén nở hông (UC) trong phòng thí nghiệm, và thí nghiệm cắt cánh hiện trường Tuy nhiên, việc xác định s u dựa vào thí nghiệm trong phòng gặp nhiều khó khăn do vấn đề lấy mẫu nguyên dạng, tay nghề của kỹ thuật viên và khả năng mô phỏng trạng thái làm việc bất đẳng hướng của mẫu đất Do đó, thí nghiệm cắt cánh hiện trường thường được ưa chuộng để xác định giá trị s u không thoát nước.

6.1 Thí nghiệm cắt cánh hiện trường:

Theo tiêu chuẩn ASTM D2573, sức kháng cắt không thoát nước s u từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường cần được điều chỉnh bằng hệ số kinh nghiệm  v để tính giá trị s ufv Giá trị s ufv này sẽ được sử dụng trong các tính toán ổn định Công thức điều chỉnh là s u =  v ufv S.

Kết quả độ thấm  v cho ba lớp đất sét bảo hòa OH-OL, OL và CL-CH lần lượt là 0.85, 0.88 và 0.86 Giá trị  v = 0.85 được áp dụng trong bảng tính toán dưới đây Kết quả cho thấy giá trị s ufv suy diễn từ kết quả cắt cánh phù hợp với giá trị s u từ thí nghiệm CPT.

Kết quả sức kháng cắt không thoát nước s u ( kPa)

Hình 2.9 Kết quả giá trị sức kháng cắt không thoát nước s u từ thí nghiệm cắt cánh trên sông Cổ

Chiên a Thí nghiệm cắt cánh hiện trường b Thí nghiệm CPT

6.2 Sức kháng cắt không thoát nước sử dụng chỉ số PI

Xác định sức kháng cắt không thoát nước của đất trong phân tích ổn định mái dốc

6 XÁC ĐỊNH SỨC KHÁNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC TRONG PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH MÁI DỐC

Việc xác định sức kháng cắt không thoát nước s u là cần thiết để tính toán ổn định Theo tiêu chuẩn ASTM, giá trị này được xác định qua ba thí nghiệm: thí nghiệm nén ba trục không cố kết không thoát nước UU, thí nghiệm nén nở hông UC trong phòng thí nghiệm, và thí nghiệm cắt cánh hiện trường Tuy nhiên, việc xác định sức chống cắt không thoát nước trong phòng thường gặp khó khăn do công tác lấy mẫu nguyên dạng và tay nghề của kỹ thuật viên Do đó, thí nghiệm cắt cánh hiện trường thường được ưu tiên sử dụng để xác định giá trị s u không thoát nước.

6.1 Thí nghiệm cắt cánh hiện trường:

Theo tiêu chuẩn ASTM D2573, để tính toán ổn định, sức kháng cắt không thoát nước s u từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường cần được điều chỉnh bằng hệ số kinh nghiệm  v, cho ra giá trị s ufv Công thức tính là s u =  v ufv S.

Kết quả giá trị  v cho ba lớp đất sét bảo hòa OH-OL, OL và CL-CH lần lượt là 0.85, 0.88 và 0.86 Giá trị  v = 0.85 sẽ được áp dụng trong bảng tính toán dưới đây Kết quả cho thấy giá trị s ufv suy ra từ kết quả cắt cánh phù hợp với giá trị s u từ thí nghiệm CPT.

Kết quả sức kháng cắt không thoát nước s u ( kPa)

Hình 2.9 Kết quả giá trị sức kháng cắt không thoát nước s u từ thí nghiệm cắt cánh trên sông Cổ

Chiên a Thí nghiệm cắt cánh hiện trường b Thí nghiệm CPT

6.2 Sức kháng cắt không thoát nước sử dụng chỉ số PI

Việc tính toán sức kháng cắt không thoát nước (s u) từ thí nghiệm cắt cánh là phương pháp hiệu quả trong phân tích ổn định mái dốc, mang lại kết quả chính xác Tuy nhiên, một số loại địa chất không cho phép xác định giá trị s u từ thí nghiệm này Thay vào đó, giá trị s u có thể được tính toán dựa trên chỉ số dẻo PI và kết quả từ thí nghiệm cắt đất trực tiếp.

Theo Skempton 1957 giá trị sức kháng cắt không thoát nước s u được cho bởi

   : ứng suất hữu hiệu trung bình theo phương thẳng đứng do bản thân đất nền gây ra tại độ sâu z, PI : Chỉ số dẻo

: giá trị điều chỉnh theo kinh nghiệm

6.3 Sức kháng cắt không thoát nước sử dụng thí nghiệm cắt đất trực tiếp trong phòng:

Tại độ sâu z trong đất:

Trong đó: γ : dung trọng tự nhiên trung bình của các mẫu đất ở tại độ sâu z

   : ứng suất tổng trung bình theo phương thẳng đứng do bản thân đất nền gây ra tại độ sâu z

 : Góc masat của các mẫu đất tại độ sâu z theo phương pháp bình phương cực tiểu

C : Lực dính của các mẫu đất tại độ sâu z theo phương pháp bình phương cực tiểu

6.4 So sánh sức kháng cắt không thoát nước s u tính từ chỉ số dẻo PI và thí nghiệm cắt đất trực tiếp, thí nghiệm cắt cánh: a Trên sông Cổ Chiên

Bảng 2.2 Xác định tính chất của đất trên sông Cổ Chiên

Tính chất Lớp đất 1 Lớp đất 1a Lớp đất 2

- Đặc tính Đất đắp á sét, cát á sét màu sám đen Đất bùn,á cát

(Trạng thái nửa cứng) (Trạng thái chảy) (Trạng thái mềm)

- Dung trọng tự nhiên:w (g/cm³) 15.89 17.07 16.68

Sức kháng cắt không thoát nước s u z  w  v c  tag

Theo chỉ số dẻo PI

8-10 17.07 129.48 0.104 4.200 0.073 9.61 15.1 18.80 10-12 17.07 163.62 0.104 4.200 0.073 12.11 15.1 21.98 12-14 17.07 197.76 0.104 4.200 0.073 14.62 15.1 24.2 14-16 17.07 231.9 0.104 4.200 0.073 17.13 15.1 26.24 16-18 17.07 266.04 0.104 4.200 0.073 19.63 15.1 28.64 18-20 16.68 299.4 0.112 3.400 0.059 17.89 18.4 30.74 20-22 16.68 332.76 0.112 3.400 0.059 19.87 18.4 32.84 22-24 16.68 366.12 0.112 3.400 0.059 21.85 18.4 34.94 24-26 16.68 399.48 0.112 3.400 0.059 23.83 18.4 37.04 26-28 16.68 432.84 0.112 3.400 0.059 25.81 18.4 39.14 28-30 16.68 466.2 0.112 3.400 0.059 27.80 18.4 41.24 Bảng 2.3 Sức kháng cắt không thoát nước s u tính theo chỉ số PI và cắt đất trực tiếp

So sánh s u qua các chỉ số giá trị trung bình GTTB , R 2 , COV

 Vời chỉ số giá trị trung bình GTTB ( / )

( ) 1 u u s ctt PI s cc  thì giá trị tương đối chính sát

Trong hồi quy, hệ số R² là một chỉ số thống kê quan trọng, thể hiện mức độ phù hợp giữa đường hồi quy và các điểm dữ liệu thực tế Khi giá trị R² gần bằng 1, điều này cho thấy sự biến động của các giá trị nhỏ là không đáng kể so với giá trị lớn nhất và nhỏ nhất, cho thấy sự xấp xỉ gần như hoàn hảo giữa mô hình và dữ liệu.

 Với chỉ số COV : thể hiện sự biến đổi nhƣ là một tỷ lệ phần trăm của giá trị trung bình, và đƣợc tính nhƣ sau: COV (SD Xbar/ )

Giá trị biến đổi hàm dữ liếu COV càng nhỏ tức độ chính sác càng cao

Bảng so sánh giá trị sông s u Cổ chiên z

CC ss T Độ lệch chuẩn

=0.36 Bảng 2.4 Bảng tính toán các trị số QTTB, R 2 , COV

Hình 2.10 Biểu đổ biểu diễn đường s u tính toán và đường s u cắt cánh sông Cổ Chiên

Su từ thí nghiệm cắt cánh

1:01 PI cắt đất trực tiếp

Bảng giá trị so sánh :

S u theo PI S u theo cắt đất trực tiếp

Bảng 2.5 Các hệ số so sánh QTTB, R 2 , COV

 Từ biểu đồ biểu diễn đường S u ta thấy đường S u tính theo PI gần sát với đường 1:01

Giá trị S tính theo phương pháp PI gần tiệm cận bằng 1 hơn so với giá trị S tính theo cắt đất trực tiếp, cho thấy rằng giá trị S tính theo PI chính xác hơn.

Trị số R² của giá trị S u tính theo PI gần bằng 1 hơn so với giá trị tính theo cắt đất trực tiếp Điều này cho thấy độ biến động của các giá trị S u tính theo PI không lớn, vì vậy kết quả này đáng tin cậy hơn so với phương pháp cắt đất trực tiếp.

Trị số VOC của S u tính theo PI thấp hơn so với phương pháp cắt đất trực tiếp, dẫn đến độ lệch chuẩn của các giá trị trong S u tính theo PI cũng nhỏ hơn Vì vậy, kết quả tính toán theo PI trên sông Thị Vải được coi là đáng tin cậy hơn.

Sét, dẻo cao 4-4.5 14.19 89 2.62 117 39.2 78.2 0.042 3.23 0.057 Sét, dẻo cao 6-6.5 14.2 99 2.62 97 39.5 57.5 0.039 2.15 0.038 Sét, dẻo cao 8-8.5 14.3 109 2.62 107 47.8 60 0.038 2.15 0.038 Sét, dẻo cao 10-10.5 15 98 2.61 111.5 47.5 64 0.033 3.23 0.057

Sét, dẻo cao 12-12.5 14.78 96 2.6 111.6 53.3 58.3 0.042 3.23 0.057 Sét, dẻo cao 14-14.5 15.32 79 2.61 84.9 33.3 51.6 0.058 2.15 0.038 Sét, dẻo cao 16-16.5 14.78 84.7 2.62 84.5 32.3 52.2 0.03 4.3 0.075 Sét, dẻo cao 18-18.5 15.07 77.4 2.61 83.4 32.7 50.7 0.036 3.23 0.057 Sét, dẻo cao 20-20.5 15.09 66.7 2.63 79.1 31.3 47.8 0.042 3.23 0.057 Sét, dẻo cao 22-22.5 15.36 70.8 2.62 79.2 31.6 47.6 0.05 3.23 0.057 Bảng 2.6 Tính chất cơ lý của đất trên sông Thị vải

Sức kháng cắt không thoát nước s u z  w

 v c  tag  trực tiếp Cắt đất

12-12.5 14.78 173.72 0.042 4.100 0.057 9.94 58.3 17.42 14-14.5 15.32 204.36 0.058 4.100 0.038 7.82 51.6 18.97 16-16.5 14.78 233.92 0.030 4.100 0.075 17.57 52.2 21.25 18-28.5 15.07 264.06 0.036 3.300 0.057 15.09 50.7 23.29 20-20.5 15.09 294.24 0.042 3.300 0.057 16.81 47.8 24.98 22-22.5 15.36 324.96 0.055 3.300 0.057 18.58 47.6 27.29 Bảng 2.7 Sức kháng cắt không thoát nước s u tính theo chỉ số PI và cắt đất trực tiếp trên sông

Hình 2.11 Thí nghiệm cắt cánh hiện trường trên sông Thị Vải Bảng so sánh giá trị sông s u Thị Vải z

CC ss T Độ lệch chuẩn

Su thí nghiệm cắt cánh

1:01 PI cắt đất trực tiếp

=0.43 Bảng 2.8 Bảng tính toán các trị số QTTB, R 2 , COV trên sông Thị Vải

Hình 2.12 Biểu đổ biểu diễn đường s u tính toán và đường s u thí nghiệm cắt cánh sông Thị

S u theo PI S u theo cắt đất trực tiếp

Bảng 2.9 Các hệ số so sánh QTTB, R 2 , COV trên sông Thị Vải

Giá trị S u tính theo PI=0.96 gần tiệm cận 1 hơn so với giá trị S u tính theo phương pháp cắt đất trực tiếp, điều này cho thấy giá trị S u tính theo PI chính xác hơn.

 Trị số R 2 của giá trị S u tính theo PI = 0.88 gần bằng 1 hơn giá trị tính theo cắt đất trực tiếp

Do đó độ biến động của các giá trị S u tính theo PI dao động không nhiều nên kết quả tin cậy hơn tính theo cắt đất trực tiếp

Trị số VOC của S u được tính theo PI=0.13 nhỏ hơn so với phương pháp cắt đất trực tiếp, dẫn đến độ lệch chuẩn của các giá trị trong S u theo PI cũng thấp hơn Kết quả này cho thấy rằng phương pháp tính theo PI đáng tin cậy hơn, đặc biệt là trên cảng Cái Mép – Bà Rịa-Vũng Tàu.

Lớp đất Z(m)  w W (%) o LL (%) PL(%) PI (%) G (%) Sét, dẻo cao 0-0.5 15.8 70.6 2.69 79.9 31.8 48.1 99.4

Sét, dẻo cao 2-2.5 15.8 70.8 2.68 78.6 31.9 46.6 99.7 Sét, dẻo cao 4-4.5 15.7 71 2.68 79 30.2 48.8 99.4 Sét, dẻo cao 6-6.5 15.5 73.7 2.69 81 33.3 47.8 98.5 Sét, dẻo cao 8-8.5 15.5 74.6 2.68 78.3 30.2 48.1 98.9

Bảng 2.10 trình bày các tính chất cơ lý của đất sét dẻo cao tại cảng Cái Mép – Bà Rịa – Vũng Tàu, với các thông số như sau: Sét dẻo cao 10-10.5 có độ ẩm 15.3%, trọng lượng thể tích 2.69 g/cm³, độ dẻo 75.7, độ bền 30.7, và độ co ngót 45, đạt tỷ lệ nén 99.8 Sét dẻo cao 12-12.5 có độ ẩm 15.6%, trọng lượng thể tích 2.70 g/cm³, độ dẻo 77, độ bền 31.6, và độ co ngót 45.4, với tỷ lệ nén 97.7 Sét dẻo cao 14-14.5 có độ ẩm 15.3%, trọng lượng thể tích 2.70 g/cm³, độ dẻo 77.7, độ bền 32, độ co ngót 45.7, và tỷ lệ nén 97 Sét dẻo cao 16-16.5 có độ ẩm 15.8%, trọng lượng thể tích 2.69 g/cm³, độ dẻo 79.5, độ bền 31.3, độ co ngót 48.3, tỷ lệ nén 99.7 Sét dẻo cao 18-18.5 có độ ẩm 16%, trọng lượng thể tích 2.69 g/cm³, độ dẻo 72.8, độ bền 32, độ co ngót 40.8, và tỷ lệ nén 99.9 Cuối cùng, sét dẻo cao 20-20.5 có độ ẩm 16.2%, trọng lượng thể tích 2.70 g/cm³, độ dẻo 70.5, độ bền 31.9, độ co ngót 38.5, và tỷ lệ nén 97.2.

Sức kháng cắt không thoát nước s u z  ' v PI S u

Bảng 2.11 Sức kháng cắt không thoát nước s u tính theo chỉ số PI và cắt đất trực tiếp trên cảng

Cái Mép – Bà Rịa Vũng Tàu

Hình 2.13.Kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường trên cảng Cái Mép – Bà Rịa-Vũng Tàu Bảng so sánh giá trị sông s u Cái Mép z

Theo CC ss T Độ lệch chuẩn Theo PI0-0.5 7.71 9 0.37 31.83872 250.2149 0.026195 2-2.5 9.78 15.9 0.42 85.94779 79.53397 0.021895 4-4.5 10.61 17.4 0.77 15.8318 55.02942 0.001289 6-6.5 12.89 21 0.95 1.158186 14.57851 0.000408

Su thí nghiệm cắt cánh

=0.29 Bảng 2.12 Bảng tính toán các trị số QTTB, R 2 , COV trên cảng Cái Mép – Bà Rịa Vũng Tàu

Hình 2.14 Biểu đổ biểu diễn đường s u tính toán và đường s u cắt cánh cảng Cái Mép

Bảng 2.13 Các hệ số so sánh QTTB, R 2 , COV trên cảng Cái Mép – Bà Rịa Vũng Tàu Kết luận:

 Trị số GTTB của giá trị S u tính theo PI=0.84 gần tiệm cận bằng 1 Nên giá trị S u tính theo

PI gần với giá trị S u cắt cánh

Giá trị R² của S u tính theo PI đạt 0.92, gần bằng 1 so với đường 1:01, cho thấy độ biến động của S u là không lớn, từ đó khẳng định tính tin cậy của kết quả.

 Trị số VOC của S u tính theo PI=0.29 Do đó độ lệch chuẩn của các giá trị trong S u tính theo

PI nhỏ Do đó kết quả tính theo PI tin cậy hơn

 Nếu địa chất không có thí nghiệm cắt cánh thì S u có thể tính toán dựa vào hệ số dẻo PI để tính toán

7 NHỮNG NGHIÊN CỨU VỀ ỔN ĐỊNH MÁI DỐC TRONG NƯỚC VÀ NƯỚC NGOÀI:

Nhiều công trình lớn đã gặp phải sự cố nghiêm trọng do nghiên cứu không chính xác, dẫn đến việc hạ mực nước quá thấp, gây ra sạt lở ảnh hưởng đến đời sống và kinh tế Một ví dụ điển hình là vụ vỡ đập Teton vào ngày 5/6/1976, khi cột nước thượng lưu chỉ đạt 82.9m, thấp hơn 6.9m so với mực nước dâng bình thường Sự cố này không chỉ gây ra thiệt hại lớn ở phía hạ lưu mà còn cho thấy tầm quan trọng của việc nghiên cứu và quản lý mực nước một cách chính xác.

Trong phạm vi 17km lòng hồ phía thượng lưu, đã xảy ra 200 vị trí sạt trượt do mực nước trong hồ rút nhanh Nước ta có nhiều đê ven các sông lớn như sông Hồng, sông Đà, và sông Thái Bình, nơi mà mực nước dao động mạnh mẽ trong mùa lũ Mực nước ở một số sông còn phụ thuộc vào quy trình xả lũ của các hồ chứa thượng nguồn, dẫn đến tình trạng mực nước sông dâng cao khi xả lũ và rút nhanh khi ngừng xả, gây sạt lở mái đê và mất đất canh tác Điều này đe dọa tính mạng và tài sản của người dân sống ven sông, với hàng trăm vụ sạt lở xảy ra mỗi năm, gây hoang mang lo lắng Do đó, việc nghiên cứu quy luật sạt lở để hạn chế thiên tai là vô cùng quan trọng.

Nhận thức về nguy hiểm khi hạ mực nước sông có tác động lớn đến sự ổn định của mái dốc Nhiều nghiên cứu trong và ngoài nước đã chỉ ra các yếu tố ảnh hưởng đến sự ổn định này Các tác giả như Kerkes D J và Jeffrey B Fassett (2006), cùng với Li, S., Z.Q Yue, L.G Tham, C.F Lee, và S.W Yan (2005) đã đi sâu vào việc đánh giá những yếu tố này.

PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH BỜ SÔNG ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG A TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH BỜ KÈ SÔNG CỔ CHIÊN – TỈNH VĨNH LONG

SO SÁNH KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU VỚI KẾT QUẢ SẠT LỞ THỰC TẾ TẠI CÁC SÔNG

Định dạng
Số trang	119
Dung lượng	6,79 MB