Nghiên cứu ảnh hưởng của mưa đến ổn định của đập đất trên cơ sở khoa học đất không bão hòa

Chia sẻ: _ _ | Ngày: | Loại File: PDF | Số trang:9

Thêm vào BST

Báo xấu

32
lượt xem 2
download

Download Vui lòng tải xuống để xem tài liệu đầy đủ

Để tính toán một cách đầy đủ và chính xác điều kiện ổn định của đập đất, đặc biệt dưới ảnh hưởng của mưa thì việc áp dụng các lý thuyết của cơ học đất KBH là thực sự cần thiết. Bài viết này trình bày các kết quả nghiên cứu xác định các thông số đất KBH của vật liệu đất đắp đập Chúc Bài Sơn, tỉnh Quảng Ninh và ứng dụng vào tính toán ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái đập.

Chủ đề:

Bình luận(0) Đăng nhập để gửi bình luận!

Lưu

Nội dung Text: Nghiên cứu ảnh hưởng của mưa đến ổn định của đập đất trên cơ sở khoa học đất không bão hòa

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA MƯA ĐẾN ỔN ĐỊNH CỦA ĐẬP ĐẤT TRÊN CƠ SỞ KHOA HỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HÕA PHẠM HUY DŨNG*, HOÀNG VIỆT HÙNG*, NGUYỄN CÔNG MẪN** Study the effect of rainfall on stability of earth dams on the basis of unsaturated soil mechanics Abstract: In fact, the soil mass in earth dams is a saturated/unsaturated soil system. Therefore, the application of unsaturated soil mechanics is really necessary to fully and accurately evaluate the slope stability of earth dams. This paper reports the results of study to determine the unsaturated soil parameters of filling material at Chuc Bai Son earth dam, Quang Ninh province. Based on the historical rainfall observations, the authors consider the impacts of different rainfall categories on the slope stability of earth dams. The results show similar effects of high intensity with short duration rainfall (HI) and small intensity with long duration rainfall (LD) on variation of pore water pressure and slope stability. However, the LD rainfall shows a greater impact on the slope stability than the HI rainfall. Keywords: earth dams, unsaturated soil mechanics, soil-water characteristic curve 1. GIỚI THIỆU CHUNG* KBH, tức là làm tăng hệ số ổn định của mái 1.1. Mở đầu đập như trong nghiên cứu của Fredlund và Theo hệ thống cơ sở dữ liệu ngành thủy Rahardjo (1993). lợi thì hiện nay nước ta có 6421 hồ chứa, Trên thực tế các khối đất trong thân đập là trong đó loại hình đập đất chiếm số lượng một hệ đất bão hòa/không bão hòa. Trong chủ yếu. Đối với đập đất, cường độ kháng cắt trường hợp có mưa, nước mưa xâm nhập vào và áp lực nước lỗ rỗng là những tham số quan bề mặt mái đập làm tăng độ ẩm của đất, giảm trọng khi đánh giá ổn định mái đập. Các quan lực hút dính, giảm cường độ kháng cắt và niệm truyền thống của cơ học đất đều giả giảm hệ số ổn định mái đập. Trong điều kiện thiết đất bão hòa hoàn toàn khi nằm dưới khô hạn, nước bốc hơi từ bề mặt mái đập sẽ mực nước ngầm và khô hoàn toàn khi nằm làm giảm độ ẩm của đất, tăng lực hút dính, trên mực nước ngầm. Tuy nhiên, kết quả tăng cường độ kháng cắt kéo theo tăng hệ số nghiên cứu của nhiều nhà khoa học đã chứng ổn định mái đập. tỏ sự gia tăng cường độ kháng cắt do áp lực Vì vậy, để tính toán một cách đầy đủ và nước lỗ rỗng âm (hoặc lực hút dính) trong đất chính xác điều kiện ổn định của đập đất, đặc biệt dưới ảnh hưởng của mưa thì việc áp dụng * Trường Đại học Thủy lợi các lý thuyết của cơ học đất KBH là thực sự cần E-mail: phamhuydung0403@tlu.edu.vn Trường Đại học Thủy lợi thiết. Bài viết này trình bày các kết quả nghiên ** E-mail: hoangviethung@tlu.edu.vn cứu xác định các thông số đất KBH của vật liệu Viện Địa kỹ thuật Việt Nam Email: ncman@fpt.vn đất đắp đập Chúc Bài Sơn, tỉnh Quảng Ninh và 12 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020
ứng dụng vào tính toán ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái đập. Đất sét 1.2. Giới thiệu về hồ chứa Chúc Bài Sơn, Độ ẩm thể tích tỉnh Quảng Ninh Đất bụi Hồ chứa nước Chúc Bài Sơn thuộc xã Quảng Sơn, huyện Hải Hà, tỉnh Quảng Ninh. Công Đất cát trình có nhiệm vụ đảm bảo nước tưới cho 3.100 ha diện tích đất nông nghiệp, cung cấp nước Lực hút dính (kPa) sinh hoạt cho 20.000 nhân khẩu và một phần Hình 1: SWCC điển hình của một số loại đất nước công nghiệp của thị trấn Hà Cối. Đập Chúc Bài Sơn thuộc loại đập đất đồng chất trên 1.3.2. Cường độ kháng cắt đất KBH nền đá sét phiến sét phong hóa mạnh đến trung Đối với đất KBH, các biến trạng thái ứng bình. Các thông số chính của hồ chứa nước suất được biểu thị bằng các ứng suất đo được Chúc Bài Sơn như sau: như ứng suất tổng , áp lực nước lỗ rỗng u w và - Loại công trình: hồ chứa thủy lợi loại vừa, áp lực khí lỗ rỗng ua. Tổ hợp ứng suất pháp thực cấp II. (- ua) và lực hút dính (ua-uw) thường được lựa - Diện tích lưu vực: 18,2 km2 chọn để biểu thị trạng thái ứng suất của đất - Cao trình MNDBT: +75,27 m KBH. Phương trình cường độ kháng cắt dành - Dung tích hồ chứa: 15.106 m3 cho đất KBH theo đề xuất của Fredlund và nnk - Cao trình đỉnh đập: +80,3 m (1978) có dạng: - Chiều rộng đỉnh đập: 5,0 m f = c‟+( – ua) tan‟+(ua – uw) tanb (1) - Chiều dài đập: 235,0 m Trong đó: Trong đó: f là cường độ kháng cắt - Chiều cao đập lớn nhất: 25,0 m của đất; c‟ là lực dính đơn vị; (– ua) là ứng suất 1.3. Thông số cơ bản của đất KBH pháp thực; (ua – uw) là lực hút dính; ‟ là góc ma 1.3.1. Đường cong đặc trưng đất-nước sát trong; b là góc má sát biểu thị lượng tăng Đường cong đặc trưng đất-nước (SWCC) của cường độ kháng cắt theo lực hút dính. được định nghĩa là mối quan hệ giữa lượng So với đất bão hòa, cường độ kháng cắt của chứa nước trong đất và lực hút của đất. SWCC đất KBH có bổ sung thêm thành phần (ua– được coi là thông số trung tâm của đất KBH, uw)tgb, đại lượng này thể hiện sự gia tăng nó được dùng để xác định các đặc tính của đất cường độ kháng cắt của đất KBH so với đất bão KBH như hệ số thấm, cường độ kháng cắt và hòa là do lực hút dính. Như vậy, cường độ biến thiên thể tích. SWCC thường được phân kháng cắt đất KBH là sự mở rộng của tiêu chia thành 3 vùng là vùng bão hòa, vùng chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb so với đất bão chuyển tiếp và vùng tàng dư với hai giá trị hòa. Những nghiên cứu ban đầu cho thấy góc b biên là giá trị khí vào (AEV) và lực hút dính hầu như không đổi chứng tỏ quan hệ tuyến tính dư. Kết quả nghiên cứu của các nhà khoa học của cường độ kháng cắt đất KBH theo lực hút đã cho thấy sự thay đổi của SWCC cho các dính. Tuy nhiên, các nghiên cứu sau này đã cho loại đất khác nhau. Các nghiên cứu đều chỉ ra thấy sự thay đổi của góc b theo lực hút dính xu hướng biến thiên của AEV và lực hút dính như trong các công bố của Fredlund và nnk dư tăng dần khi thay đổi từ đất cát đến đất bụi, (1987), Thu và nnk (2006), tức là cường độ đất á sét và đất sét. Hình 1 minh họa SWCC kháng cắt đất KBH có quan hệ phi tuyến theo của một số loại đất điển hình theo Fredlund và lực hút dính. Một trong những phương trình nnk (2012). cường độ kháng cắt dạng phi tuyến được sử ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 13
dụng phổ biến là theo đề xuất của Vanapalli và trình bày trong nghiên cứu của Aubertin và nnk (1996) có dạng: nnk (2003). Đây là một trong những mô hình (2) được biết đến rộng rãi vì nó phù hợp với khá nhiều loại đất bao gồm cả đất rời và đất dính. Trong đó:  là độ ẩm thể tích; s là độ ẩm thể Các tham số hiệu chỉnh của mô hình dựa vào tích bão hòa; r là độ ẩm thể tích dư. các dữ liệu liên quan đến đường cong cấp 2. XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƢNG CỦA phối hạt. Đây là dữ liệu rất phổ biến trong ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA các tài liệu khảo sát địa chất ở Việt Nam. 2.1. Xác định SWCC Để xác định SWCC, tác giả sử dụng thiết bị thí nghiệm là bình áp lực với đĩa gốm tiếp nhận khí cao 500 kPa chế tạo bởi hãng Eijkelkamp như ở hình 2. Hình 3: Kết quả thực nghiệm xác định SWCC của đất đắp đập Chúc Bài Sơn Trong phương trình MK, hai tham số là hệ số hút dính ac và hệ số phân bố kích thước lỗ rỗng m là các tham số khống chế độ dốc của SWCC và độ lớn của AEV. Quy luật ảnh hưởng của ac và m đến SWCC là khi a c tăng Hình 2: Bình áp lực để xác định SWCC thì SWCC dốc hơn và khi m tăng thì AEV của đất KBH tăng. Đối với các loại đất có nguồn gốc Bắc Mỹ, ac và m là các hằng số với giá trị a c Trong nghiên cứu này, thí nghiệm SWCC =0,0007 và m=0,00003 theo như Aubertin và được tiến hành với các mẫu đất nguyên dạng nnk (2003). Tuy nhiên, khi áp dụng trực tiếp được lấy từ hố khoan ở tim đập Chúc Bài Sơn. các giá trị như vậy cho loại đất đắp đập Chúc Công tác thực nghiệm được tiến hành tại Bài Sơn thì có sự sai lệch lớn. Bằng phương Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, Trường Đại pháp bình phương nhỏ nhất tìm được cặp giá học Thủy lợi. Kết quả thực nghiệm đã xác trị a c =0,0005 và m=0,00002 thì đường cong định được độ ẩm thể tích bão hòa và giá trị khí MK phù hợp nhất với kết quả thực nghiệm. Vì vào đối với đất đắp đập Chúc Bài Sơn là  s vậy, tác giả kiến nghị sử dụng a c=0,0005 và =0,425 và AEV =18 kPa (như ở hình 3). m=0,00002 trong phương trình MK cho loại Để xây dựng đường cong SWCC hoàn đất đắp đập Chúc Bài Sơn. Kết quả xây dựng chỉnh, tác giả sử dụng phương trình thực đường cong SWCC hoàn chỉnh được minh họa nghiệm của Modified Kovacs (MK) được ở hình 4. 14 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020
Geo-Studio (2018) để phân tích ổn định mái dốc với hai mô đun là SEEP/W và SLOPE/W. Trong đó, mô đun SEEP/W được dùng để phân tích thấm không ổn định theo thời gian nhằm xác định sự thay đổi của đường bão hòa trong mái dốc khi có mưa. SEEP/W sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để giải quyết bài toán thấm hai hướng với phương trình vi phân có dạng: Hình 4: Đường cong SWCC của đất đắp đập Chúc Bài Sơn Ở đây: h là cột nước tổng; kx là hệ số thấm của đất theo phương x; k y là hệ số thấm của đất 2.2. Xác định hàm thấm theo phương y; Q là điều kiện biên của dòng Hàm thấm là thông số quan trọng đối với đất chảy tác dụng lên bề mặt mái dốc; w là độ ẩm KBH, đặc biệt trong các bài toán có sự ảnh thể tích; t là thời gian. hưởng của môi trường nước. Từ kết quả xây Do và nên dựng đường cong SWCC ở mục 2.1, sử dụng phương trình (3) có thể được viết dưới dạng: phương trình hàm thấm của Leong và Rahardjo (1997) để xác định hệ số thấm tại các giá trị lực hút dính khác nhau. Ở đây giá trị độ ẩm thể tích Ở đây: mw là độ dốc của SWCC; u w là áp lực w được xác định theo hai trường hợp là theo nước lỗ rỗng; w là trọng lượng riêng của nước; phương trình MK và theo đề xuất hiệu chỉnh của y là thế năng. tác giả như ở mục 2.1. Kết quả xác định hàm Trong phân tích tính toán dòng thấm không thấm của đất KBH tương ứng với các lực hút ổn định đập Chúc Bài Sơn, điều kiện ban đầu dính khác nhau được trình bày trong hình 5. Kết được thiết lập tương ứng với trường hợp quả tính toán cho thấy, hình dạng của hàm thấm MNDBT. Để xét tới ảnh hưởng của mưa, điều tương đồng với hình dáng của SWCC. kiện biên về cường độ mưa thay đổi theo thời gian được tác dụng lên toàn bộ bề mặt của mái dốc. Ở nghiên cứu này, mực nước thượng lưu được giả định là không thay đổi theo thời gian trong quá trình mưa. Sau đó, mô đun SLOPE/W được sử dụng ghép đôi với mô đun SEEP/W để phân tích ổn định mái dốc. Mô đun SLOPE/W cho phép phân tích ổn định mái dốc theo nhiều phương pháp khác nhau. Ở nghiên cứu này tác giả lựa chọn phương pháp tính toán Hình 5: Hàm thấm của đất đắp đập theo Bishop (1955). Ngoài ra, tác giả cũng lựa Chúc Bài Sơn chọn phương trình cường độ kháng cắt của đất KBH theo Vanapalli và nnk (1996) vì nó cho 3. ẢNH HƢỞNG CỦA MƢA ĐẾN ỔN phép thể hiện sự phi tuyến của cường độ kháng ĐỊNH ĐẬP CHÚC BÀI SƠN cắt theo lực hút dính. 3.1. Phƣơng pháp tính toán 3.2. Trƣờng hợp tính toán Trong tính toán, tác giả sử dụng bộ phần mềm Theo tài liệu khảo sát của Viện kỹ thuật công ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 15
trình (2017), tác giả lựa chọn tính toán ổn 3,0 giờ, còn trận mưa kéo dài LD được lựa định đập Chúc Bài Sơn cho mặt cắt nguy hiểm chọn có thời gian mưa liên tục trong 162,0 giờ nhất là mặt cắt giữa đập D3 (hình 6). Mực với cường độ phân bố đều từ tổng lượng mưa nước trong hồ tương ứng với trường hợp (1150,1 mm) trong thời gian mưa. MNDBT +75,27 m. Số liệu mưa được phân 3.3. Các chỉ tiêu cơ lý của đất dùng trong tích, lựa chọn từ dữ liệu thống kê các trận mưa tính toán của trạm Quảng Hà trong khoảng thời gian 15 Căn cứ vào tài liệu khảo sát của Viện kỹ năm từ 2001 đến 2015. Theo dữ liệu này, các thuật công trình (2017), cấu tạo địa chất đập trận mưa có cường độ lớn thường xảy ra trong Chúc Bài Sơn bao gồm lớp đất đắp (lớp 1a) khoảng thời gian từ 1,0 giờ đến 3,0 giờ. Trong thuộc loại đất á sét màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn khi các trận mưa nhỏ có thể liên tiếp kéo dài dăm sạn, trạng thái dẻo cứng. Tiếp đến là lớp á từ 3,0 đến 4,0 ngày, cá biệt kéo dài đến 7 sét (lớp 1b) màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn dăm sạn, ngày. Cường độ mưa giờ lớn nhất được ghi trạng thái dẻo mềm. Bên dưới là lớp cuội lẫn cát nhận trong khu vực là 91,0 mm/giờ (từ 6h00 (lớp 2) màu xám nâu, xám vàng, trạng thái chặt đến 9h00 ngày 29/06/2003). Trận mưa dài vừa. Dưới cùng là đới đá phong hóa IA2 (lớp 3) nhất trong khu vực kéo dài 162,0 giờ (từ 2h00 thuộc loại đá phiến sét phong hóa mạnh đến ngày 26/07/2015 đến 20h00 ngày trung bình. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất dùng 01/08/2015) với tổng lượng mưa là 1150,1 trong tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài mm. Vì vậy, trong nghiên cứu này tác giả lựa Sơn được nêu trong bảng 1. Ngoài ra, để xét đến chọn hai kiểu mưa điển hình là mưa cường độ yếu tố không bão hòa của đất đắp, các thông số lớn (HI) và mưa kéo dài (LD). Trận mưa về đường cong SWCC và hàm thấm được lấy từ cường độ lớn HI được lựa chọn có cường độ các kết quả nghiên cứu thực nghiệm của tác giả 91,0 mm/giờ với thời gian mưa liên tục trong ở mục 2.1 và 2.2. Hình 6: Mặt cắt tính toán đập Chúc Bài Sơn Bảng 1: Các chỉ tiêu cơ lý dùng trong tính toán đập Chúc Bài Sơn STT Chỉ tiêu cơ lý Ký hiệu Đơn vị Lớp 1a Lớp 1b Lớp 2 1 Trọng lượng thể tích  kN/m3 19,2 18,6 19,5 tự nhiên 2 Góc ma sát trong ‟ độ 26,7 17,0 30 3 Lực dính đơn vị C‟ kN/m2 14,5 14,9 0,1 4 Hệ số thấm bão hòa K cm/s 6,2.10-5 7,6.10-5 1,0.10-4 16 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020
3.4. Khi không xét ảnh hƣởng của mƣa mưa thì cột nước áp lực đạt giá trị 0,5 m. Như Kết quả tính toán cho thấy, khi không xét đến vậy, mực nước ngầm trong thân đập đã dâng lên ảnh hưởng của mưa và không xét đến yếu tố và vượt qua điểm A (hình 12). Điều này chứng không bão hòa của đất đắp thì đường bão hòa tỏ kiểu mưa LD đã làm mái đập hầu như bão trong thân đập có xu thế như ở hình 7. Lúc này hòa hoàn toàn. hệ số ổn định mái đập Chúc Bài Sơn là Kmin = 1,505 (hình 8). Tức là điều kiện về ổn định được [m] 81 MNDBT = 75.27 m -5 thỏa mãn do Kmin = 1,505 > [K] = 1,30 (tham 75 69 -1 chiếu TCVN 8216:2018). 63 11 7 3 57 19 23 Tuy nhiên, khi xét đến các yêu tố không bão 51 27 45 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 hòa thì hệ số ổn định mái đập ở trường hợp này [m] là Kmin = 1,633 (hình 9). Nguyên nhân của sự Hình 7: Phân bố áp lực nước trong thân gia tăng này là do áp lực nước lỗ rỗng âm hay và nền đập Chúc Bài Sơn lực hút dính của đất ở vùng không bão hòa đã làm tăng cường độ kháng cắt ở đới không bão hòa theo quy luật được biểu diễn ở phương trình 2. Như vậy, khi xét đến yếu tố không bão hòa đã làm hệ số ổn định tăng thêm 8,5% so với trường hợp không xét đến yếu tố không bão hòa. Hình 8: Hệ số ổn định mái đập khi không 3.5. Ảnh hƣởng của kiểu mƣa HI xét đến yếu tố không bão hòa Hình 10 biểu diễn sự biến đổi của cột nước áp lực tại điểm A nằm trên mặt cắt X-X và cách [m] 1.633 81 MNDBT = 75.27 m bề mặt mái dốc 1,0 m (hình 6). Kết quả phân 75 69 tích cho thấy khi bắt đầu mưa thì áp lực nước lỗ 63 57 rỗng tăng rất nhanh cho đến thời điểm kết thúc 51 45 mưa. Sau đó, áp lực nước lỗ rỗng tiếp tục tăng 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 [m] nhưng với tốc độ giảm dần. Như vậy, dưới tác động của kiểu mưa HI đã Hình 9: Hệ số ổn định mái đập khi có xét làm cho mực nước ngầm trong thân đập dâng đến yếu tố không bão hòa lên và thu hẹp đới không bão hòa. Sự gia tăng của áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình mưa ở vùng không bão hòa đã dẫn đến sự suy giảm của hệ số ổn định mái dốc. Hệ số ổn định mái dốc giảm từ Kmin = 1,633 về Kmin = 1,545 (giảm 5,7%) khi kết thúc mưa (hình 11). Tuy nhiên giá trị này vẫn vượt ngưỡng an toàn theo yêu cầu của TCVN 8216:2018. Sau khi ngừng mưa, hệ số ổn định mái dốc tăng ngược trở lại và đạt trị số Kmin = 1,59 sau khi ngừng mưa 8,0 giờ. 3.6. Ảnh hƣởng của kiểu mƣa LD Khi bắt đầu mưa thì áp lực nước lỗ rỗng tại A tăng nhanh trong khoảng thời gian 15,0 giờ đầu Hình 10: Sự biến đổi của cột nước áp lực tại tiên, sau đó tăng rất chậm cho đến khi kết thúc điểm A với kiểu mưa HI ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 17
tăng nhanh trở lại trong khoảng 20 giờ đầu tiên, sau đó tốc độ tăng chậm dần. Sau khi dừng mưa 7,0 ngày, thì hệ số ổn định mái đập đạt tới giá trị Kmin = 1,51 tức là tăng thêm 15,8 % so với lúc dừng mưa. Hình 11: Sự biến đổi của hệ số ổn định mái đập với kiểu mưa HI Khi ngừng mưa, áp lực nước lỗ rỗng tại A giảm nhanh trong khoảng 20,0 giờ đầu tiên. Tiếp đó, tốc độ suy giảm của áp lực nước lỗ rỗng chậm dần và cột nước áp lực đạt trị số -1,3m sau thời Hình 13: Sự biến đổi của hệ số ổn định gian ngừng mưa 7,0 ngày (hình 12). mái đập với kiểu mưa LD 4. KẾT LUẬN Từ những nghiên cứu thực nghiệm và phân tích mô hình số, bài báo đã đánh giá ảnh hưởng của mưa đến ổn định của đập đất trên cơ sở khoa học đất KBH. Một số kết luận chính có thể rút ra từ nghiên cứu này đó là: 1. Các khối đất trong thân đập đất là một hệ đất bão hòa/không bão hòa. Vì vậy, để đánh giá một cách đầy đủ và chính xác điều kiện ổn định của đập đất thì việc áp dụng các lý thuyết của cơ học đất KBH là thực sự cần thiết. Hình 12: Sự biến đổi của cột nước áp lực tại 2. Đối với đất KBH, SWCC là một thông số điểm A với kiểu mưa LD quan trọng, nó liên hệ mật thiết đến tính thấm, tính kháng cắt và biến thiên thể tích. Dựa vào Sự biến đổi của áp lực nước lỗ rỗng trong kết quả thực nghiệm, kiến nghị sử dụng mô hình quá trình mưa đã dẫn đến sự thay đổi của hệ số MK với sự điều chỉnh hai tham số là hệ số hút ổn định mái đập. Ban đầu, hệ số ổn định mái dính ac=0,0005 và hệ số phân bố kích thước lỗ đập giảm rất nhanh từ giá trị Kmin = 1,633 trong rỗng m=0,00002 khi thiết lập SWCC cho vật khoảng 70,0 giờ kể từ lúc bắt đầu mưa. Sau đó, liệu đất đắp đập Chúc Bài Sơn. hệ số ổn định mái đập hầu như không đổi cho 3. Kết quả phân tích đã cho thấy, trong đến khi kết thúc mưa với giá trị ở ngưỡng an trường hợp không có mưa thì hệ số ổn định mái toàn Kmin = 1,304 khi so với yêu cầu của TCVN đập Chúc Bài Sơn tăng tới 8,5% khi xét đến yếu 8216:2018, tức là giảm đến 20,1 % kể từ lúc bắt tố KBH so với tính toán đất bão hòa truyền đầu mưa. Khi dừng mưa, hệ số ổn định mái đập 18 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020
thống. Hai kiểu mưa LD và HI có xu thế gây Proceedings of the Sixth International ảnh hưởng đến mái dốc tương tự nhau. Tuy Conference on Expansive Soils, Vol. 1, pp. 49– nhiên, kiểu mưa LD cho thấy xu thế áp lực nước 54, New Delhi, 1987. lỗ rỗng tăng nhanh và giảm nhanh khi bắt đầu 6. D. G. Fredlund and H. Rahardjo, Soil mưa và sau khi dừng mưa. Sau đó tốc độ tăng Mechanics for Unsaturated Soils. New York: và giảm chậm dần khi thời gian tăng dần. Đặc Wiley, 1993. biệt, kiểu mưa LD làm hệ số ổn định mái dốc 7. S. K. Vanapalli et al, "Model for the giảm tới 20,1% so với không có mưa. Vì vậy, prediction of shear strength with respect to soil trường hợp mưa dài có nguy cơ gây mất ổn định suction," Canadian Geotechnical Journal, vol. mái đập là rất lớn, đặc biệt khi không có đủ thời 33, pp. 379–392, 1996. gian để hệ số ổn định mái đập hồi phục trở lại 8. E. C. Leong and H. Rahardjo, sau mỗi trận mưa. "Permeability functions for unsaturated soils," 4. Mưa tác động rất lớn đến sự ổn định của Journal of Geotechnical and Geoenvironmental đập đất, đặc biệt trong điều kiện biến đổi khí Engineering, ASCE, vol. 123, No.12, pp. 1118– hậu như hiện nay. Vì vậy, kiến nghị bổ sung 1126, 1997. tính toán trường hợp ảnh hưởng của mưa kéo 9. M. Aubertin et al, "A model to dài trong công tác thiết kế mới hoặc nâng cấp predict the water retention curve from basic sửa chữa đập đất. teotechnical properties," Canadian Geotechnical Journal, vol. 40, pp. 104– TÀI LIỆU THAM KHẢO 1122, 2003. 10.T. M. Thu et al, "Shear strength and pore- 1. Viện kỹ thuật công trình, "Hồ sơ thiết kế water pressure characteristics during constant dự án hồ chứa nước Chúc Bài Sơn," 2017. water content triaxial tests," Journal of 2. Tổng cục Tiêu chuẩn Đo lường Chất Geotechnical and Geoenvironmental lượng, "TCVN 8216:2018 Công trình thủy lợi - Engineering, ASCE, vol. 132, No. 3, pp. 411– Thiết kế đập đất đầm nén," 2018. 419, 2006. 3. A. W Bishop, "The use of the slip circle 11.D. G. Fredlund et al, Unsaturated Soil in the stability analysis of slopes," Geotechnique Mechanics in Engineering Practice. New 5, No.1, pp. 7-17, 1955. Jersey: John Wiley & Sons, Inc., 2012. 4. D. G. Fredlund et al, "The shear strength 12. GEO-SLOPE International Ltd, Stability of unsaturated soils," Canadian Geotechnical modelling with GeoStudio, 2018. Journal, vol. 15, No. 3, pp. 313–321, 1978. 5. D. G. Fredlund et al, "Nonlinearity of strength envelope for unsaturated soils," in ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 19
Người phản biện: PGS,TS. VŨ CAO MINH 20 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020