(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 với sản phẩm nông nghiệp và thủy sản phong phú, cung cấp cả cho thị trường trong nước và xuất khẩu Diện tích đất đai rộng lớn và màu mỡ được bồi đắp từ thượng nguồn, cùng với hệ thống sông ngòi, kênh rạch dày đặc, tạo điều kiện thuận lợi cho việc phát triển nông nghiệp Tuy nhiên, hệ thống sông nhiều và nền đất yếu cũng dẫn đến tình trạng sạt lở nghiêm trọng, gây lo ngại cho người dân Hàng năm, nhiều hộ dân phải đối mặt với việc mất nhà, mất tài sản do sạt lở, khiến cuộc sống của họ trở nên bất ổn và khó khăn.

Dự báo quá trình sạt lở là rất quan trọng để người dân có thể chủ động phòng chống và di dời khi cần thiết, từ đó tạo điều kiện an cư lạc nghiệp Ngoài ra, việc này cũng hỗ trợ cho quá trình xử lý đê và kè bờ sông, giúp tiết kiệm chi phí cho nhà nước Đây chính là mục đích chính 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 một vấn đề phức tạp diễn ra hàng năm, với khu vực sạt lở kéo dài Vào ngày 13 tháng 5 năm 2015, tại xã An Hiệp, huyện Châu Thành, tỉnh Đồng Tháp, hiện tượng này đã gây ra nhiều ảnh hưởng nghiêm trọng đến môi trường và đời sống của người dân.

Sạt lở xảy ra tại Tiền, với chiều dài khoảng 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 bị ảnh hưởng lên đến hơn 100m² Ước tính thiệt hại ban đầu do sạt lở gây ra lên tới 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, khi sạt lở làm mất khoảng 35m bờ sông, lấn sâu vào 6m và đe dọa một hộ dân Vụ sạt lở gần đây nhất diễn ra vào lúc 4 giờ 30 phút ngày 19/5, làm sạt lở 15m bờ sông, rộng 6m, ảnh hưởng đến 3 hộ dân.

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 chỉ ra rằng hiện tượng sạt lở thường xảy ra trên các dòng sông trong mùa khô, đặc biệt khi thủy triều ở mức thấp Biểu đồ kết quả cho thấy các tháng 3, 4 và 7 là thời điểm sạt lở diễn ra nhiều nhất, tương ứng với thời gian thủy triều xuống thấp nhất.

Quá trình sạt lở ở vùng Đồng Bằng Sông Cửu Long diễn ra nghiêm trọng, với chiều dài sạt lở thay đổi từ vài chục mét đến hơn trăm mét, tùy thuộc vào từng khu vực và địa chất Mỗi năm, bờ sông bị lấn vào từ 10 đến 30 mét, và hiện tượng này xảy ra nhanh chóng, khó có thể nhận biết trước.

Ý nghĩa khoa học của đề tài

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

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 Việc này cần xem xét giới hạn mực nước và hệ số an toàn trong cả hai trường hợp có và không có tải.

 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 trên kết quả nghiên cứu tại một khu vực cụ thể, cùng với các yếu tố như lòng sông, địa chất và điều kiện thủy văn, có thể nội suy kết quả sạt lở của dòng sông Điều này giúp đánh giá mức độ sạt lở và thời điểm xảy ra, từ đó đề xuất các biện pháp hợp lý để bảo vệ người dân trong vùng.

Dự đoán mức độ sạt lở từ mép bờ sông vào đất liền là cần thiết để đưa ra các biện pháp canh tác và an cư cho người dân Điều này cũng hỗ trợ trong việc xây dựng các đê và kè nhằm chống sạt lở hiệu quả.

1 GIỚI HẠN CỦA ĐỀ TÀI

Mực nước giảm trong các công trình đất như kênh, đê và bờ sông là nguyên nhân chính gây mất ổn định mái dốc Khi mực nước trên mái rút nhanh và hệ số thấm của đất thấp, áp lực kẽ rỗng trong đất không thay đổi nhiều, dẫn đến mất đi tác dụng phản áp cần thiết để duy trì ổn định Do đó, việc phân tích sự biến động của mực nước tĩnh là rất quan trọng, vì nó ảnh hưởng trực tiếp đến sự ổn định của mái dốc.

Sạt lở bờ sông không chỉ do tác động tự nhiên của sóng và gió, mà còn bị ảnh hưởng bởi tàu thuyền qua lại tạo áp lực lên bờ và mái dốc Dòng chảy cũng góp phần bào mòn lòng sông, gây ra tình trạng sói mòn đáy sông và làm mất ổn định mái dốc Ngoài ra, các hoạt động của con người như thay đổi lòng dẫn và lòng sông cũng là nguyên nhân quan trọng dẫn đến hiện tượng sạt lở.

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, và sự thay đổi mực nước do thủy triều diễn ra nhanh chóng trong ngày, không ảnh hưởng đến 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, không gây ra 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 tình trạng sạt lở nghiêm trọng Nghiên cứu hiện nay tập trung vào việc đánh giá mức độ sạt lở và xác định các khu vực ổn định để cảnh báo người dân Đề tài này phân tích sự ổn định và xác định vùng giới hạn nguy hiểm cho bờ sông, cả trong trường hợp có tải và không có tải, nhằm dự báo khả năng sói mòn và sạt lở Phân tích ổn định được thực hiện dựa trên tiêu chuẩn FHWA-NHI-06-88 của Mỹ, theo phương pháp của 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 this safety factor calculation 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 Để phân tích tình trạng này, tác giả đã sử dụng phương pháp Bishop 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 ổn định mực nước sông biến động nhanh, tính chất cơ lý của đất không bị thay đổi Kết quả tính toán cho thấy hệ số an toàn ổn định mái kè Fs và sự biến thiên của Fs theo mực nước sông.

Trong quá trình phân tích ổn định sông Cửu Long, tác giả đã 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 hiện trạng hiện tại của khu vực này.

PHƯƠNG PHÁP PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH MÁI DỐC

Phá hoại cung trƣợt

Theo tiêu chuẩn FHWA–NHI–06–088 do Naresh et al (2006) đề xuất, hiện tượng lún kè trên nền đất yếu thường dẫn đến sự trồi lên của đất xung quanh 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 (M D) được xác định bởi khối lượng của bản thân kè, bao gồm cả tải trọng bên trên nếu có, kết hợp với cánh tay đòn Cánh tay đòn là khoảng cách ngang từ tâm trọng lực (bao gồm tải trọng bên trên nếu có) 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 dựa vào việc 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 tập trung vào việc 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 áp lực nước và có 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 được xác định bởi trọng lượng nước và đất phía trên, ký hiệu là σ 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 những hệ số không 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 phân tích ổn định mặt trượt đầy đủ và chính xác cho 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 là cần thiết cho các công trình xây dựng trên nền đất sét yếu, đặc biệt là đê và đập Ngay sau khi hoàn thành quá trình xây dựng, cần xác định góc ma sát trong, ký hiệu là , 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

Các giai đoạn xây dựng đê và đập trên nền sét yếu được thực hiện theo từng bước, trong đó có thời gian chờ để sét cố kết giữa các giai đoạn thi công Điều này giúp 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 mà Bishop áp dụng cho từng giai đoạn thi công giúp xác định thời gian chờ sét cố kết Thí nghiệm cố kết đóng vai trò quan trọng trong việc đo lường áp lực kết và chuyển vị, đồng thời theo dõi áp suất nước lỗ rỗng và lún cố kết trong 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 thường được áp dụng để mô phỏng mặt trượt hiện có của đất cát Tất cả các phân tích nên dựa vào giá trị sức chịu tải hữu hiệu được xác định từ thí nghiệm SPT hoặc từ việc 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, dựa trên cải tiến của phương pháp chia nhỏ mặt trượt, nhằm 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 Từ 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 phương pháp chia nhỏ mặt trượt, vốn có xu hướng thiên về an toàn.

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 các 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 cân bằng giới hạn, được cải tiến từ phương pháp chi nhỏ mặt cắt, chú trọng vào việc cân bằng lực và mô men cho từng phân tố riêng lẻ Mỗi phân tố được chia dọc theo mặt trượt, với 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 yêu cầu 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:

Kết quả phân tích cho thấy phương pháp Spencer mang lại hệ số an toàn cao hơn so với phương pháp Bishop Để đảm bảo an toàn trong tính toán, nên chọn giá trị nguy hiểm hơn để thực hiện 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, cho thấy kết quả 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 của Bishop để xác định áp lực kẽ rỗng của đất nén trong quá trình mực nước trên mái đập rút nhanh, đồng thời tính toán ổn định theo ứng suất hiệu quả Phương pháp tính toán ổn định khi mực nước trên mái rút nhanh, có xét đến tính ép co của đất (Bishop-Morgenstern), đã được đưa vào quy phạm thiết kế của một số nước 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 là rất quan trọng để tính toán ổn định Theo tiêu chuẩn ASTM, giá trị s u được xác định thông qua ba thí nghiệm chính: 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 từ thí nghiệm trong phòng gặp nhiều khó khăn như lấy mẫu nguyên dạng và 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 thu được giá trị s ufv Giá trị này sau đó được sử dụng trong tính toán ổn định, với công thức 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 được áp dụng trong bảng tính toán dưới đây Kết quả cũng cho thấy giá trị s ufv suy 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 rất quan trọng để tính toán ổn định Theo tiêu chuẩn ASTM, giá trị s u được xác định thông 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 từ thí nghiệm trong phòng gặp khó khăn do việc lấy mẫu nguyên dạng, tay nghề của kỹ thuật viên và sự mô phỏng không chính xác trạng thái làm việc 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 cần được điều chỉnh bằng hệ số kinh nghiệm  v để tính toán giá trị s ufv Giá trị s ufv này sau đó sẽ được sử dụng trong tính toán ổn định, với công thức s u =  v ufv S.

Kết quả giá trị  v cho ba lớp đất sét bảo hòa là OH-OL, OL và CL-CH lần lượt là 0.85, 0.88 và 0.86 Trong đó, giá trị  v 0.85 được áp dụng trong bảng tính toán Kết quả cho thấy giá trị s ufv suy từ kết quả cắt cánh tương thích 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 trong phân tích ổn định mái dốc mang lại kết quả chính xác Tuy nhiên, một số địa chất không thể xác định giá trị s u từ thí nghiệm cắt cánh 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, cho thấy mức độ khớp 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 sự chênh lệch giữa giá trị lớn nhất và nhỏ nhất, từ đó cho thấy sự xấp xỉ giữa các giá trị này là khá đồng nhất.

 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

Trị số GTTB của giá trị S tính theo PI gần tiệm cận với 1 hơn so với S tính theo cắt đất trực tiếp Do đó, giá trị S tính theo PI được coi là chính xác hơn so với giá trị S tính theo cắt đất trực tiếp.

Trị số R² của giá trị Sᵤ tính theo phương pháp 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 Sᵤ tính theo PI không lớn, dẫn đến kết quả 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 tính theo cắt đất trực tiếp, dẫn đến độ lệch chuẩn của các giá trị trong S u tính theo PI cũng nhỏ hơn Do đó, kết quả tính theo PI được coi là đáng tin cậy hơn, đặc biệt là trên sông Thị Vải.

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 phương pháp PI=0.96 gần tiệm cận bằng 1, cho thấy độ chính xác cao hơn so với giá trị S u tính theo phương pháp cắt đất trực tiếp Điều này chứng tỏ rằng phương pháp PI cung cấp kết quả đáng tin cậy hơn trong việc xác định giá trị S u.

 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 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 tính theo PI cũng nhỏ 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

Sét dẻo cao tại cảng Cái Mép – Bà Rịa – Vũng Tàu có các thông số cơ lý như sau: Đối với kích thước 10-10.5, độ ẩm 15.3%, khối lượng riêng 2.69, và độ nén 75.7 kPa Kích thước 12-12.5 có độ ẩm 15.6%, khối lượng riêng 2.70, độ nén 77 kPa Kích thước 14-14.5 ghi nhận độ ẩm 15.3%, khối lượng riêng 2.70, độ nén 77.7 kPa Đối với kích thước 16-16.5, độ ẩm là 15.8%, khối lượng riêng 2.69, và độ nén 79.5 kPa Kích thước 18-18.5 có độ ẩm 16%, khối lượng riêng 2.69, độ nén 72.8 kPa Cuối cùng, kích thước 20-20.5 có độ ẩm 16.2%, khối lượng riêng 2.70, và độ nén 70.5 kPa.

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 các giá trị S u là không đáng kể, 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 hạ mực nước quá thấp và gây ra sạt lở ảnh hưởng đến đời sống và kinh tế của con người 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 Nguyên nhân chính của vụ vỡ là do xói ngầm, gây ra thiệt hại lớn cho khu vực hạ lưu.

Trong phạm vi 17km lòng hồ phía thượng lưu, đã xảy ra 200 vị trí sạt lở do mực nước hồ rút nhanh Nước ta có nhiều đê ở các sông có mực nước dao động lớn trong mùa lũ như sông Hồng, sông Đà, sông Lô, và nhiều sông khác Đặc biệt, mực nước trên một số sông phụ thuộc vào quy trình xả lũ của các hồ chứa thượng nguồn, dẫn đến việc mực nước sông dâng cao khi xả lũ và rút nhanh khi ngừng xả, gây sạt lở mái đê và mất đất canh tác Hàng năm, hàng trăm vụ sạt lở xảy ra trên cả nước, gây hoang mang cho người dân Do đó, việc nghiên cứu quy luật sạt lở để hạn chế thiên tai là rất quan trọng.

Hạ mực nước sông có thể gây ra những nguy hiểm nghiêm trọng đến sự ổn định của mái dốc Nhiều nghiên cứu trong và ngoài nước đã được thực hiện để đánh giá các yếu tố ảnh hưởng đến vấn đề 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 phân tích những tác động của việc hạ mực nước sông đến sự ổn định của mái dốc.

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

Tiêu đề	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
Tác giả	Võ Văn In
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Minh Đức
Trường học	Trường Đại Học Sư Phạm Kỹ Thuật Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Kỹ Thuật Xây Dựng Công Trình Dân Dụng Và Công Nghiệp
Thể loại	Luận Văn Thạc Sĩ
Năm xuất bản	2015
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	108
Dung lượng	5,94 MB