Nghiên cứu nguyên nhân và dự báo nguy cơ sạt trượt sâu đê bao trên nền đất sét yếu bão hòa tỉnh an giang

TỔNG QUAN

Tổng quan về hướng nghiên cứu

Tỉnh An Giang nằm ở đầu nguồn sông Cửu Long, nơi có hai nhánh sông Tiền và sông Hậu chảy qua Lưu lượng nước trung bình hàng năm tại An Giang đạt 13.800 m³/s, trong khi mùa lũ ghi nhận lưu lượng lên đến 24.000 m³/s và mùa cạn chỉ còn 5.020 m³/s.

An Giang có diện tích tự nhiên 3.536,68 Km 2 , đất nông nghiệp 2.985,6 Km 2 (chiếm khoảng 84,42%)

Hình 1.1: Bảng đồ sông kênh tỉnh An Giang, Nguyễn Phú Quỳnh (2012)

Để phục vụ sản xuất nông nghiệp, tỉnh An Giang đã thực hiện chỉnh trị dòng chảy và quy hoạch phát triển kênh, đê Hiện tại, toàn tỉnh đã hình thành 1.069 tuyến đê với tổng chiều dài 5.384 km, có độ cao từ +2,8m đến +6,0m Ngoài việc bảo vệ sản xuất trong mùa lũ, đê bao còn được sử dụng làm cụm tuyến dân cư và kết hợp với đường lộ nông thôn Tuy nhiên, năm 2017, đã có 66 tuyến đê bao bị sạt lở, dài 36.200 m, gây nguy cơ ngập úng cho 18.400 ha, theo Báo cáo số 196/BC-SNN&PTNT ngày 24/7/2017 của Sở Nông nghiệp và Phát triển nông thôn tỉnh.

Tỉnh An Giang có nhiều tuyến đê bao phục vụ sản xuất lúa vụ ba, nhưng tình hình mưa bão bất thường đã dẫn đến các sự cố sạt lở đê bao thường xuyên, gây nguy cơ ngập úng Do đó, nghiên cứu nguyên nhân sạt lở đê bao tại An Giang là cần thiết để đưa ra dự báo về nguy cơ sạt lở và các biện pháp phòng chống hiệu quả.

1.1.1 Vài sự cố sạt lở đê bao:

Bảng 1.1: Một vài sự cố sạt lở đê bao

Vị trí sự cố sạt lở đê bao

Chiều dài sạt lở đê bao (m)

Chiều rộng sạt lở đê bao (m) Ảnh hưởng

01 Kênh Tây Sườn 3, ấp Long

Hậu, xã Phú Long huyện

Phú Tân, tỉnh An Giang

Rất nhiều đoạn đê bao bị sạt lở, cú nơi sạt ẵ thân đê

Nguy cơ vỡ đê bao tiểu vùng,

02 Kênh Km 5, ấp Long Hậu, xã Phú Long huyện Phú

Rất nhiều đoạn đê bao bị sạt lở, có nơi sạt khoảng 1/3 thân đê

Nguy cơ vỡ đê bao tiểu vùng,

03 Kênh Phú Lạc, tiểu vùng Rất nhiều đoạn đê bao Nguy cơ vỡ đê Hình 1.4

3 ắc Phú Lạc, xã Phú Hiệp, huyện Phú Tân, tỉnh An

Giang bị sạt lở, có nơi sạt khoảng 1/3 thân đê bao tiểu vùng ắc Phú Lạc, 1.872 ha

Phú Lạc, xã Phú Hiệp, huyện Phú Tân, tỉnh An

Rất nhiều đoạn đê bao bị sạt lở, có nơi sạt khoảng 1/3 thân đê

Nguy cơ vỡ đê bao tiểu vùng ắc Phú Lạc, 1.872 ha

Hình 1.2: Sạt lở ở Kênh Tây Sườn 3 Hình 1.3: Sạt lở Kênh Km 5

Hình 1.4: Sạt lở ở Kênh Phú Lạc

Nghiên cứu của Nguyễn Trọng Tư (2010) chỉ ra rằng độ lún của đập đất được xây dựng bằng vật liệu địa phương chịu ảnh hưởng từ cả nền đất và chiều cao của đập Kết quả cho thấy rằng chiều cao đập và độ dày nền đất có tác động trực tiếp đến mức độ lún của công trình.

Nguyễn Minh ức và cộng sự (2017) đã tiến hành nghiên cứu về ảnh hưởng của mực nước đến sự ổn định của mái dốc bằng đất Kết quả nghiên cứu cho thấy sự thay đổi của mực nước ảnh hưởng đáng kể đến tính ổn định của khối đất bờ sông Nghiên cứu cũng đưa ra cảnh báo về nguy cơ sạt lở, đặc biệt từ mực nước thấp nhất và những khu vực có nguy cơ sạt lở cao.

Nguyễn Cảnh Thái và cộng sự (2011) đã tiến hành nghiên cứu về sự ổn định của mái đê và đập đất khi mực nước trên mái rút nhanh Nghiên cứu này tập trung vào các yếu tố ảnh hưởng đến sự ổn định của mái dốc, bao gồm chiều cao nước rút, tốc độ nước rút, và các chỉ tiêu cơ lý của đất đắp đập Kết quả nghiên cứu cung cấp cái nhìn sâu sắc về các điều kiện cần thiết để đảm bảo an toàn cho công trình trong tình huống mực nước giảm nhanh.

Nghiên cứu của Berilgen (2007) đã khảo sát sự ổn định của sườn dốc dưới tác động của quá trình hạ mực nước Kết quả cho thấy sự mất ổn định bờ sông xảy ra trong hai điều kiện khác nhau: nước rút nhanh (không thoát nước) và nước rút từ từ (thoát nước).

Mực nước sông hạ xuống ảnh hưởng đến hệ số an toàn của bờ sông, theo nghiên cứu của Lane và cộng sự (2000) Khi mực nước giảm nhanh, tình trạng này trở nên đặc biệt nguy hiểm, gây ra sự mất ổn định cho bờ sông do nước không thoát ra kịp thời Ngược lại, nếu mực nước rút chậm, nước có thể thoát ra khỏi bờ sông, dẫn đến việc tăng cường hệ số an toàn.

- VandenBerge và cộng sự (2013) Phân tích hạ mực nước đột ngột sử dụng hệ số giảm cường độ, nghiên cứu cho thấy:

+ ối với phương pháp phân tích ứng suất tổng cộng (góc ma sát trong bằng 0, kết hợp với sức kháng cắt không thoát nước, S u )

Nghiên cứu đề xuất hệ số giảm sức kháng cắt không thoát nước R = 70% để áp dụng trong phân tích hạ mực nước đột ngột, nhằm phản ánh ảnh hưởng của sự thay đổi này.

6 phương ứng suất, tính không đẳng hướng và ảnh hưởng của gia tải trong đầm đất đối với bờ sông

Các nghiên cứu trong và ngoài nước đã khảo sát sự ổn định của bờ sông và đê bao dựa trên các yếu tố như độ thay đổi mực nước, điều kiện địa chất và thủy văn Tuy nhiên, vẫn còn thiếu các nghiên cứu về ảnh hưởng của quá trình nạo vét và đắp đất đến độ ổn định của đê bao tại An Giang Do đó, mục tiêu của nghiên cứu này là làm rõ tác động của những quá trình này đối với sự ổn định và an toàn chống sạt trượt sâu.

1.1.4 Vấn đề khoa học cần nghiên cứu:

1.1.4.1 Các nguyên nhân gây sạt trƣợt:

Lòng dẫn của kênh có ảnh hưởng lớn đến vận tốc dòng chảy, dẫn đến hiện tượng sạt trượt, đặc biệt ở các khúc cua Sự thay đổi này có thể tạo ra bờ sạt lở và bờ bồi lắng Thông thường, các kênh cấp 3 trở xuống có dòng chảy êm, do đó ít bị ảnh hưởng bởi dòng chảy gây sạt lở.

- Xói mòn đất: do mưa lớn gây xói mòn mái dốc; chảy tràn; tốc độ dòng thấm cao; sóng đánh bờ;

- Tải trọng tăng, vượt sức chịu tải của đất nền, gây sạt trượt

- ịa chất phù sa mềm yếu, thành phần hạt rời rạc, dễ bị xói mòn, gây sạt trượt

- Tăng độ sâu kênh, gây mất ổn định mái dốc, dẫn đến sạt trượt

- ưới tác động của thủy triều (nước rút nhanh không thoát nước hoặc mực nước thấp quá), có thể làm thay đổi sức kháng cắt, gây trượt,

1.1.4.2 Diễn tiến sạt trƣợt bờ sông (Thorne and Lewin 1979):

Sạt lở cục bộ đê bao thường xảy ra do tác động của sóng ngang từ gió thổi vuông góc với đê, dẫn đến xói mòn và hình thành hàm ếch Quá trình này gây ra sự suy yếu cấu trúc đê và làm tăng nguy cơ sạt lở.

- ê bao được thi công bằng các lớp đất sét đầm chặt đến cao độ thiết kế

Vào mùa lũ, nước tràn vào đê bao, tạo ra dòng chảy và những đợt sóng cao tới 30 cm do ảnh hưởng của gió, tác động mạnh mẽ vào bờ bao.

- Lớp đất bão hòa bắt đầu xuất hiện bị xói lở, rửa trôi bởi tác động của sóng xuất hiện hàm ếch

- Lớp đất phía trên (hàm ếch) bị sụt xuống sau khi lớp đất sét bị xói sâu

Đất sét sạt lở cuối cùng bị dòng nước rửa trôi, tạo ra bờ đất mới và tiếp tục bị xói lở theo cơ chế tương tự.

Hình 1.6: iễn tiến xói lở bờ sông dưới tác động của sóng theo Thorne và Lewin (1979), Johnson và Stypula (1993)

Theo nghiên cứu của Thorne và Lewin (1979) cũng như Johnson và Stypula (1993), bờ sông có nguy cơ xói lở và mất ổn định cục bộ khi đất bờ là loại dễ bị xói lở (như đất cát, cát pha, đất sét pha) và khi vận tốc dòng chảy đạt giá trị tới hạn từ 46 đến 114 cm/giây So với điều kiện địa chất và thủy văn của đê bao trong khu vực khảo sát, hầu hết đất của đê bao là loại đất sét dính, có khả năng chống xói lở cao.

Tính cấp thiết của đề tài

1.2.1 Lý do chọn đề tài:

Tỉnh An Giang hiện có 624 tiểu vùng kiểm soát lũ, bảo vệ sản xuất trên diện tích 247.183 ha với tổng chiều dài đê bao 5.341 km Trong đó, 422 tiểu vùng kiểm soát lũ cả năm bảo vệ 194.636 ha với 1.627 công trình dài 3.980 km, và 202 tiểu vùng kiểm soát lũ tháng 8 bảo vệ hơn 61.800 ha đất sản xuất 02 vụ với 692 công trình dài hơn 1.361 km, theo công văn số 759/SNN&PTNT-CCTL ngày 02/06/2017 của Sở Nông nghiệp và Phát triển nông thôn tỉnh An Giang Do đó, việc phòng chống sạt lở đê bao và bảo vệ sản xuất là rất cần thiết đối với tỉnh An Giang.

Kể từ năm 1997, hầu hết các tuyến đê bao tỉnh An Giang đã được hình thành nhờ sự đóng góp của người dân thông qua nhiều hình thức như góp đất, đóng tiền và lao động Điều này đã dẫn đến việc cắt giảm các công tác khảo sát địa chất, thí nghiệm và thi công đầm nén đê trong quá trình nạo vét kênh và đắp đê nhằm tiết kiệm chi phí Trong những năm đầu, thân đê vẫn ổn định và được chấp nhận với phương pháp thi công đổ đất không đầm nén Tuy nhiên, sau nhiều năm, khi công trình đê bao ngày càng cao và đối mặt với biến đổi khí hậu phức tạp, tình trạng sạt lở đê bao cũng gia tăng đáng kể.

Trước tình hình sạt lở đê bao ngày càng nghiêm trọng, tôi đã tiến hành nghiên cứu các đề tài trong nước liên quan Tuy nhiên, hiện chưa có nghiên cứu nào tập trung vào trường hợp sạt lở đê bao với nền đất sét yếu bão hòa, đặc biệt là việc sử dụng đất sét yếu bão hòa đổ lên bờ kênh mà không qua quá trình đầm nén Bên cạnh đó, tình hình đập đất cao và sự dao động mực nước lớn cũng là những yếu tố cần được xem xét, đặc biệt trong bối cảnh đặc thù của tỉnh An Giang Do đó, tôi quyết định chọn đề tài này để nghiên cứu sâu hơn.

“Nghiên cứu nguyên nhân và dự báo nguy cơ sạt trƣợt sâu đê bao trên nền đất sét yết bão hòa tỉnh An Giang”.

Mục đích nghiên cứu và đối tượng nghiên cứu

1.2.2 Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài:

1.2.2.1 Ý nghĩa khoa học của đề tài:

Nghiên cứu đã cung cấp một hệ thống lý luận toàn diện về ảnh hưởng của tải trọng, thủy văn và hình dạng mặt cắt đến sự ổn định của mái đê.

- Từ kết quả nghiên cứu lý thuyết, cung cấp thông tin làm cơ sở dữ liệu cho các nghiên cứu thực nghiệm

1.2.2.2 Ý nghĩa thực tiễn của đề tài:

Nghiên cứu đã xác định mặt cắt hình học ổn định dưới tác động của tải trọng và thủy văn, giúp các đơn vị thiết kế lựa chọn mặt cắt phù hợp với nhu cầu sử dụng.

Nghiên cứu từ các đơn vị quản lý, tư vấn và thi công cho thấy nguyên nhân gây sạt lở đê bao ở các tỉnh đầu nguồn Dựa trên những hiểu biết này, có thể đề xuất các giải pháp phòng chống sạt lở đê bao hợp lý và hiệu quả hơn.

- Dựa vào kết quả nghiên cứu có thể đưa ra các dự báo, để cảnh báo những nơi có nguy cơ sạt lở

1.3 Mục đích nghiên cứu và đối tƣợng nghiên cứu:

Nghiên cứu về nguyên nhân và dự báo nguy cơ sạt trượt sâu đê bao trên nền đất sét yết bão hòa tại tỉnh An Giang là cần thiết để giải quyết các vấn đề liên quan đến an toàn công trình và bảo vệ môi trường Việc phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến sự ổn định của đê bao sẽ giúp đưa ra các biện pháp phòng ngừa hiệu quả Đồng thời, dự báo nguy cơ sạt trượt cũng góp phần nâng cao nhận thức cộng đồng về tầm quan trọng của việc bảo vệ đê điều trong bối cảnh biến đổi khí hậu.

Đê bao tỉnh An Giang được xây dựng trên nền đất đổ (không đầm nén) Theo nghiên cứu của Nguyễn Phú Quỳnh (2012), việc thiết kế mái dốc với tỷ lệ m = 1 hoặc 1,5 có thể ảnh hưởng đến sự ổn định của mái dốc này Cần xem xét kỹ lưỡng các yếu tố tác động để đảm bảo tính an toàn và hiệu quả cho công trình.

Trong quá trình nạo vét kênh, việc đổ đất (sét yếu bão hòa) lên thân đê bao đang ổn định có thể ảnh hưởng đến sự ổn định của mái dốc Cần xem xét kỹ lưỡng các yếu tố như độ ẩm, tính chất đất và tải trọng để đảm bảo an toàn cho công trình.

An Giang, tỉnh đầu nguồn với lượng phù sa dồi dào hàng năm, cần thiết phải tiến hành nạo vét kênh tưới tiêu Để đảm bảo sự ổn định của mái dốc, việc xác định chiều cao đê đất phù hợp là rất quan trọng, tránh tình trạng mất ổn định.

11 ổn định mái dốc ồng thời nghiên cứu chiều sâu nạo vét kênh bao nhiêu sẽ gây mất ổn định mái dốc

+ Với mái dốc đang ổn định, trong điều kiện thủy văn thay đổi, gây tác động như thế nào đối với ổn định mái đê

Sau khi nghiên cứu nguyên nhân gây ra hiện tượng sạt trượt đê bao, chúng tôi đề xuất các mặt cắt đê bao không đầm nén, đảm bảo sự ổn định cho mái dốc và phù hợp với nhu cầu sử dụng thực tế.

Dựa trên kết quả nghiên cứu, có thể dự đoán nguy cơ sạt trượt đê bao thông qua các yếu tố như việc đổ đất lên thân đê, chiều cao của đê, chiều sâu đáy kênh và mực nước trong kênh.

1.3.2 Đối tƣợng nghiên cứu: ối tượng nghiên cứu của đề tài là các công trình có đê bao cao khoảng +4 m (so với cao độ quốc gia), có mực thủy văn thay đổi cao, dòng chảy êm, đoạn kênh nghiên cứu thẳng và địa chất yếu Trong 11 huyện, thị xã, thành phố của tỉnh An Giang, thì đê bao khu vực huyện Phú Tân (có hệ thống đê bao ắc Vàm Nao chống lũ năm 2000, hệ thống được hoàn chỉnh từ năm 2012) là đối tượng nghiên cứu phù hợp với đề tài

- Nghiên cứu công trình: Nạo vét kênh KM5, thị xã Tân Châu + huyện Phú Tân tỉnh An Giang

- Nghiên cứu công trình: uy tu đê bờ nam kênh 26/3, xã Phú Hiệp – xã Phú Long, huyện Phú Tân, tỉnh An Giang

Hình 1.7: Bản đồ hành chính huyện Phú Tân

- ường màu đỏ là đoạn kênh nghiên cứu

- Chấm màu xanh là trạm đo thủy văn Tân hâu.

Nhiệm vụ nghiên cứu và giới hạn của đề tài

- Thu thập, phân tích và đánh giá các tài liệu (đã có): địa chất và thiết kế nạo vét kênh khu vực huyện Phú tân

- Thu thập tài liệu thủy văn, từ năm 1998 đến nay

Xây dựng các mô hình mặt cắt đê bao điển hình đã sạt lở và đang ổn định tại huyện Phú Tân nhằm xác nhận giá trị đầu vào cho mô hình.

Dựa trên giá trị đầu vào, nghiên cứu của Nguyễn Phú Quỳnh (2012) đã thiết kế quy hoạch chi tiết thủy lợi phục vụ sản xuất nông nghiệp tại tỉnh An Giang đến năm 2020 Bài viết cũng tập trung vào việc kiểm tra độ ổn định của mái dốc với các yếu tố như độ cao đỉnh đê, cao độ đáy kênh và điều kiện thủy văn theo mùa.

Dựa trên giá trị đầu vào và độ dốc thiết kế, tiến hành nạo vét kênh và đắp đất lên đê bao cho đến khi mái dốc trở nên không ổn định Từ đó, xác định chiều cao tới hạn gây mất ổn định cho đê bao Áp dụng phương pháp tương tự để tìm chiều sâu tới hạn của kênh, dẫn đến tình trạng mất ổn định của đê bao.

Dựa vào giá trị đầu vào và mặt cắt kênh có hệ số an toàn thấp, cần điều chỉnh mực nước cho đến khi mái dốc mất ổn định Qua đó, xác định cao độ mực nước tới hạn có khả năng gây mất ổn định cho đê bao.

1.4.2 Giới hạn của đề tài:

Nghiên cứu tập trung vào khu vực đê bao có cao trình đỉnh đê khoảng +4 m so với cao độ quốc gia, nơi có mực thủy văn biến động lớn và dòng chảy êm Đoạn kênh được khảo sát là thẳng và có địa chất sét yếu, bão hòa nước, cụ thể là tại huyện Phú Tân, tỉnh.

- Thu thập số liệu thủy văn từ năm 1998 – 2017

Để đánh giá độ ổn định của mái dốc trên nền sét yếu bão hòa nước, cần xem xét các yếu tố như tải trọng đê bao, chiều sâu nạo vét và cao độ mực nước Những yếu tố này ảnh hưởng trực tiếp đến khả năng chịu tải và sự ổn định của mái dốc, từ đó giúp xác định các biện pháp cần thiết để đảm bảo an toàn cho công trình.

Phương pháp nghiên cứu

ề tài sử dụng phương pháp nghiên cứu lý thuyết, như sau:

- Phương pháp thu thập, thống kê: địa chất, thủy văn, khảo sát hiện trạng kênh

- Phương pháp mô hình hóa (sử dụng phần mềm GeoStudio 2012): thiết lập mô hình hiện trang kênh Thiết lập mô hình thiết kế

Qua thời gian, mọi thứ đều có sự thay đổi, khiến việc tái hiện chính xác địa chất và thủy văn tại thời điểm sạt lở đê bao trở nên khó khăn Do đó, cần áp dụng phương pháp lý thuyết để dần xác định các yếu tố như cao trình đê, chiều sâu nạo vét kênh và cao độ mực nước nhằm tìm ra nguyên nhân gây ra tình trạng sạt lở này.

- Phương pháp tổng hợp, phân tích: tổng hợp, phân tích các kết quả, từ đó suy ra kết luận của đề tài.

Kế hoạch thực hiện

Bảng 1.2: Tiến độ thực hiện đề tài

1 Thu thập tài liệu và khảo sát, kiểm tra thực tế

2 Lập mô hình, tính toán, tổng hợp số liệu

3 Phân tích kết quả: xác định tương quan hệ số mái dốc và cao độ nạo vét, cao độ mực nước, cao trình đê bao

6 Viết tóm tắt luận văn, chuẩn bị thuyết trình

CƠ SỞ LÝ THUYẾT

Vài phương pháp phân tích ổn định mái dốc

2.1.1 Phương pháp cân bằng giới hạn (limit equilibrium methods - LEM):

Phương pháp LEM giả thuyết xác định vị trí và hình dạng mặt trượt, trong đó khối trượt được chia thành các lát thẳng đứng với giả định hệ số an toàn đồng nhất cho mỗi lát Tiếp theo, tiến hành viết và giải các phương trình cân bằng lực và mômen cho tất cả các lát trượt này.

Naresh, C.S và Ed Commune, A.N (2006) đã đề xuất một phương pháp phân tích ổn định mái dốc trên nền đất yếu Phương pháp này được áp dụng trong trường hợp kè bị lún, dẫn đến hiện tượng đất xung quanh trồi lên và xuất hiện mặt trượt hình cung tròn.

Hình 2.1: ơ chế phá hoại điển hình dạng cung trượt

Tổng sức kháng cắt dọc mặt cung trượt

Bề mặt đất đắp sau phá hoại

Hướng dịch chuyển mặt trượt

- Tính toán ổn định dựa vào hệ số an toàn:

Mô men gây trượt (Driving moment), ký hiệu M D, được hình thành từ khối lượng bản thân của kè, bao gồm cả tải trọng bên trên nếu có, kết hợp với cánh tay đòn, tức là khoảng cách ngang từ tâm trọng lực (bao gồm cả tải trọng bên trên nếu có) đến tâm của cung phá hoại (L W).

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

- Hệ số an toàn, Fs (Factor of safety) chống mất ổn định dạng cung trượt được tính theo công thức (1) ở trên

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

Nghiên cứu LEM đã được nhiều tác giả đóng góp với các phương trình cân bằng khác nhau, nhằm phân tích mối quan hệ giữa các lực tương tác giữa các phân tố Những tác giả tiêu biểu trong lĩnh vực này bao gồm Fellenius (1936), Bishop (1955), Janbu (1957), Morgenstern-Price (1965) và Spencer.

(1967), Trong đó đơn giản nhất là phương pháp ishop, nhưng lại cho kết quả không khác so với các phương pháp phức tạp khác

Tính ổn định mái dốc có thể thực hiện bằng phương pháp giải tích, như đã được nghiên cứu bởi ao Văn hí (2003) và các cộng sự Tuy nhiên, hiện nay, việc sử dụng máy tính để tính toán ổn định mái dốc đã trở nên phổ biến hơn.

Hệ số an toàn cho phép; Chọn [K] (Fs) = 1,25 (QCVN 04 – 05:2012/BNNPTNT); nếu Fs < 1 thì mô hình đã bị phá hoại

Phương pháp số áp dụng phương pháp phần tử hữu hạn nhằm xác định mặt trượt tới hạn, đồng thời cân bằng ứng suất và phân tích mối quan hệ giữa ứng suất và biến dạng mà không cần giả định.

Các phương pháp số như FEM, FM và EM hiện nay đang được sử dụng rộng rãi để phân tích thuyết trước mặt trượt Tuy nhiên, độ chính xác của các kết quả phụ thuộc vào mô hình và các thông số đầu vào được sử dụng.

Phần mềm tích ổn định mái dốc

2.2.1 Lựa chọn phần mềm tích ổn định mái dốc: ể tiết kiệm thời gian và tăng độ chính xác trong tính toán ổn định mái dốc, thì việc sử dụng máy tính là cần thiết Các phần mềm thương mại đã áp dụng các lý thuyết về phương pháp phân tích ổn định mái dốc, trên thị trường hiện nay có 02 Phần mềm phổ biến là Plaxis 2D và SLOPE/W

Phần mềm Plaxis, được phát triển từ năm 1987 tại Đại học Công nghệ Delft, Hà Lan, sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để phân tích biến dạng và ổn định nền đất Plaxis 2D cho phép phân tích các mô hình phẳng, xem xét tương tác giữa các kết cấu và địa kỹ thuật phức tạp, phục vụ cho việc phân tích mái dốc, hố đào và chuyển vị đê Tuy nhiên, phần mềm này yêu cầu thông số đầu vào chính xác từ thí nghiệm nén 3 trục (TCVN 8868:2011), một quy trình tương đối phức tạp và ít được sử dụng cho các công trình nhóm C, như đê bao trên nền đất yếu Do đó, để khắc phục hạn chế về dữ liệu đầu vào, đề tài đã chọn sử dụng phần mềm SLOPE/W để phân tích ổn định mái dốc.

GEO-SLOPE là phần mềm địa kỹ thuật chuyên phân tích ổn định mái dốc, được giới thiệu lần đầu vào năm 1977 bởi ANA A Với sự phát triển mạnh mẽ của máy tính cá nhân vào năm 1980, GEO-SLOPE đã chuyển hướng sang phát triển phần mềm tương tác đồ họa, nhanh chóng trở nên phổ biến trong ngành Bài viết này sử dụng GeoStudio 2012, phiên bản phát hành tháng 8/2015, để thực hiện phân tích ổn định mái dốc đê đất.

Để phân tích ổn định mái dốc đê bao bằng phần mềm SLOPE/W, bạn cần thực hiện các bước sau: khởi động chương trình, thiết lập thông số ban đầu, vẽ phác thảo mô hình, khai báo các thông số địa chất, gán các lớp đất và khai báo mực nước ngầm.

Vẽ mặt trượt và chọn phương pháp phân tích là bước quan trọng trong việc kiểm tra bài toán Chương trình GeoStudio 2012 cung cấp hướng dẫn sử dụng chi tiết, giúp người dùng hiểu rõ về mô hình vật liệu, phương pháp phân tích và hệ số an toàn.

SLOPE/W tích hợp nhiều mô hình vật liệu, phổ biến nhất để mô tả độ bền cắt của các vật liệu địa kỹ thuật là mô hình Mohr-Coulomb

Giả thiết: ất được xem như vật liệu tuân định luật Mohr-Coulomb

Hình 2.2: iều kiện chảy dẻo Mohr-Coulomb

Phần mềm SLOPE/W tích hợp nhiều phương pháp phân tích, trong đó Phương pháp Bishop được sử dụng làm cơ sở cho việc tính toán và đánh giá mức độ ổn định của các nến đắp trên đất yếu Phương pháp này đặc biệt phù hợp với các tình huống có mặt trượt tròn khoét xuống vùng đất yếu, đáp ứng tiêu chuẩn ngành.

Phương pháp phân mãnh cổ điển, được đề xuất bởi Fellenius vào năm 1926, giả định rằng khi khối đất mất ổn định, nó sẽ trượt theo hình trụ tròn với tâm O và bán kính r, tạo thành cung tròn A Trong phương pháp này, không xem xét đến lực tác động giữa các phân mãnh, và trạng thái tới hạn chỉ xảy ra trên mặt trượt.

Phương pháp của ishop (1955) tương tự như phương pháp phân mãnh cổ điển, nhưng có thêm yếu tố lực đẩy ngang Cụ thể, công thức được đưa ra là E i = ( Ei+1 - E i-1 ) = 0, cho thấy toàn bộ khối trượt đang ở trạng thái cân bằng (Thắng, 2014).

Hình 2.3: Mô hình tính toán ổn định mái dốc theo Bishop (1955) ác bước toán theo phương pháp Bishop (1955): (tiêu chuẩn ngành 22 TCN 262-2000)

+ ước 1: giả thiết trước mặt trượt cung tròn tâm O

+ ước 2: chọn trước hệ số ổn định K j , ứng với mỗi mặt trượt cung tròn tâm O j + ước 3: tính m j theo K j chọn trước

+ ước 4: tiếp tục tính lại K j theo m j :

+ ước 5: lặp lại từ bước 2 cho đến khi K hội tụ

+ ước 6: lặp lại từ bước 1 để tìm ra mặt trượt nguy hiểm nhất

Mảnh trượt i chịu tác động của trọng lượng bản thân Q i và lực động đất W i (nếu cần), cùng với lực giữ F nếu có rải vải địa kỹ thuật để tăng cường ổn định Các lực này có cánh tay đòn Y i (lực W i) và Y (lực F) so với trọng tâm trượt O j Đối với mặt trượt tròn có tâm O j, Y i sẽ thay đổi theo vị trí trọng tâm của mảnh trượt, trong khi Y là không đổi Chiều dài cung trượt được ký hiệu là l i, và n là tổng số mảnh trượt được phân mảnh trong khối trượt.

 i là góc giữa pháp tuyến của cung l i với phương của lực Q i ;

R_j là bán kính của đường cong cung trượt, trong khi c_i và φ_i đại diện cho lực dính đơn vị và góc ma sát trong của lớp đất chứa cung trượt l_i của mảnh trượt i Nếu l_i nằm trong vùng nền đắp, ta sử dụng giá trị lực dính và góc ma sát trong của đất đắp Đối với vùng đất yếu, khi áp dụng kết quả thí nghiệm cắt cánh hiện trường, φ_i được lấy bằng 0 và c_i được xác định theo sức chống cắt tính toán C_u_i.

Quá trình tính toán này diễn ra theo cách lặp, nhằm xác định cung trượt nguy hiểm nhất Việc này phụ thuộc vào K j, và nếu áp dụng phương pháp ishop (1955), cần thiết phải sử dụng các chương trình tính toán trên máy tính.

Thủy văn

Trong giới hạn của đề tài chỉ xét cao độ mực nước tác động đến đê bao.

ịa chất

Số liệu thủy văn được thu thập từ các trạm đo ở thượng và hạ lưu gần nhất theo tiêu chuẩn TCVN 8419:2010 Trong đó, trạm đo thủy văn Tân Hâu, nằm tại thượng nguồn huyện Phú Tân, được lựa chọn vì vị trí gần với khu vực khảo sát sạt lở đê bao của đề tài.

- ao độ mực nước được sử dụng thiết kế:

+ Mực nước kiệt, ứng với tầng suất 95% (TCVN 8419:2010)

Mực nước thiết kế cho đường cấp B được xác định ứng với tầng suất 10%, với cao độ thiết kế bằng cao độ mực nước thiết kế cộng 0,5 m, theo Quyết định số 4927/Q-BGTVT ngày 25/12/2014 của Bộ Giao thông Vận tải.

- Tính tần suất lũy tích thực nghiệm theo công thức sau: m 100% p  n

Tần suất lũy tích thực nghiệm được tính bằng số lần xuất hiện của mỗi giá trị m so với tổng số giá trị n trong tài liệu Thủy triều, với sự thay đổi mực nước hàng ngày (bao gồm nước lớn và nước ròng), đóng vai trò quan trọng trong nghiên cứu Bài viết này sẽ sử dụng biên độ dao động của thủy triều để xác định nguyên nhân gây ra hiện tượng sạt lở đê bao.

Khái quát công tác khảo sát địa chất tuyến đê như sau:

Khoảng cách giữa các hố khoan dọc tim tuyến là từ 250 đến 500 m cho mỗi hố, theo tiêu chuẩn TCVN 10404:2015 Chiều dài mỗi vị trí sạt lở dao động từ 100 đến 200 m, do đó, tại mỗi vị trí sạt lở chỉ cần thực hiện một hố khoan khảo sát địa chất.

- Chiều cao đê bao chống lũ khoảng 5 m, nên chiều sâu mỗi hố khoan khoảng

12 m, độ sâu lấy mẫu là 1,5-2 m/1 mẫu đất nguyên dạng  06 mẫu mỗi hố khoan

Do số lượng chỉ tiêu thí nghiệm mẫu đất cho một tập hợp thống kê không ít hơn

6 (TCVN 9153:2012), nên đề tài lấy trực tiếp kết quả thí nghiệm từng mẫu địa chất

Trong mô hình vật liệu của SLOPE/W, 22 được nhập vào mà không cần thực hiện thống kê địa chất Dữ liệu từ mỗi hố khoan được sử dụng để xây dựng mô hình mặt cắt đê.

- ề tài áp dụng T VN 8217:2009 đất xây dựng công trình thủy lợi – Phân loại, để phân loại địa chất khu vực khảo sát

- Xác định các loại đất yếu theo TCN 262-2000 Quy trình khảo sát thiết kế nền đường ô tô đắp trên đất yếu, cụ thể như sau:

Đất yếu thường có độ ẩm tự nhiên gần bằng hoặc cao hơn giới hạn chảy, với hệ số rỗng lớn (sét e o ≥ 1,5, á sét e o ≥ 1) Lực dính C từ kết quả cắt nhanh không thoát nước thấp hơn 150 kN/m², và góc nội ma sát  nằm trong khoảng 0 – 10º hoặc lực dính từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường S u ≤ 350 kN/m² Đặc biệt, đất yếu còn bao gồm các loại bùn cát và bùn cát mịn với e o > 1 và độ bão hòa S r > 80%.

Đất yếu loại sét hoặc á sét được phân loại dựa trên độ sệt IL Nếu chỉ số IL lớn hơn 1, loại đất này được gọi là bùn sét, biểu thị trạng thái chảy Trong khi đó, nếu chỉ số IL nằm trong khoảng từ 0,75 đến 1, thì đất được xác định là yếu dẻo chảy.

2.4.3 Chỉ số phục vụ tính toán ổn định mái dốc:

Các chỉ số phục vụ cho việc tính toán ổn định của mái dốc trên nền đất yếu, cụ thể như sau:

-  w : Khối lượng thể tích đơn vị của đất tự nhiên, biểu thị bằng kN/m 3

- Mực nước ngầm, do gần kênh, nên mực nước ngầm trong đê bao phụ thuộc vào mực nước kênh

- C u : lực dính tính toán, biểu thị bằng daN/m 2 (TCN 262-2000) i u u

+ S u là sức kháng cắt nguyên dạng, từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường (VST)

Hệ số hiệu chỉnh μ, theo nghiên cứu của Jerum (1973), được sử dụng để xem xét ảnh hưởng của đất đai không đồng nhất, tốc độ cắt, và tính chất phá hoại liên tục của nền đất yếu, phụ thuộc vào chỉ số dẻo của đất.

Bảng 2.1: Trị số μ tùy thuộc vào chỉ số dẻo I p

(Nội suy bậc nhất giữa các khoảng trong bảng)

Chỉ sử dụng đặc trưng sức chống cắt theo kết quả thí nghiệm cắt nhanh thoát nước trong phòng thí nghiệm khi không còn phương án nào khác để xác định S u.

+ c: Lực dính đơn vị, biểu thị bằng kN/m 2

+ : Góc ma sát trong, biểu thị bằng độ ( o )

Đối với các lớp đất nằm trên đê đã bị khô, lực dính tính toán có thể được xác định bằng công thức tương quan của Ladd và Foote (1974).

+  v '  v  u : Ứng suất hữu hiệu theo phương thẳng đứng, biểu thị bằng kN/m 2

   : Ứng suất theo chiều sâu của lớp đất

+  i : Dung trọng tự nhiên của đất

+ u: Áp lực nước lỗ rỗng của mực nước ngầm.

Lập mô hình

2.5.1 Kiểm tra thông số đầu vào của mô hình:

2.5.1.1 Lập mô hình với mặt cắt bất lợi nhất:

- Giả lập mô hình với mặt cắt thiết kế bất lợi nhất

- Nhập các thông số địa theo kết quả khảo sát vào mô hình

 Nếu mái dốc không ổn định, thì sử dụng các thông số đầu vào cho các mô hình

2.5.1.2 Lập mô hình với mặt cắt tự nhiên: (MCTN)

- Sử dụng mặt cắt tự nhiên lập mô hình

- Khai báo các chỉ số địa chất (với nhiều hố khoan địa chất khác nhau)

Sử dụng mực nước tại trạm đo Tân Hâu để kiểm tra tính ổn định của mô hình là một phương pháp hiệu quả nhằm đánh giá các chỉ số địa chất Việc này giúp đảm bảo rằng mô hình phản ánh chính xác các điều kiện địa chất thực tế.

 Nếu mái dốc ổn định, thì sử dụng các thông số đầu vào cho các mô hình

2.5.2.1 Lập mô hình mái đê bị phá hoại:

- Sử dụng mặt cắt: bề rộng mặt 4,7 m; hệ số mái dốc m = 1 (theo qui mô hiện trạng trong phụ lục danh mục công trình xây dựng, Nguyễn Phú Quỳnh (2012))

- Khai báo các chỉ số địa chất như M TN

- Sử dụng mực nước tháng 8/2016 tại trạm đo Tân hâu để kiểm tra tính ổn định của mô hình

Để đánh giá độ ổn định của cao trình đê có nguy cơ sạt lở, tiến hành các bước sau: Bước 1: Tính toán ổn định mô hình với cao trình đỉnh 4,2 m và cao trình đáy -1 m Nếu mái dốc không ổn định, cần điều chỉnh lại để xác định biên độ dao động triều bất lợi nhất (biên độ dao động triều ≤ 141); nếu ổn định, tiếp tục sang Bước 2 Bước 2: Giảm cao trình đáy thêm -0,5 m và kiểm tra ổn định mái dốc Nếu mái dốc ổn định, tiến hành Bước 3 Bước 3: Tăng cao trình đỉnh thêm +0,5 m (qui đổi sang tải trọng tương đương với khối lượng đất đào khoảng 17,3 kN/m³) và kiểm tra lại ổn định mái dốc Nếu mái dốc vẫn ổn định, thực hiện lại Bước 2, lưu ý cao trình đáy phải ≥ -3,3 m, là cao trình đáy thấp nhất theo khảo sát thực tế.

- Kết quả cần tìm là mặt cắt ổn định và không ổn định

- Lập biểu đồ tương quan giữa cao độ đê bao và hệ số an toàn

2.5.2.2 Khảo sát cao độ triều:

- Chọn: các hố khoan có địa chất yếu; các mặt cắt ngang có hệ số an toàn gần bị phá hoại để khảo sát cao độ triều

- Lập biểu đồ tương quan giữa cao độ mực nước và hệ số an toàn

2.5.2.3 Khảo sát cao độ đáy kênh:

- Chọn hố khoan có địa chất yếu

- Thay đổi cao trình đỉnh đê bao và cao độ đáy kênh

- Lập biểu đồ tương quan giữa cao độ đáy kênh và hệ số an toàn

2.5.3 Khảo sát mô hình với bề rộng đáy kênh/2:

- Sử dụng mặt cắt: bề rộng mặt 5 m; hệ số mái dốc m = 1,5 (theo qui mô quy hoạch 2020 trong phụ lục danh mục công trình xây dựng, Nguyễn Phú Quỳnh (2012))

- Khai báo các chỉ số địa chất như M TN

- Sử dụng mực nước tại trạm đo Tân hâu để kiểm tra tính ổn định của mô hình

Để đảm bảo tính ổn định của mô hình, cần thực hiện các bước thay đổi cao trình đỉnh đê, bề rộng đáy kênh/2 và tính hệ số an toàn mái dốc Bước 1: Tính ổn định mô hình với cao trình đỉnh +4,5 m và cao trình đáy -2 m, đồng thời thay đổi bề rộng kênh/2 là 15,5 m, 18,5 m và 24 m Bước 2: Tính ổn định mô hình với cao trình đỉnh +5,0 m và cao trình đáy -2 m, cùng với bề rộng kênh/2 tương tự Bước 3: Tính ổn định mô hình với cao trình đỉnh +5,5 m và cao trình đáy -2 m, tiếp tục thay đổi bề rộng kênh/2 ở các mức 15,5 m, 18,5 m và 24 m.

- Kết quả cần tìm là hệ số ổn định mái dốc

- Lập biểu đồ tương quan giữa bề rộng kênh/2 và hệ số an toàn

PHÂN TÍCH THUỶ VĂN VÀ ĐỊA CHẤT

Thủy văn trạm đo Tân hâu

3.1.1 Cao độ mực nước được sử dụng thiết kế:

- Số liệu đo thủy văn tại trạm Tân hâu năm 1998 -2016 (Chi cục Thủy lợi,

Hình 3.1: Bảng mực nước Max – Min năm 1998-2016

Ghi chú: từ năm 1998 – 2001 không có số liệu mực nước min

- Tính tần suất lũy tích thực nghiệm mực nước Max – Min, có được kết quả sau:

Bảng 3.1: Tính tần suất mực nước MAX – MIN năm 1998-2016

STT Năm Max Xếp lại m p

 Chọn cao trình đáy kênh: -2 m (độ sâu yêu cầu chạy tàu < 1,5 m, TCCS 03:2014/ TN )

- Chọn mực nước thiết kế: 4,8 m

- ao trình đỉnh lũ năm 2000: 5,06 m

3.1.2 Biên độ dao động thủy triều:

- Dựa vào Hình 3.1, đề tài khảo sát năm 2011 có dao động thủy triều lớn nhất và hai năm gần đây 2015 -2016, để khảo sát biên độ dao động thủy triều

Bảng 3.2: Thủy triều năm 2011 (xem PHỤ LỤC, trang 94) Bảng 3.3: Thủy triều năm 2015 (xem PHỤ LỤC, trang 97) Bảng 3.4: Thủy triều năm 2016 (xem PHỤ LỤC, trang 100)

- Dựa vào Bảng 3.2, Bảng 3.3 và Bảng 3.4, đề tài thống kê tần suất thủy triều năm 2011, 2015 và 2016

Bảng 3.5: Tần suất thủy triều năm 2011, 2015 và 2016 (xem PHỤ LỤC, trang 103)

- Dựa vào Bảng 3.5 tần suất lũy tích thủy triều năm 2011, 2015 và 2016, đề tài chọn cao độ mực nước để thiết lập mô hình như sau:

Bảng 3.6: ao độ mực nước theo mùa đưa vào tính toán

Hình 3.2: Biểu đồ thủy triều năm 2011

Dựa vào các hình ảnh 3.2, 3.3 và 3.4, có thể thấy rằng mực nước thay đổi trong ngày chủ yếu do ảnh hưởng của nước lớn và nước ròng Bài viết cũng đề cập đến việc tính toán tần suất lũy tích dao động thủy triều, được xác định bằng cách lấy cao độ mực nước lớn trừ đi cao độ mực nước ròng trong các năm 2011 và 2015.

Bảng 3.7: Tần suất dao động thủy triều năm 2011, 2015 và 2016

- Dựa vào Bảng 3.4 và Bảng 3.7 chọn mực nước tính toán có biên độ dao động triều lớn nhất của tháng 8/2016 (max = 159 cm; min = 57 cm)

- Dựa vào Bảng 3.7 tần suất lũy tích dao động thủy triều năm 2011, 2015 và

2016, đề tài chọn cao độ mực nước để thiết lập mô hình như sau:

Bảng 3.8: ao động mực nước trong ngày đưa vào tính toán

3.2 Địa chất: (Trung tâm tƣ vấn và kiểm định xây dựng An Giang, 2017)

3.2.1 Phân loại đất theo thành phần hạt: (TCVN 8217:2009)

Đất cát nhiều bụi là loại đất có hạt thô với kích thước từ 0,05 mm đến 2 mm chiếm hơn 50% khối lượng khô Loại đất này cũng chứa hơn 15% vật liệu hạt mịn, trong đó hàm lượng hạt bụi vượt trội hơn so với hạt sét.

Phụ nhóm đất bụi bao gồm các loại đất hạt mịn với hàm lượng sét dưới 30% Đất bụi bình thường là loại đất có hàm lượng hạt sét dưới 15% và hàm lượng hạt thô (lớn hơn 0,1 mm) đạt hoặc vượt 30%.

+ ất bụi nặng: đất bụi có hàm lượng hạt sét từ 15% đến dưới 30% và hàm lượng hạt thô ít hơn 30%;

- Phụ nhóm đất sét: gồm các loại đất hạt mịn có hàm lượng hạt sét bằng hoặc lớn hơn 30%

+ ất sét bình thường: đất sét có hàm lượng hạt sét từ 30% đến 60%, hàm lượng hạt thô bằng hoặc lớn hơn 30%;

+ ất sét nặng: đất sét có hàm lượng hạt sét bằng hoặc lớn hơn 60%, hàm lượng hạt thô ít hơn 30%;

3.2.2 Phân loại đất yếu: (TCN 262-2000)

Để đảm bảo độ ổn định của đất, độ ẩm tự nhiên của chúng cần đạt mức gần hoặc cao hơn giới hạn chảy Lực dính C từ kết quả cắt nhanh không thoát nước phải dưới 0,15 daN/cm² (15 kPa), trong khi lực dính từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường S u không được vượt quá 0,35 daN/cm² (35 kPa).

Đối với đất yếu, việc xác định chỉ tiêu Sức chống cắt không thoát nước thông qua phương pháp cắt cánh tại hiện trường là cần thiết để đánh giá mức độ ổn định của nền đắp.

Bảng 3.9: Phân loại đất theo thành phần hạt

Kí hiệu mẫu ộ sâu mẫu

Thành phần hạt (tính theo % trọng lượng) hỉ tiêu cơ lý

Hạt cát Hạt bụi Hạt sét

Giới hạn hỉ số dẻo

L1K0C1-1 1,5-2 0,0 3,3 25,9 45,4 9,1 16,3 35,6 19,3 16,3 0,07 ất bụi nặng, lẫn cát L1K0C1-2 3,5-4 0,0 0,4 6,1 9,0 9,7 74,8 52,1 20,2 31,9 0,22 ất sét nặng

L1K0C1-3 5,5-6 0,0 2,9 15,4 43,0 9,2 29,5 40,4 20,4 20,0 1,25 ất bụi nặng, lẫn cát L1K0C1-4 7,5-8 0,0 11,4 21,8 42,7 12,4 11,7 36,3 19,6 16,7 1,45 ất bụi thường, pha cát L1K0C1-5 9,5-10 0,4 69,3 24,7 5,0 0,5 0,0 - - - - át nhiều bụi

L1K0C1-6 11,5-12 0,0 21,7 28,0 33,5 4,9 11,9 29,9 17,8 12,1 1,17 ất bụi thường, pha cát L3K0C3-1 1,5-2 0,0 0,3 6,4 15,1 16,5 61,7 47,4 22,5 24,9 0,10 ất sét nặng

Dưới đây là các mẫu đất được phân loại theo từng nhóm với thông số cụ thể: L3K0C3-3 (5,5-6) có thành phần ất sét thường, pha cát với các chỉ số 0,0; 0,1; 9,6; 31,3; 19,5; 39,4; 44,0; 21,2; 22,8; 0,42 L3K0C3-4 (7,5-8) cũng chứa ất sét thường, pha cát với các chỉ số 0,0; 0,7; 17,4; 38,9; 11,8; 31,2; 40,0; 22,9; 17,1; 1,38 L3K0C3-5 (9,5-10) và L3K0C3-6 (11,5-12) có thành phần ất bụi nặng, lẫn cát với các chỉ số lần lượt là 0,0; 5,3; 23,0; 41,1; 9,2; 21,4; 34,3; 19,2; 15,1; 1,46 và 0,0; 1,7; 19,3; 44,7; 10,4; 23,8; 35,2; 20,9; 14,3; 1,47 Tương tự, L4K7C9-1 (1,5-2) và L4K7C9-3 (5,5-6) có thành phần ất sét thường, pha cát với các chỉ số 0,0; 0,5; 7,3; 27,9; 23,6; 40,8; 44,9; 22,9; 22,0; 0,44 và 0,0; 0,1; 8,2; 27,0; 15,7; 49,1; 44,5; 20,2; 24,3; 0,23 Cuối cùng, L4K7C9-2 (3,5-4) và L4K7C9-4 (7,5-8) có thành phần ất bụi nặng, lẫn cát với các chỉ số 0,0; 2,0; 18,1; 42,5; 14,4; 23,0; 39,6; 22,3; 17,3; 0,46 và 0,0; 0,4; 10,4; 27,4; 18,0; 43,8; 47,6; 24,8; 22,8; 1,17.

Bảng dữ liệu dưới đây trình bày các thông số về đất sét và cát tại các vị trí khác nhau: L4K7C9-5 (9,5-10 cm) có thành phần 0,0% ất sét thường, pha cát với chỉ số 1,37; L4K7C9-6 (11,5-12 cm) có 0,0% ất sét thường, pha cát với chỉ số 1,39; L2K8C1-1 (1,5-2 cm) có 0,0% ất sét thường, pha cát với chỉ số 0,17; L2K8C1-2 (3,5-4 cm) có 0,0% ất sét nặng, lẫn cát với chỉ số 0,37; L2K8C1-3 (5,5-6 cm) có 0,0% ất sét thường, pha cát với chỉ số 1,05; L2K8C1-4 (7,5-8 cm) có 0,0% ất sét thường, pha cát với chỉ số 1,08; L2K8C1-5 (9,5-10 cm) có 0,0% ất sét thường, pha cát với chỉ số 1,42; và L2K8C1-6 (11,5-12 cm) có 0,0% ất sét thường, pha cát với chỉ số 1,59 Tất cả các vị trí đều nằm trong khu vực Đê Kênh KM5.

L1K1C1-1 1,5-2 0,0 0,4 17,1 26,1 5,3 51,0 40,5 19,9 20,6 0,23 ất sét thường, pha cát L1K1C1-2 3,5-4 0,0 1,5 7,6 22,4 6,0 62,5 53,5 24,1 29,4 0,31 ất sét nặng

Dưới đây là các thông số về đất sét và cát từ các mẫu thử nghiệm: L1K1C1-3 có hàm lượng 5,5-6 với 37,9% đất sét thường, pha cát L1K1C1-4 từ 7,5-8 cho thấy 38,7% đất sét thường, pha cát Mẫu L1K1C1-5 từ 9,5-10 chứa 36,1% đất sét thường, pha cát L1K1C1-6 từ 11,5-12 có 33,6% đất sét thường, pha cát Các mẫu L3K1C3+20-1 đến L3K1C3+20-6 cho thấy sự biến đổi trong thành phần, với L3K1C3+20-5 từ 9,5-10 chứa 48,6% đất bụi nặng, lẫn cát Cuối cùng, mẫu L5K2C1+50-1 từ 1,5-2 cho thấy 29,1% đất nhiều bụi.

L5K2C1+50-3 5,5-6 0,0 0,8 15,1 38,6 13,4 32,1 41,2 20,8 20,4 1,24 ất sét thường, pha cát L5K2C1+50-4 7,5-8 0,2 39,3 23,9 20,8 5,0 11,0 27,7 17,7 10,3 0,90 át nhiều bụi

Bảng dữ liệu mô tả các loại đất và thành phần của chúng, bao gồm đất bụi nặng, đất sét thường pha cát Các thông số trong bảng thể hiện tỷ lệ thành phần khác nhau ở các độ sâu khác nhau, từ 1,5m đến 12m Đặc biệt, đất bụi nặng có mặt ở các độ sâu từ 1,5m đến 8m, trong khi đất sét thường pha cát chủ yếu xuất hiện ở các độ sâu từ 1,5m đến 12m Đối với đất có nhiều bụi, tỷ lệ bụi cao nhất được ghi nhận ở độ sâu 11,5m đến 12m Các kết quả này cung cấp thông tin quan trọng cho việc nghiên cứu và áp dụng trong xây dựng và nông nghiệp.

Bảng 3.10: Phân loại đất yếu

Kí hiệu mẫu hỉ tiêu cơ lý hỉ tiêu cơ học

Phân loại TCVN 8217:2009 ất yếu TCN 262:2000 ộ ẩm tự nhiên

Hệ số rỗng e o ộ bão hoà

Giới hạn hỉ số dẻo

 độ Ứng suất dính c kN/m 2 chảy

L1K0C1-1 20,5 0,676 81,2 35,6 19,3 16,3 0,07 15o29' 31,83 ất bụi nặng, lẫn cát

L1K0C1-3 45,3 1,214 99,1 40,4 20,4 20,0 1,25 29,1 04o33' 10,43 ất bụi nặng, lẫn cát đất yếu L1K0C1-4 43,8 1,174 98,8 36,3 19,6 16,7 1,45 42,8 03o57' 4,95 ất bụi thường, pha cát đất yếu

L1K0C1-6 32,0 0,873 97,6 29,9 17,8 12,1 1,17 22o08' 5,35 ất bụi thường, pha cát đất yếu

L3K0C3-3 30,8 0,888 93,5 44,0 21,2 22,8 0,42 14o58' 22,54 ất sét thường, pha cát

L3K0C3-4 46,5 1,285 96,2 40,0 22,9 17,1 1,38 38,1 03o57' 9,38 ất sét thường, pha cát đất yếu L3K0C3-5 41,2 1,156 94,9 34,3 19,2 15,1 1,46 54,0 03o29' 7,16 ất bụi nặng, lẫn cát đất yếu

L3K0C3-6 41,9 1,181 94,3 35,2 20,9 14,3 1,47 02o35' 6,10 ất bụi nặng, lẫn cát đất yếu

L4K7C9-1 32,5 0,901 97,4 44,9 22,9 22,0 0,44 140,9 15o23' 23,81 ất sét thường, pha cát

L4K7C9-2 30,3 0,851 96,4 39,6 22,3 17,3 0,46 94,4 14o15' 20,88 ất bụi nặng, lẫn cát

L4K7C9-4 51,4 1,422 95,7 47,6 24,8 22,8 1,17 28,7 04o15' 11,49 ất sét thường, pha cát đất yếu L4K7C9-5 53,1 1,475 95,6 44,9 22,5 22,4 1,37 35,2 03o02' 10,65 ất sét thường, pha cát đất yếu L4K7C9-6 55,7 1,543 95,5 45,6 19,4 26,2 1,39 32,4 02o08' 5,21 ất sét thường, pha cát đất yếu

Dữ liệu khảo sát cho thấy các mẫu L2K8C1-1 đến L2K8C1-5 có sự khác biệt về thành phần và tính chất đất Mẫu L2K8C1-1 chứa 27,3% đất sét thường và 0,863 độ ẩm, trong khi mẫu L2K8C1-2 có 35,0% đất sét nặng, lẫn cát với độ ẩm 1,014 Mẫu L2K8C1-3 và L2K8C1-4 đều có thành phần chủ yếu là đất sét thường, pha cát với độ ẩm lần lượt là 1,386 và 1,429 Cuối cùng, mẫu L2K8C1-5 có 60,7% đất sét thường với độ ẩm cao nhất là 1,623 Tất cả các mẫu đều cho thấy sự hiện diện của đất yếu, ảnh hưởng đến khả năng chịu lực và ứng dụng trong xây dựng.

L2K8C1-6 56,9 1,545 97,7 44,6 23,8 20,8 1,59 02o26' 6,63 ất sét thường, pha cát đất yếu ĐÊ KÊNH KM5

Dữ liệu địa chất cho thấy các mẫu đất từ L1K1C1-3 đến L3K1C3+20-6 chủ yếu là đất sét thường, pha cát và đất yếu Các chỉ số như trọng lượng riêng, độ ẩm, và thành phần hạt cho thấy sự biến đổi giữa các mẫu Mẫu L1K1C1-4 có trọng lượng riêng cao nhất là 1,500, trong khi mẫu L3K1C3+20-2 có trọng lượng riêng thấp nhất là 0,728 Độ ẩm trong các mẫu dao động từ 19,2% đến 26,8%, cho thấy sự khác biệt trong khả năng giữ nước của từng loại đất Các mẫu cũng cho thấy sự phân bố hạt khác nhau, với nhiều mẫu có tỷ lệ hạt lớn hơn 1,0, điều này có thể ảnh hưởng đến tính chất cơ học của đất.

L5K2C1+50-3 46,2 1,296 94,4 41,2 20,8 20,4 1,24 27,3 03o38' 8,92 ất sét thường, pha cát đất yếu

L5-L6K3C1-1 24,6 0,773 85,5 37,6 21,1 16,5 0,21 15o59' 27,38 ất bụi nặng, lẫn cát

Dữ liệu địa chất cho thấy các mẫu đất từ L5-L6K3C1 đến L8K5C6+74 đều chứa thành phần chính là đất sét thường pha cát, với nhiều mẫu có độ ẩm và tỷ trọng khác nhau Các chỉ số như độ ẩm từ 23,1% đến 61,9%, tỷ trọng từ 0,754 đến 1,661 cho thấy sự biến đổi trong tính chất của đất Một số mẫu, như L5-L6K3C1-2 và L8K5C6+74-3, có chỉ số cao về độ ẩm và tỷ trọng, chứng tỏ tính chất đất có thể ảnh hưởng đến khả năng thoát nước và độ bền của nền đất Các mẫu đất yếu với tỷ lệ cát cao có thể cần được xử lý đặc biệt trong các ứng dụng xây dựng để đảm bảo độ ổn định.

L8K5C6+74-6 42,6 1,195 94,8 35,6 19,6 16,0 1,44 39,9 03o20' 5,04 át nhiều bụi đất yếu

+ Sự không đồng nhất của các chỉ tiêu cơ học trong thân đê, do thi công đổ đất lên thân đê không đầm nén

Tại hố khoan L5-L6K3 1, với chiều sâu khoảng 5,5-6 m, sức kháng cắt yếu nhất được ghi nhận là S u = 19,7 kPa Đây là vị trí có cung trượt đi qua, cho thấy rằng mái dốc tại đây có hệ số an toàn thấp nhất.

Các chỉ tiêu cơ học trong thân đê không tuân theo quy luật nhất định, do đó cần đưa từng thông số vào mô hình tính toán để đảm bảo tính chính xác và hiệu quả trong quá trình phân tích.

3.3 Chỉ số mặt cắt ngang kênh:

- Dựa vào khảo sát thực tế, thống kê các chỉ số mặt cắt ngang kênh

Bảng 3.11: Các chỉ số mặt cắt ngang m Mặt cắt

Nguyên dạng Sắp xếp theo thứ tự

Cao trình đáy ề rộng Kênh/2

- Kết quả thống kê được các chỉ số mặt cắt ngang kênh như sau:

+ ao trình đỉnh đê max +5,32 m (trung bình + 4,33 m; min +3,65 m) có: cao trình đáy kênh -1,17; m = 2,34; bề rộng kênh/2 18m

+ ao trình đáy kênh max – 3,3 (trung bình – 1,56 m; min -0,82 m) có: cao trình đỉnh đê +4,49 m; m = 1,65; bề rộng kênh/2 16,5m

+ Bề rộng kênh/2 min 15,5 m (max 24 m; trung bình 18,5 m) có: cao trình đỉnh đê +4,03 m; cao trình đáy kênh -1,24 ; m = 2,58

+ Mái dốc min m = 1,63 (max m = 4,23; trung bình m = 3,2) có: cao trình đỉnh đê +4,22 m; cao trình đáy kênh -2,71; bề rộng kênh/2 19,5m

+ Mái dốc min m = 1,63 (mái dốc trung bình m = 3,2), cho thấy các mái dốc đã bị phá hoại so với thiết kế ban đầu (m = 1 hoặc m = 1,5)

+ Mặt cắt ngang kênh không tuân theo quy luật nhất định, cho thấy sự phá hoại mái dốc phụ thuộc vào địa chất tại khu vực

Dựa trên phân loại đất và khảo sát mặt cắt ngang của đê, có thể kết luận rằng địa chất của thân đê không đồng nhất Do đó, việc đưa từng thông số vào mô hình tính toán là cần thiết để đảm bảo độ chính xác trong phân tích.

LẬP VÀ ĐÁNH GIÁ MÔ HÌNH

Kiểm tra thông số đầu vào của mô hình

4.1.1 Lập mô hình kiểm tra c và :

- Sử dụng mặt cắt tự nhiên;

- Mực nước tháng 08/2016 (max = 159 cm; min = 57 cm)

- Sử dụng địa chất hố khoan L5-L6K3C1: dung trọng ướt , c và  (được xác định từ thí nghiệm cắt phẳng trong phòng thí nghiệm);

Bảng 4.1: Chỉ số địa chất kiểm tra c và 

 độ Ứng suất dính c kN/m 2

Hình 4.1: Mô hình, kiểm tra c và  bằng mặt cắt tự nhiên

Kết quả từ thí nghiệm cắt phẳng trong phòng thí nghiệm cho thấy rằng khi sử dụng các giá trị c và  với mô hình mái dốc ổn định sau sạt lở, hệ số an toàn thu được là dưới 1 Điều này chứng tỏ rằng các giá trị c và  được sử dụng là quá nhỏ và không phù hợp với thực tế.

Vậy đề tài sử dụng S u (từ thí nghiệm cắt cánh hiện trường) để thiết lập mô hình

4.1.2 Lập mô hình kiểm tra S u lần 1:

Giả lập mô hình với mặt cắt thiết kế bất lợi nhất có bề rộng 4,7m và cao trình đỉnh 4,2m, cộng thêm 2,3m đất đắp Tải trọng trung bình của các lớp đất được xác định là 17,3 kN/m³, với hệ số mái dốc m = 1 và cao trình đáy ở mức -3,3m.

- Mực nước thấp nhất tháng 05/2016 (max = 83 cm; min = -50 cm)

- Sử dụng địa chất tại hố khoan L1K1 1: dung trọng ướt, c u (sử dụng hệ số hiệu chỉnh theo Bjerum, 1973)

Bảng 4.2: Chỉ số địa chất kiểm tra S u lần 1

Lực dính tính toán c u kPa L1K1C1-1 19,08 112,3 20,6 0,930 104,38

Hình 4.2: Mô hình kiểm tra S u lần 1

Kết quả: Với mặt cắt bất lợi nhất, nhưng K =1,593, mái dốc ổn định (nhưng thực tế đê bao đã bị sạt trượt), nên có nhận xét sau:

+ S u các lớp đất bên trên cao bất thường

+ Thực tế thời điểm sạt trượt thường có mưa nhiều hoặc trong quá trình thi công nạo vét kênh đắp đất đê, làm các lớp đất trên ướt S u giảm

Đối với các lớp đất có sức chống cắt (S u) cao bất thường, nghiên cứu áp dụng công thức tương quan của Ladd và Foote (1974) để xác định sức chống cắt Mô hình được thiết lập dựa trên cao độ mực nước vào tháng 8/2016, thời điểm có lượng mưa lớn trong năm, với mực nước thấp và biên độ dao động triều tương đối lớn.

- Sử dụng mặt cắt: bề rộng 4,7m; cao trình đỉnh 4,2 m + 1,0 m đất đắp (với tải trọng trung bình của các lớp đất 17,3 kN/m 3 ); hệ số mái dốc m = 1; cao trình đáy -2,0 m;

- Mực nước tháng 08/2016 (max = 159 cm; min = 57 cm);

- Sử dụng địa chất tại hố khoan L1K1 1: dung trọng ướt và c u

Lực dính tính toán c u kPa L1K1C1-1 19,08 112,3 9.54 L1K1C1-2 18,13 141,4 18,13 L1K1C1-3 16,92 34,3 32,68 L1K1C1-4 16,26 40,4 37,67 L1K1C1-5 16,08 58,7 55,22 L1K1C1-6 15,93 58,7 54,87

Hình 4.3: Mô hình kiểm tra S u lần 2

- Kết quả: hệ số an toàn 0,892, mô hình mái dốc bị sạt trượt (đúng thực tế mái dốc đê bao đã bị sạt trượt)

Vậy mô hình đã được thiết lập đúng, đề tài chấp nhận thông số đầu vào

- Sử dụng mặt cắt tự nhiên;

- Sử dụng địa chất tại các hố khoan: dung trọng ướt và S u ; Khi không thể xác định Su, sử dụng c và 

Lực dính tính toán c u kPa

 độ Ứng suất dính c kN/m 2

Hình 4.4: Mô hình kiểm tra S u lần 3 (hố khoan L5-L6K3C1)

- Kết quả: Mô hình đã được thiết lập đúng K > 1,5 (mái dốc ổn định sau khi sạt trượt)

Vậy mô hình đã được thiết lập đúng, đề tài sử dụng các thông số, tại Bảng 4.4 để thiết lập mô hình nghiên cứu

4.2 Lập mô hình mái đê bị phá hoại:

- Sử dụng mặt cắt: bề rộng 4,7m, hệ số mái dốc m = 1;

- Sử dụng địa chất tại các hố khoan;

- Thay đổi độ chênh cao giữa đỉnh đê và đáy kênh, tìm mặt cắt đê có thể sạt trượt:

+ ước 1: độ chênh cao 5,2 (cao trình đỉnh +4,2 m, cao trình đáy -1,0 m), tính ổn định mái dốc

+ ước 2: độ chênh cao 5,7 (cao trình đỉnh +4,2 m, cao trình đáy -1,5 m), tính ổn định mái dốc

+ ước 3: độ chênh cao 6,2 (cao trình đỉnh +4,7 m, cao trình đáy -1,5 m, khối lượng đất đắp  17,3 kN/m 3 ), tính ổn định mái dốc

Sử dụng phần mềm SLOP/W tính ổn định mái dốc được kết quả sau:

Bảng 4.5: Hệ số an toàn khi thay đổi độ chênh cao

Cao độ đỉnh 4,2 4,2 4,7 4,7 5,2 Cao độ đáy -1,0 -1,5 -1,5 -2,0 -2,0 Độ chênh cao 5,2 5,7 6,2 6,7 7,2

Hệ số an toàn Độ chênh cao giữa đỉnh đê và đáy kênh (m)

Hình 4.5: Biểu đồ tương quan giữa độ chênh cao và hệ số an toàn

Cao độ đỉnh đê bao tỉ lệ nghịch với hệ số an toàn, nghĩa là khi cao độ đỉnh tăng, tải trọng lên nền đất cũng tăng theo, dẫn đến hệ số an toàn của mái dốc giảm.

Việc nạo vét đáy kênh với độ sâu 0,5m có thể làm giảm hệ số an toàn của mái dốc từ 0,05 đến 0,1 Tuy nhiên, khi chất tải lên đê với cao trình đất đắp 0,5m, hệ số an toàn sẽ giảm đáng kể, khoảng 0,3.

Tất cả các mô hình có mái dốc đều xảy ra hiện tượng sạt trượt tại độ cao đỉnh +5,2 m và đáy kênh -2,0 m, cho thấy tải trọng phía trên đã vượt quá khả năng chịu tải của đất nền.

Tại hố khoan L5-L6K3C1, chất đất có nền yếu nhất (cục bộ) với mô hình mái dốc bị sạt trượt ở cao độ đỉnh +4,7 m và cao độ đáy kênh -1,5 m Do đó, địa chất tại hố khoan này không được sử dụng cho các mô hình tiếp theo, và cần thực hiện xử lý gia cố riêng cho trường hợp này.

- Theo kết quả mô hình sạt trượt, đề tài tiếp tục thực hiện các khảo sát sau:

+ Khảo sát đắp đất bùn vét

+ Khảo sát cao độ triều, đánh giá tác động của dao động triều trong ngày, cao độ mực nước mùa lũ và mùa khô

+ Khảo sát cao độ đáy kênh, khi nạo vét nhưng không chất tải lên đê bao

4.3 Khảo sát mô hình đắp đất bùn nạo vét:

- Sử dụng mặt cắt: hệ số mái dốc m = 1; cao trình đáy -2,0 m; cao trình đỉnh +5,2 m

- Tính ổn định mái dốc theo từng trường hợp sau:

+ Trường hợp 1: thay khối đất đắp bằng các lớp đất yếu trên cùng

+ Trường hợp 2: thay khối lượng đất đắp  17,3 kN/m 3

+ Trường hợp 3: thay khối lượng đất bằng lớp đất thứ 3 với sức kháng cắt của đất bằng không

Bảng 4.6: Hệ số an toàn các trường hợp đắp đất bùn nạo vét

Hình 4.6: Biểu đồ khảo sát đắp đất bùn nạo vét

Trong trường hợp 1, khối đất đắp được thay thế bằng các lớp đất yếu ở trên cùng, với sự xem xét đến sức kháng cắt của đất, mặc dù nhỏ Mô phỏng này phản ánh tương đối chính xác điều kiện thực tế, và được sử dụng để kiểm tra độ ổn định của đê bao trong quá trình cố kết.

Trong trường hợp 2, với khối lượng đất đắp khoảng 17,3 kN/m³, hệ số an toàn tương đương với trường hợp 1 nhưng không tính đến sức kháng cắt của đất đắp, mặc dù nó có thể nhỏ Thực tế cho thấy các lớp đất đắp thường dày khoảng 0,5m và thời gian nạo vét tiếp theo từ 3 đến 10 năm, trong đó đất đắp có thời gian cố kết, dù là ít Trường hợp này có thể được sử dụng để kiểm tra ổn định của đê bao ngay sau khi mới đắp đất, nhưng không nên áp dụng để đánh giá độ ổn định của đê bao trong giai đoạn cố kết.

Trường hợp 3, khi thay khối lượng đất bằng lớp đất thứ 3 có sức kháng cắt bằng không, phản ánh thực tế rằng đất bùn nạo vét không thể đắp cao hơn 0,5 m, dẫn đến nguy cơ sạt lở Trường hợp này có thể được áp dụng để kiểm tra độ ổn định của chiều cao lớp đất đắp, nhưng không nên sử dụng để đánh giá độ ổn định của đê bao trong quá trình cố kết.

4.4 Khảo sát cao độ triều:

Do mực nước kênh ảnh hưởng trực tiếp đến mực nước ngầm trong thân đê, nên cũng ảnh hưởng đến độ ổn định mái dốc của đê bao

4.4.1 Khảo sát dao động triều trong ngày:

- Sử dụng mặt cắt: hệ số mái dốc m = 1; cao trình đỉnh đê +4,7 m; cao trình đáy -2,0 m;

- Thay đổi mực nước theo Bảng 3.8, đề tài thực hiện tính hệ số an toàn mái dốc theo mực nước: max, max-min và min

Bảng 4.7: Hệ số an toàn theo dao động triều trong ngày

Mực nước (cm) 189 189;91 91 139 139;-2 -2 Trung bình (cm) 189 140 91 139 68,5 -2

Hình 4.7: Biểu đồ tương quan giữa hệ số an toàn với dao động triều trong ngày

Hình 4.8: Biểu đồ tương quan giữa hệ số an toàn với dao động triều trong ngày

(tần suất xuất hiện nhỏ nhất)

Mực nước thấp làm giảm hệ số an toàn ổn định mái dốc, với sự thay đổi từ 0,04 đến 0,11 khi mực nước dao động triều trong ngày đạt mức cao nhất Đặc biệt, độ giảm hệ số an toàn chủ yếu xảy ra khi mực triều giảm từ 139 đến 68,5 cm Khi mực nước trong ngày giảm xuống từ 68,5 đến -2 cm, hệ số an toàn gần như không thay đổi Xu hướng này cũng được xác nhận với mức dao động triều trong ngày có tần suất 50%, trong đó hệ số an toàn thay đổi từ 0,03 đến 0,12, và sau đó duy trì ổn định khi mực nước tiếp tục hạ.

Nguyên nhân của vấn đề là do mặt trượt nguy hiểm gần đạt đến cao độ mực nước triều 68,5 cm Khi mực nước giảm, hệ số an toàn của bờ kênh không bị ảnh hưởng.

4.4.2 Khảo sát dao động triều theo mùa:

- Sử dụng mặt cắt: hệ số mái dốc m = 1; cao trình đáy -2,0 m; cao độ đỉnh đê (+4,7m; +5,2m);

Theo Bảng 3.6, mực nước dao động theo mùa trong năm có ảnh hưởng đến tính toán hệ số an toàn của mái dốc Việc xác định mực nước tối đa và tối thiểu là cần thiết để đảm bảo sự ổn định của mái dốc trong các điều kiện triều khác nhau.

Bảng 4.8: Hệ số an toàn theo mực nước

Hình 4.9: Biểu đồ tương quan giữa cao độ mực nước và hệ số an toàn

Hình 4.10: Biểu đồ tương quan giữa cao độ mực nước và hệ số an toàn

(cao độ đỉnh đê +4,7m) Kết luận:

+ Mực nước càng thấp hệ số an toàn ổn định mái dốc càng nhỏ

+ Với cao độ đỉnh đê +5,2 m, mực nước triều theo mùa thay đổi tư 486 cm đến -

51 cm, độ giảm của hệ số an toàn từ 0,79  1,18

+ Với cao độ đỉnh đê +4,7 m, mực nước triều theo mùa thay đổi tư 486 cm đến -

51 cm, độ giảm của hệ số an toàn từ 1,05  1,67

Hệ số an toàn giảm mạnh khi mực triều giảm từ 486 cm xuống 298 cm, sau đó sự thay đổi của hệ số an toàn trở nên không đáng kể Bờ kênh gần như mất ổn định với K < 1,25 khi mực nước giảm từ 300 cm xuống -51 cm.

4.5 Khảo sát cao độ đáy kênh:

Theo khảo sát về mô hình sạt trượt, việc thay đổi cao độ đáy kênh không làm thay đổi đáng kể hệ số ổn định của mái dốc Để làm rõ vấn đề này, đề tài sẽ tiến hành khảo sát cao độ đáy kênh.

- Sử dụng mặt cắt: hệ số mái dốc m = 1; cao độ đỉnh đê (+4,2m; +4,7m; +5,2m);

- Tìm hệ số an toàn khi thay đổi cao độ đáy kênh (không chất tải)

- Kết quả mô hình Khảo sát cao độ đáy kênh

Bảng 4.9: Hệ số an toàn theo cao độ đáy kênh

Hình 4.11: Biểu đồ tương quan giữa cao độ đáy kênh và hệ số an toàn

Tiêu đề	Nghiên Cứu Nguyên Nhân Và Dự Báo Nguy Cơ Sạt Trượt Sâu Đê Bao Trên Nền Đất Sét Yếu Bão Hòa Tỉnh An Giang
Tác giả	Nguyễn Quốc Việt
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	2018
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	117
Dung lượng	9,82 MB