Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc đất không bão hòa

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƢỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

PHẠM HUY DŨNG

NGHIÊN CỨU ẢNH HƢỞNG CỦA MƢA ĐẾN ỔN ĐỊNH MÁI DỐC ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

HÀ NỘI, NĂM 2020

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT

TRƢỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI

PHẠM HUY DŨNG

NGHIÊN CỨU ẢNH HƢỞNG CỦA MƢA ĐẾN ỔN ĐỊNH MÁI DỐC ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA

Ngành: Địa kỹ thuật xây dựng

Mã số: 9580211

NGƢỜI HƢỚNG DẪN KHOA HỌC 1. PGS.TS. HOÀNG VIỆT HÙNG

2. GS. NGUYỄN CÔNG MẪN

HÀ NỘI, NĂM 2020

LỜI CAM ĐOAN

Tác giả xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của bản thân tác giả. Các kết quả

nghiên cứu và các kết luận trong luận văn là trung thực, không sao chép từ bất kỳ một

nguồn nào và dƣới bất kỳ hình thức nào.Việc tham khảo các nguồn tài liệu (nếu có) đã

đƣợc thực hiện trích dẫn và ghi nguồn tài liệu tham khảo đúng quy định.

Tác giả luận án

Phạm Huy Dũng

LỜI CÁM ƠN

Tác giả luận án xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc và trân trọng nhất đến PGS.TS Hoàng

Việt Hùng và GS.Nguyễn Công Mẫn là hai Thầy hƣớng dẫn trực tiếp đã tận tình chỉ

bảo, giúp đỡ và động viên tác giả trong suốt quá trình thực hiện luận án. Xin cảm ơn

hai Thầy đã dành nhiều công sức, trí tuệ giúp tác giả hoàn thành luận án.

Tác giả xin bày tỏ lòng biết ơn tới GS.TS Trịnh Minh Thụ, xin cảm ơn những ý kiến

đóng góp quý báu của Giáo sƣ cho ý tƣởng luận án của tác giả.

Tác giả xin trân trọng cảm ơn Ban Giám hiệu, khoa Công trình, phòng Đào tạo-

Trƣờng Đại học Thủy lợi đã tạo điều kiện thuận lợi, hỗ trợ tác giả trong suốt thời gian

thực hiện luận án. Đặc biệt, tác giả bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến các nhà khoa học,

các Thầy/Cô giáo bộ môn Địa kỹ thuật, Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật – Trƣờng Đại

học Thủy lợi đã tạo điều kiện và đóng góp những ý kiến quý báu cho tác giả trong quá

trình thực hiện luận án.

Tác giả xin trân trọng cảm ơn đề tài “Nghiên cứu đánh giá các tai biến địa chất và môi

trƣờng nghiêm trọng trong khai thác, chế biến một số khoáng sản chính ở Việt Nam;

đề xuất các giải pháp giảm thiểu thiệt hại và phòng chống tai biến, mã số

KC.08.23/16-20” do PGS.TS.NCVCC. Nguyễn Văn Hoàng làm chủ nhiệm đã hỗ trợ

kịp thời một số tài liệu bổ ích và phƣơng pháp luận nghiên cứu khoa học.

Cuối cùng, tác giả xin chân thành cảm ơn gia đình, bạn bè và đồng nghiệp đã động

viên, khuyến khích để tác giả hoàn thành luận án.

MỤC LỤC

DANH MỤC HÌNH VẼ .............................................................................................. viii

DANH MỤC BẢNG BIỂU .......................................................................................... xii

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT VÀ THUẬT NGỮ ............................................. xiii

DANH MỤC KÝ HIỆU ...............................................................................................xiv

MỞ ĐẦU ......................................................................................................................... 1

1. Tính cấp thiết của đề tài ..................................................................................... 1

2. Mục tiêu nghiên cứu .......................................................................................... 2

3. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu ..................................................................... 2

4. Nội dung nghiên cứu .......................................................................................... 2

5. Phƣơng pháp nghiên cứu ................................................................................... 3

6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn ........................................................................... 3

7. Cấu trúc của luận án ........................................................................................... 4

TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU VỀ ỔN ĐỊNH MÁI DỐC ĐẤT

CHƢƠNG 1 KHÔNG BÃO HÒA ........................................................................................................ 5

1.1 Tổng quan về phân tích ổn định mái dốc ........................................................... 5

1.1.1 Các phƣơng pháp phân tích ổn định mái dốc .............................................. 5

1.1.2 Phân tích ổn định mái dốc trên cơ sở khoa học đất không bão hòa ............ 7

1.2 Tầm quan trọng của cơ học đất không bão hòa ................................................. 8

1.2.1 Môi trƣờng đất không bão hòa .................................................................... 8

1.2.2 Các trƣờng hợp điển hình liên quan đến cơ học đất không bão hòa ........... 9

1.3 Tổng quan nghiên về cứu cƣờng độ kháng cắt đất không bão hòa .................. 12

1.3.1 Khái niệm đƣờng cong đặc trƣng đất-nƣớc .............................................. 12

1.3.2 Cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa ............................................. 13

1.3.3 Tình hình nghiên cứu về SWCC và cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa trên thế giới ..................................................................................................... 14

1.3.4 Tình hình nghiên cứu về SWCC và cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa ở Việt Nam ...................................................................................................... 17

1.4 Tổng quan nghiên cứu ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc đất không bão hòa ....................................................................................................................... 19

1.4.1 Ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc ................................................ 19

iii

1.4.2 Tình hình nghiên cứu ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc đất không bão hòa trên thế giới .............................................................................................. 23

1.4.3 Tình hình nghiên cứu ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc đất không bão hòa ở Việt Nam ............................................................................................... 25

1.5 Kết luận chƣơng 1 ............................................................................................ 27

CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH MÁI DỐC ĐẤT

CHƢƠNG 2 KHÔNG BÃO HÒA ...................................................................................................... 29

2.1 Các biến trạng thái ứng suất của đất không bão hòa ....................................... 29

2.2 Lực hút dính của đất không bão hòa và cách xác định .................................... 31

2.2.1 Khái niệm lực hút dính .............................................................................. 31

2.2.2 Đo trực tiếp lực hút dính bằng căng kế ..................................................... 32

2.2.3 Đo gián tiếp lực hút dính ........................................................................... 33

2.3 Xác định đƣờng cong đặc trƣng đất-nƣớc ....................................................... 33

2.3.1 Đặc điểm SWCC ....................................................................................... 33

2.3.2 Thí nghiệm xác định SWCC ..................................................................... 34

2.3.3 Phƣơng trình SWCC ................................................................................. 37

2.3.4 Ƣớc lƣợng SWCC ..................................................................................... 39

2.4 Dòng thấm trong đất không bão hòa ................................................................ 41

2.4.1 Định luật thấm của Darcy cho đất không bão hòa .................................... 41

2.4.2 Các tƣơng quan phụ thuộc của hệ số thấm................................................ 42

2.4.3 Xác định hệ số thấm của đất không bão hòa ............................................. 42

2.5 Xác định cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa ..................................... 44

2.5.1 Phƣơng trình cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa ........................ 44

2.5.2 Thí nghiệm xác định cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa ............ 47

2.5.3 Một số kết quả xác định cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa ...... 48

2.6 Phƣơng pháp cân bằng giới hạn tổng quát trong phân tích ổn định mái dốc đẩt không bão hòa ............................................................................................................ 50

2.7 Kết luận chƣơng 2 ............................................................................................ 51

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƢNG

CHƢƠNG 3 CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA ................................................................................... 53

3.1 Đặt vấn đề ........................................................................................................ 53

3.2 Xác định lực hút dính của đất .......................................................................... 53

3.2.1 Thiết bị thí nghiệm đo lực hút dính kiểu 2725ARL-Jetfill ....................... 53

3.2.2 Nguyên lý hoạt động của căng kế ............................................................. 54

3.2.3 Quy trình thí nghiệm xác định lực hút dính bằng căng kế 2725ARL ....... 54

3.2.4 Lựa chọn vị trí thí nghiệm xác định lực hút dính ...................................... 56

3.2.5 Kết quả thí nghiệm xác định lực hút dính ................................................. 57

3.3 Xác định SWCC bằng bình áp lực và đĩa tiếp nhận khí cao ............................ 63

3.3.1 Vị trí lấy mẫu thí nghiệm xác định SWCC ............................................... 63

3.3.2 Thiết bị thí nghiệm xác định SWCC ......................................................... 64

3.3.3 Nguyên lý hoạt động của bình áp lực ........................................................ 64

3.3.4 Trình tự thí nghiệm xác định SWCC ........................................................ 65

3.3.5 Các đặc trƣng của đất dùng trong thí nghiệm ........................................... 67

3.3.6 Kết quả thí nghiệm xác định SWCC ......................................................... 68

3.3.7 Ƣớc lƣợng SWCC theo mô hình MK ....................................................... 69

3.3.8 Xác định hàm thấm từ SWCC ................................................................... 71

3.4 Xác định cƣờng độ kháng cắt của đất bằng máy ba trục ................................. 73

3.4.1 Máy thí nghiệm ba trục ............................................................................. 73

3.4.2 Trình tự thí nghiệm xác định cƣờng độ kháng cắt bằng máy ba trục ....... 73

3.4.3 Kết quả thí nghiệm xác định cƣờng độ kháng cắt bằng máy ba trục ........ 75

3.5 Xác định cƣờng độ kháng cắt của đất bằng máy cắt trực tiếp ......................... 77

3.5.1 Máy thí nghiệm cắt trực tiếp ..................................................................... 77

3.5.2 Trình tự thí nghiệm xác định cƣờng độ kháng cắt bằng máy cắt trực tiếp77

3.5.3 Kết quả thí nghiệm xác định cƣờng độ kháng cắt bằng máy cắt trực tiếp 78

3.6 Kết luận chƣơng 3 ............................................................................................ 86

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ẢNH HƢỞNG CỦA MƢA LÊN

CHƢƠNG 4 MÁI DỐC ĐẤT ĐẮP .................................................................................................... 88

4.1 Đặt vấn đề ........................................................................................................ 88

4.2 Nghiên cứu chế tạo máng thí nghiệm .............................................................. 89

4.3 Nghiên cứu chế tạo dàn tạo mƣa ...................................................................... 90

4.4 Đo lƣờng và thu thập dữ liệu lực hút dính ....................................................... 90

4.4.1 Thiết bị thí nghiệm đo lực hút dính kiểu 2100F-Remote Tensometer ...... 90

4.4.2 Thiết bị thu thập dữ liệu lực hút dính ........................................................ 91

4.4.3 Quy trình thí nghiệm xác định lực hút dính bằng căng kế 2100F ............. 92

4.5 Chỉ tiêu cơ lý của đất dùng trong thí nghiệm ................................................... 92

4.6 Trình tự thí nghiệm .......................................................................................... 94

4.6.1 Chuẩn bị thí nghiệm .................................................................................. 94

4.6.2 Lựa chọn các thông số về mƣa dùng trong thí nghiệm ............................. 96

4.6.3 Tiến hành thí nghiệm ................................................................................ 96

4.7 Phân tích, đánh giá kết quả thí nghiệm ............................................................ 97

4.7.1 Ảnh hƣởng của độ chặt đất đắp đến cƣờng độ tràn................................... 98

4.7.2 Ảnh hƣởng của độ dốc mái đến cƣờng độ tràn ......................................... 99

4.7.3 Sự thay đổi của lực hút dính trong quá trình mƣa và sau khi mƣa ......... 100

4.8 Kết luận chƣơng 4 .......................................................................................... 102

CHƢƠNG 5 ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN CHO MỘT SỐ MÁI DỐC CÔNG TRÌNH THỦY LỢI ................................................................ 104

5.1 Đặt vấn đề ...................................................................................................... 104

5.2 Phƣơng pháp tính toán ................................................................................... 104

5.3 Mái dốc đất đắp đê hữu Cầu .......................................................................... 105

5.3.1 Giới thiệu về đê hữu Cầu ........................................................................ 105

5.3.2 Trƣờng hợp tính toán ổn định mái dốc đê hữu Cầu ................................ 106

5.3.3 Chỉ tiêu cơ lý của đất trong tính toán ổn định mái dốc đê hữu Cầu........ 107

5.3.4 Kết quả tính toán ổn định mái dốc đê hữu Cầu ....................................... 108

5.4 Mái dốc đất đắp đập Khau Piều ..................................................................... 112

5.4.1 Giới thiệu về hồ chứa nƣớc Khau Piều ................................................... 112

5.4.2 Trƣờng hợp tính toán ổn định mái dốc đập Khau Piều ........................... 113

5.4.3 Chỉ tiêu cơ lý của đất trong tính toán ổn định mái dốc đập Khau Piều .. 113

5.4.4 Kết quả tính toán ổn định mái dốc đập Khau Piều .................................. 114

5.5 Mái dốc đất đắp đập Chúc Bài Sơn ............................................................... 118

5.5.1 Giới thiệu về hồ chứa nƣớc Chúc Bài Sơn .............................................. 118

5.5.2 Trƣờng hợp tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn ..................... 119

5.5.3 Chỉ tiêu cơ lý của đất tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn ...... 120

5.5.4 Kết quả tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn ............................ 121

5.6 Kết luận chƣơng 5 .......................................................................................... 125

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ..................................................................................... 127

1. Các kết quả đạt đƣợc của luận án .................................................................. 127

2. Những đóng góp mới của luận án .................................................................. 128

3. Những tồn tại và hƣớng phát triển ................................................................. 128

3.1 Những tồn tại .............................................................................................. 128

3.2 Hƣớng phát triển ......................................................................................... 129

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ ............................................................ 130

TÀI LIỆU THAM KHẢO ........................................................................................... 131

vii

DANH MỤC HÌNH VẼ

Hình 1.1 Phân bố áp lực nƣớc lỗ rỗng trong đới không bão hòa [1] ............................... 9 Hình 1.2 Phân bố áp lực nƣớc lỗ rỗng (hình a) và áp lực khí lỗ rỗng (hình b) ngay sau khi thi công một lớp đắp thân đập [1] ........................................................................... 10 Hình 1.3 Phân bố áp lực nƣớc lỗ rỗng (hình a) và áp lực khí lỗ rỗng (hình b) trong quá trình vận hành của đập [1] ............................................................................................. 10 Hình 1.4 Mái dốc tự nhiên (a) và mái dốc hố móng (b) chịu tác động của mƣa [1] ..... 11 Hình 1.5 Đƣờng cong đặc trƣng đất- nƣớc điển hình [1] .............................................. 12 Hình 1.6 Đƣờng bao phá hoại Mohr-Coulomb của đất bão hòa ................................... 13 Hình 1.7 SWCC của một số loại đất điển hình [28] ...................................................... 15 Hình 1.8 Kết quả thí nghiệm cho đất sét Dhanauri thực hiện bởi Satija với đất có khối lƣợng riêng khô nhỏ [9] ................................................................................................. 15 Hình 1.9 Quan hệ phụ thuộc của b với (ua-uw) và (3-ua) [29] .................................... 17 Hình 1.10 Quan hệ giữa lực hút dính và độ ẩm thể tích của các loại đất có cùng trọng lƣợng riêng 15 kN/m3 [30] ............................................................................................ 18 Hình 1.11 SWCC của vật liệu đất đắp đập Khe Cát [31] .............................................. 19 Hình 1.12 Hình ảnh một trận trƣợt lở đất do mƣa, (a) ở Mỹ [32] ; (b) ở Ý [33] .......... 19 Hình 1.13 Hình ảnh hiện trạng sau khi trƣợt lở đất tại Yabakei, tỉnh Oita, Nhật Bản .. 20 Hình 1.14 Hình ảnh trƣợt lở đất, (a) ở lòng hồ Đăk Lông Thƣợng [36]; (b) ở hạ lƣu Thủy điện Trung Sơn [37] ............................................................................................. 21 Hình 1.15 Hình ảnh hiện trạng sau khi xảy ra trƣợt lở đất, (a) đê tả sông Chu K24+710-:-K24+820; (b) cầu Mống Sến ...................................................................... 22 Hình 1.16 Hình ảnh trƣợt lở đất ở ga Lâm Giang, tỉnh Yên Bái [40] ........................... 22 Hình 1.17 Quan hệ giữa cƣờng độ mƣa xâm nhập với hệ số thấm [41] ....................... 23 Hình 1.18 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian đối với các mái dốc có chiều cao khác nhau [42] ............................................................................................... 24 Hình 1.19 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian đối với các kiểu mƣa khác nhau [43] ............................................................................................................... 25 Hình 1.20 Thay đổi của mực nƣớc sông, lƣợng mƣa và hệ số ổn định [45] ................. 26 Hình 1.21 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian [46] .......................... 27 Hình 2.1 Sự thay đổi của lực tác dụng: (a) đất bão hòa và (b) đất không bão hòa [60] 31 Hình 2.2 Căng kế chế tạo bởi công ty Soilmoisture Equipment Corp [61] .................. 32 Hình 2.3 Hiện tƣợng trễ của SWCC [1] ........................................................................ 34 Hình 2.4 Nguyên lý làm việc của đĩa tiếp nhận khí cao [1] .......................................... 35 Hình 2.5 SWCC theo phƣơng trình của Fredlund và Xing (1994) ............................... 38 Hình 2.6 Kết quả thực nghiệm của định luật thấm Darcy cho đất không bão hòa [68] 41 Hình 2.7 Đƣờng bao phá hoại mở rộng Mohr-Coulomb của đất không bão hòa [1] .... 45 Hình 2.8 Kết quả thí nghiệm cho đất sét Dhanauri [9], (a) đất có khối lƣợng riêng khô nhỏ; (b) đất có khối lƣợng riêng khô lớn ...................................................................... 49

viii

Hình 2.9 Kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp cho đất sét Madrid đƣợc thực hiện bởi Escario và Sasez (1986), (a) Quan hệ  và (a-ua); (b) Quan hệ  và (ua-uw) .............. 49 Hình 2.10 Sơ đồ lực tác dụng trong phƣơng pháp cân bằng giới hạn tổng quát [89] ... 50 Hình 3.1 Cấu tạo căng kế kiểu 2725ARL-Jet fill [61] .................................................. 54 Hình 3.2 Hình ảnh minh họa quá trình lắp đặt căng kế ở hiện trƣờng [61] .................. 55 Hình 3.3 Vị trí xác định lực hút dính ở trong các mái dốc ............................................ 56 Hình 3.4 Hình ảnh minh họa đo lực hút dính ở hiện trƣờng ......................................... 57 Hình 3.5 Lực hút dính trong mái dốc đập Khau Piều đợt 2 năm 2017 ......................... 60 Hình 3.6 Lực hút dính trong mái dốc đập Bầu Lầy đợt 2 năm 2017............................. 60 Hình 3.7 Lực hút dính trong mái dốc đập Chúc Bài Sơn đợt 2 năm 2017 .................... 61 Hình 3.8 Quan hệ tƣơng quan giữa lực hút dính và độ bão hòa trong mái dốc công trình thủy lợi .................................................................................................................. 62 Hình 3.9 Đƣờng cong đặc trƣng đất nƣớc của đất trong mái dốc công trình thủy lợi .. 63 Hình 3.10 Bình chiết áp lực cao để xác định SWCC [31] ............................................. 64 Hình 3.11 Hình ảnh lấy mẫu thí nghiệm ở hiện trƣờng, (a) Khoan khảo sát tại đập Chúc Bài Sơn; (b) Ảnh nõn khoan của đập Chúc Bài Sơn; (c) Khoan khảo sát tại đập Khau Piều; (d) Ảnh nõn khoan của đập Khe Chão ....................................................... 65 Hình 3.12 Hình ảnh bão hòa mẫu thí nghiệm ................................................................ 66 Hình 3.13 Hình ảnh mẫu đất trong bình áp lực khí cao ................................................ 66 Hình 3.14 Kết quả thí nghiệm xác định SWCC của đất đắp đê hữu Cầu ...................... 68 Hình 3.15 Kết quả thí nghiệm xác định SWCC của đất đắp đập Khau Piều ................ 69 Hình 3.16 Kết quả thí nghiệm xác định SWCC của đất đắp đập Chúc Bài Sơn ........... 69 Hình 3.17 Ƣớc lƣợng SWCC của đất đắp đê hữu Cầu .................................................. 70 Hình 3.18 Ƣớc lƣợng SWCC của đất đắp đập Khau Piều ............................................ 71 Hình 3.19 Ƣớc lƣợng SWCC của đất đắp đập Chúc Bài Sơn ....................................... 71 Hình 3.20 Hàm thấm của đất đắp đê hữu Cầu ............................................................... 72 Hình 3.21 Hàm thấm của đất đắp đập Khau Piều ......................................................... 72 Hình 3.22 Hàm thấm của đất đắp đập Chúc Bài Sơn .................................................... 72 Hình 3.23 Hình ảnh chuẩn bị mẫu thí nghiệm ba trục .................................................. 73 Hình 3.24 Sơ đồ nguyên lý của máy ba trục ................................................................. 74 Hình 3.25 Máy nén ba trục TRIAX50 tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật .................... 75 Hình 3.26 Quan hệ ứng suất biến dạng mẫu đất đắp đập Khau Piều ............................ 76 Hình 3.27 Đƣờng bao Coulomb mẫu đất đắp đập Khau Piều ....................................... 76 Hình 3.28 Sơ đồ nguyên lý của máy cắt trực tiếp ......................................................... 77 Hình 3.29 Máy cắt trực tiếp EDJ-2 tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật ........................ 78 Hình 3.30 Mặt bao phá hoại của đất đắp đê hữu Cầu.................................................... 79 Hình 3.31 Quan hệ cƣờng độ kháng cắt và ứng suất pháp thực tƣơng ứng với lực hút dính khác của đất đắp đê hữu Cầu ................................................................................. 79 Hình 3.32 Cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính tại giá trị ứng suất pháp thực bằng không của đất đắp đê hữu Cầu....................................................................................... 80

Hình 3.33 Quan hệ giữa góc ma sát biểu kiến và lực hút dính của đất đắp đê hữu Cầu ....................................................................................................................................... 80 Hình 3.34 Mặt bao phá hoại của đất đắp đập Khau Piều .............................................. 81 Hình 3.35 Quan hệ cƣờng độ kháng cắt và ứng suất pháp thực tƣơng ứng với lực hút dính khác nhau của đất đắp đập Khau Piều ................................................................... 81 Hình 3.36 Cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính tại giá trị ứng suất pháp thực bằng không của đất đắp đập Khau Piều ................................................................................. 82 Hình 3.37 Quan hệ giữa góc ma sát biểu kiến và lực hút dính của đất đắp đập Khau Piều ................................................................................................................................ 83 Hình 3.38 Mặt bao phá hoại của đất đắp đập Chúc Bài Sơn ......................................... 83 Hình 3.39 Quan hệ cƣờng độ kháng cắt và ứng suất pháp thực tƣơng ứng với lực hút dính khác của đất đắp đập Chúc Bài Sơn ...................................................................... 84 Hình 3.40 Cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính ứng với ứng suất pháp thực khác nhau của đất đắp đập Chúc Bài Sơn ....................................................................................... 84 Hình 3.41 Quan hệ giữa góc ma sát biểu kiến và lực hút dính của đất đắp đập Chúc Bài Sơn ................................................................................................................................. 85 Hình 4.1 Cấu tạo máng thí nghiệm, (a) Trục quay tự do; (b) Thiết bị đo lƣu lƣợng nƣớc tràn; (c) Máng thí nghiệm; (d) Sơ đồ hoàn chỉnh của máng thí nghiệm ....................... 89 Hình 4.2 Cấu tạo của dàn tạo mƣa ................................................................................ 90 Hình 4.3 Cấu tạo căng kế kiểu 2100F-Remote Tensometer .......................................... 91 Hình 4.4 Hình ảnh bộ kết nối và truyền dẫn dữ liệu lực hút dính ................................. 91 Hình 4.5 Hình ảnh giao diện phần mềm ICT ................................................................ 92 Hình 4.6 Đƣờng cong SWCC của vật liệu đất mỏ Đại Phong ở độ chặt K = 0,97 ....... 93 Hình 4.7 Hàm thấm của vật liệu đất mỏ Đại Phong ở độ chặt K = 0,97 ....................... 94 Hình 4.8 Chuẩn bị thí nghiệm, (a) Sơ đồ đắp đất); (b) Đầm đất trong máng thí nghiệm; (c) Lắp đặt căng kế trong đất ......................................................................................... 95 Hình 4.9 Mô hình thí nghiệm mƣa lên mái dốc, (a) Sơ đồ thực tế; (b) Sơ đồ mô phỏng ....................................................................................................................................... 96 Hình 4.10 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số mái m = 1 ..................................... 98 Hình 4.11 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số mái m = 2 ..................................... 98 Hình 4.12 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số mái m = 4 ..................................... 99 Hình 4.13 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số đầm chặt K = 0,70 ........................ 99 Hình 4.14 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số đầm chặt K = 0,95 ...................... 100 Hình 4.15 Sự thay đổi của lực hút dính trong mái dốc sau thời gian mƣa 1 ngày ...... 100 Hình 4.16 Sự thay đổi của lực hút dính trong mái dốc sau thời gian mƣa 3 ngày ...... 101 Hình 5.1 Mặt cắt tính toán ổn định đê hữu Cầu .......................................................... 107 Hình 5.2 Phân bố cột nƣớc áp lực trong thân và nền đê hữu Cầu ............................... 108 Hình 5.3 Hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu tính toán trên cơ sở khoa học đất bão hòa ..................................................................................................................................... 108 Hình 5.4 Hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH 109

Hình 5.5 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đê hữu Cầu với kiểu mƣa HI ........... 109 Hình 5.6 Hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu khi dừng mƣa với kiểu mƣa HI ............ 110 Hình 5.7 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu với kiểu mƣa HI .......... 110 Hình 5.8 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đê hữu Cầu với kiểu mƣa LD .......... 111 Hình 5.9 Hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu khi dừng mƣa với kiểu mƣa LD ........... 111 Hình 5.10 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu với kiểu mƣa LD ....... 111 Hình 5.11 Mặt cắt tính toán ổn định đập Khau Piều ................................................... 113 Hình 5.12 Phân bố cột nƣớc áp lực trong thân và nền đập Khau Piều ........................ 114 Hình 5.13 Hệ số ổn định đập Khau Piều tính toán trên cơ sở khoa học đất bão hòa .. 115 Hình 5.14 Hệ số ổn định đập Khau Piều tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH ...... 115 Hình 5.15 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đập Khau Piều với kiểu mƣa HI .... 115 Hình 5.16 Hệ số ổn định đập Khau Piều khi dừng mƣa với kiểu mƣa HI .................. 116 Hình 5.17 Sự thay đổi của hệ số ổn định đập Khau Piều với kiểu mƣa HI ................. 116 Hình 5.18 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đập Khau Piều với kiểu mƣa LD ... 117 Hình 5.19 Hệ số ổn định đập Khau Piều khi dừng mƣa với kiểu mƣa LD ................. 117 Hình 5.20 Sự thay đổi của hệ số ổn định đập Khau Piều với kiểu mƣa LD ............... 118 Hình 5.21 Mặt cắt tính toán ổn định đập Chúc Bài Sơn .............................................. 120 Hình 5.22 Phân bố cột nƣớc áp lực trong thân và nền đập Chúc Bài Sơn .................. 121 Hình 5.23 Hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn tính toán trên cơ sở khoa học đất bão hòa ..................................................................................................................................... 121 Hình 5.24 Hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH . 122 Hình 5.25 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đập Chúc Bài Sơn với kiểu mƣa HI ..................................................................................................................................... 122 Hình 5.26 Hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn khi dừng mƣa với kiểu mƣa HI ............. 123 Hình 5.27 Sự thay đổi của hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn với kiểu mƣa HI ........... 123 Hình 5.28 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đập Chúc Bài Sơn với kiểu mƣa LD ..................................................................................................................................... 123 Hình 5.29 Hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn khi dừng mƣa với kiểu mƣa LD ............ 124 Hình 5.30 Sự thay đổi của hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn với kiểu mƣa LD .......... 124

DANH MỤC BẢNG BIỂU

Bảng 1.1 Phƣơng trình cân bằng tĩnh học trong các PP phân mảnh [5].......................... 5 Bảng 1.2 Mối quan hệ các lực tƣơng tác giữa các mảnh [5] ........................................... 6 Bảng 1.3 Một số kết quả thí nghiệm xác định tham số kháng cắt của đất không bão hòa ....................................................................................................................................... 16 Bảng 2.1 Các phƣơng pháp thí nghiệm ba trục cho đất không bão hòa ........................ 48 Bảng 3.1 Kết quả đo lực hút dính (kPa) ở đỉnh mái dốc đợt 1 năm 2017 ..................... 57 Bảng 3.2 Kết quả đo lực hút dính (kPa) ở giữa và chân mái dốc đợt 1 năm 2017........ 58 Bảng 3.3 Kết quả đo lực hút dính (kPa) ở đỉnh mái dốc đợt 2 năm 2017 ..................... 58 Bảng 3.4 Kết quả đo lực hút dính (kPa) ở giữa và chân mái dốc đợt 2 năm 2017........ 59 Bảng 3.5 Kết quả xác định độ bão hòa S (%) ở đỉnh mái dốc đợt 2 năm 2017 ............ 61 Bảng 3.6 Kết quả xác định độ bão hòa S (%) ở đỉnh mái dốc đợt 1 năm 2017 ............ 62 Bảng 3.7 Bảng tổng hợp các đặc trƣng cơ bản của ba loại đất thí nghiệm ................... 67 Bảng 3.8 Kết quả tổng hợp thí nghiệm ba trục .............................................................. 76 Bảng 3.9 Kết quả tổng hợp thí nghiệm cắt trực tiếp ..................................................... 85 Bảng 4.1 Thành phần hạt của mỏ đất Đại Phong .......................................................... 93 Bảng 4.2 Chỉ tiêu tính chất vật lý, cơ học của mỏ đất Đại Phong ................................. 93 Bảng 4.3 Bảng tổng hợp kết quả thí nghiệm tác động của mƣa lên mái dốc ................ 97 Bảng 5.1 Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý các lớp đất đê hữu Cầu .................................. 107 Bảng 5.2 Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý các lớp đất đập Khau Piều ............................. 113 Bảng 5.3 Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý các lớp đất đập Chúc Bài Sơn ....................... 120

xii

DANH MỤC CÁC TỪ VIẾT TẮT VÀ THUẬT NGỮ

1. Các từ viết tắt

PP : Phƣơng pháp

KBH Không bão hòa

SWCC : Đƣờng cong đặc trƣng đất và nƣớc (Soil water characteristic curve)

AEV : Giá trị khí vào (Air entry value)

MK : Mô hình Modified Kovacs

CU : Thí nghiệm ba trục cố kết không thoát nƣớc

CD : Thí nghiệm ba trục cố kết thoát nƣớc

CW Thí nghiệm ba trục độ ẩm không đổi

HI : Mƣa thời gian ngắn và cƣờng độ lớn

LD : Mƣa kéo dài và cƣờng độ nhỏ

MNDBT : Mực nƣớc dâng bình thƣờng

TCVN : Tiêu chuẩn Quốc gia

2. Giải thích thuật ngữ

- Đƣờng cong đặc trƣng đất nƣớc

Đƣờng cong đặc trƣng đất nƣớc là biểu đồ biểu diễn quan hệ giữa lƣợng chứa nƣớc

trong đất và lực hút của đất. Lƣợng chứa nƣớc trong đất có thể biểu diễn bằng nhiều

cách nhƣ độ ẩm khối lƣợng w, độ ẩm thể tích , độ bão hòa... Lực hút của đất có thể là

lực hút dính, lực hút thẩm thấu hoặc là lực hút tổng.

- Lực hút dính

Lực hút dính (ua - uw) là hiệu số của áp lực khí lỗ rỗng ua, thƣờng là áp lực khí quyển ở

ngoài trời và áp lực nƣớc lỗ rỗng uw.

- Góc ma sát biểu kiến

Là góc biểu thị lƣợng tăng của cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa theo lực hút

dính.

xiii

DANH MỤC KÝ HIỆU

Ký hiệu Đơn vị Diễn giải

kN/m2 Lực dính đơn vị c’

Độ Góc ma sát trong

Độ ’ b

f ua – uw

 – ua

 – uw



’

Góc ma sát biểu kiến kN/m2 Cường độ kháng cắt kN/m2 Lực hút dính kN/m2 Ứng suất pháp thực kN/m2 Ứng suất hiệu quả kN/m2 Ứng suất pháp tổng kN/m2 Ứng suất pháp hiệu quả kN/m2 Áp lực nƣớc lỗ rỗng (Ứng suất trung hòa) kN/m2 Áp lực khí lỗ rỗng

kN/m Sức căng mặt ngoài

m Bán kính cong mặt ngoài uw ua Ts Rs

-  Độ ẩm thể tích chuẩn hóa,  = (-r)/(s-r)

Độ ẩm thể tích - 

Độ ẩm thể tích dƣ - r

Độ ẩm thể tích bão hòa -

s C(ψ) Hệ số hiệu chỉnh -

kN/m2 Lực hút kN/m2 Lực hút dính ứng với độ ẩm thể tích dƣ

Tọa độ điểm uốn của SWCC -

Giao điểm của đƣờng tiếp tuyến với trục lực hút dính -

Hệ số dính bám -

Chiều cao mao dẫn tƣơng đƣơng -

m/s Vận tốc dòng thấm

m/s Hệ số thấm

m/s Hệ số thấm bão hòa

Hệ số an toàn chống trượt theo cân bằng mô men - ψr (ψi, θi) ψp ac hc0 vw kw ks

Hệ số an toàn chống trượt theo cân bằng lực -

xiv

kN W Trọng lƣợng thỏi đất

kN N Tổng các lực thẳng đứng tác dụng lên đáy thỏi

kN Lực cắt tại đáy thỏi

kN Sm E Lực tƣơng tác pháp tuyến giữa các thỏi

kN X Lực tƣơng tác tiếp tuyến giữa các thỏi

m R Khoảng cách từ tâm quay đến đáy thỏi

m f Khoảng cách từ tâm quay đến lực thẳng đứng N

m x Khoảng cách nằm ngang từ tâm thỏi đến tâm quay

kN A Tổng áp lực nƣớc

m a Khoảng cách từ tổng áp lực nƣớc đến tâm quay

Độ α Góc giữa tiếp tuyến qua tâm đáy thỏi với phƣơng ngang

m β Chiều rộng đáy thỏi theo phƣơng góc α

mm Đƣờng kính cỡ hạt tƣơng ứng với 10% lọt sàng

- Hệ số đồng đều hạt

% D10 Cu w Độ ẩm của đất

% Độ ẩm tối ƣu wopt



d

kN/m3 Trọng lƣợng thể tích tự nhiên kN/m3 Trọng lƣợng thể tích khô kN/m3 Trọng lƣợng thể tích của nƣớc kN/m3 Trọng lƣợng thể tích khô lớn nhất kg/m3 Khối lƣợng thể tích khô

- w  d K Hệ số đầm chặt

- Hệ số ổn định mái dốc nhỏ nhất

- Kmin [K] Hệ số ổn định mái dốc cho phép

- m Hệ số mái dốc

- Tỷ trọng

- Gs e Hệ số rỗng

% n Độ lỗ rỗng

% S Độ bão hoà

- Độ bão hòa liên quan đến cơ chế dính bám Sa

- Độ bão hòa liên quan đến cơ chế mao dẫn

% Độ ẩm giới hạn chảy Sc WL

Độ ẩm giới hạn dẻo %

Wp PI Chỉ số dẻo %

Chỉ số chảy -

Hệ số ổn định mái dốc

Hệ số đầm chặt

LI Fs Kc RR mm/giờ Cƣờng độ tràn ổn định

RC Tỷ lệ chảy tràn %

RI Tỷ lệ thâm nhập %

lít/phút Lƣợng nƣớc chảy tràn

Độ dốc của SWCC -

QT mw h Cột nƣớc tổng m

m/s Hệ số thấm của đất theo phƣơng x

Hệ số thấm của đất theo phƣơng y

kx ky Q m/s m3/s Điều kiện biên của dòng chảy tác dụng lên bề mặt mái dốc

xvi

MỞ ĐẦU

1. Tính cấp thiết của đề tài

Trong những năm vừa qua, ở nƣớc ta đã xảy ra hàng loạt sự cố công trình liên quan

đến hiện tƣợng trƣợt lở mái dốc gây thiệt hại lớn về ngƣời và tài sản. Hiện tƣợng trƣợt

lở không chỉ xảy ra đối với các mái dốc tự nhiên, mà còn là sự cố thƣờng xuyên đối

với mái dốc đất đắp nhƣ đƣờng, đê, đập, hố móng... Một trong những tác nhân chính

dẫn đến mất ổn định mái dốc là do mƣa. Gần đây nhất vào tháng 10 năm 2020, một

loạt các sự cố trƣợt lở đất liên tiếp xảy ra ở miền Trung Việt Nam đã để lại những hậu

quả thảm khốc.

Áp lực nƣớc lỗ rỗng và cƣờng độ kháng cắt của đất là những yếu tố quan trọng khi

đánh giá ổn định mái dốc. Các quan niệm truyền thống của cơ học đất đều giả thiết đất

bão hòa hoàn toàn khi nằm dƣới mực nƣớc ngầm và khô hoàn toàn khi nằm trên mực

nƣớc ngầm. Tuy nhiên, kết quả nghiên cứu của nhiều nhà khoa học đã chứng minh sự

gia tăng của cƣờng độ kháng cắt trong đất không bão hòa là do tác dụng của áp lực

nƣớc lỗ rỗng âm [1], [2]; tức là làm tăng hệ số ổn định của mái dốc. Vì vậy, cần thiết

phải áp dụng các nguyên lý tính toán của cơ học đất không bão hòa trong phân tích ổn

định mái dốc, đặc biệt là những nơi có mực nƣớc ngầm ở dƣới sâu.

Đối với đất không bão hòa, đƣờng cong đặc trƣng đất nƣớc (SWCC) đƣợc coi là thông

số quan trọng, nó thƣờng đƣợc dùng để xác định các đặc tính của đất không bão hoà

nhƣ hệ số thấm, cƣờng độ kháng cắt và biến thiên thể tích của đất [3], [4]. Phƣơng

trình SWCC đều chứa các tham số hiệu chỉnh và giá trị của các tham số này tùy thuộc

và đặc điểm riêng biệt của từng loại đất ở các vùng miền khác nhau. Tuy nhiên, các số

liệu về SWCC của các loại đất ở Việt Nam còn rất hạn chế. Vì vậy, cần thiết bổ sung

các nghiên cứu về đất không bão hòa để cung cấp thêm dữ liệu, làm cơ sở xây dựng

SWCC một cách phù hợp hơn cho các loại đất ở Việt Nam.

Khi nghiên cứu các tác động của mƣa đến ổn định mái dốc, nhiều tác giả trên thế giới

và Việt Nam đã sử dụng mô hình số để nghiên cứu quy luật biến đổi áp lực nƣớc lỗ

rỗng (lực hút dính) và hệ số ổn định mái dốc theo thời gian trong quá trình mƣa. Tuy

nhiên, các số liệu thực nghiệm về lƣợng mƣa xâm nhập vào mái dốc, sự thay đổi của

áp lực nƣớc lỗ rỗng trong quá trình mƣa và sau khi dừng mƣa vẫn chƣa thực sự rõ

ràng. Vì vậy, cần có những nghiên cứu khoa học cụ thể, nhằm làm sáng tỏ bản chất,

quá trình tác động của mƣa đên sự ổn định mái dốc của đất không bão hòa để có

những giải pháp công trình phù hợp và hiệu quả.

Với những lý do nêu trên, đề tài „Nghiên cứu ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái

dốc đất không bão hòa‟ là thực sự cần thiết và mang nhiều ý nghĩa khoa học thực tế

2. Mục tiêu nghiên cứu

Mục tiêu của đề tài là nghiên cứu sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc đất không bão

hòa dƣới tác động của mƣa.

3. Đối tƣợng và phạm vi nghiên cứu

3.1. Đối tượng nghiên cứu

Đối tƣợng nghiên cứu của đề tài là mái dốc đất không bão hòa đắp đắp bằng đất đa

nguồn gốc phân bố ở miền Bắc Việt Nam.

3.2. Phạm vi nghiên cứu

Phạm vi nghiên cứu của đề tài của đề tài là nghiên cứu quá trình biến đổi áp lực nƣớc

lỗ rỗng trong mái dốc dẫn đến thay đổi cƣờng độ kháng cắt của đất và hệ số ổn định

mái dốc của các loại mái dốc đất đắp công trình thủy lợi nhƣ đê, đập.

4. Nội dung nghiên cứu

Nghiên cứu tổng quan về ổn định mái dốc đất không bão hòa ở trên thế giới và -

Việt Nam, từ đó đánh giá những vấn đề tồn tại và định hƣớng cho nghiên cứu;

Nghiên cứu cơ sở lý thuyết về cơ học đất không bão hòa liên quan đến tính toán -

ổn định mái dốc;

Nghiên cứu thực nghiệm xác định đƣợc các đặc trƣng của đất không bão hòa -

bao gồm lực hút dính, đƣờng cong đặc trƣng đất nƣớc, hàm thấm và cƣờng độ kháng

cắt;

Nghiên cứu chế tạo máng thí nghiệm và dàn tạo mƣa; -

Nghiên cứu thực nghiệm quá trình nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc đất đắp với -

các mái dốc có độ dốc mái và độ chặt đất đắp khác nhau;

Nghiên cứu thực nghiệm cơ chế của sự biến thiên áp lực nƣớc lỗ rỗng trong mái -

dốc đất đắp trong quá trình mƣa và sau khi dừng mƣa;

Ứng dụng kết quả nghiên cứu để phân tích, đánh giá ảnh hƣởng của mƣa đến ổn -

định mái dốc đất đắp không bão hòa cho một số công trình thực tế.

5. Phƣơng pháp nghiên cứu

Phương pháp lý thuyết: nghiên cứu lý thuyết các nội dung liên quan đến cơ học -

đất không bão hòa và phân tích ổn định mái dốc;

Phương pháp thực nghiệm: thực hiện các thí nghiệm trong phòng và hiện -

trƣờng xác định các đặc trƣng của đất không bão hòa, tiến hành thí nghiệm mẫu lớn

phân tích quá trình nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc, cơ chế của sự biến thiên áp lực

nƣớc lỗ rỗng trong mái dốc đất trong quá trình mƣa và sau khi dừng mƣa;

Phương pháp mô hình số: mô phỏng, phân tích và đánh giá ổn định mái dốc đất -

không bão hòa dƣới tác động của mƣa;

Phương pháp chuyên gia: Tổ chức hội thảo, thu thập ý kiến của các chuyên -

gia, các nhà khoa học ở một số chuyên ngành liên quan để hoàn thiện nội dung nghiên

cứu đề ra trong luận án.

6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn

6.1. Ý nghĩa khoa học:

Đóng góp bộ cơ sở dữ liệu về các đặc trƣng của đất không bão hòa ở Việt Nam; -

Thực nghiệm xác định đƣợc lƣợng nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc và cơ chế -

thay đổi áp lực nƣớc lỗ rỗng trong mái dốc trong quá trình mƣa và sau khi dừng mƣa.

6.2. Ý nghĩa thực tiễn:

Đề xuất công cụ ƣớc lƣợng SWCC cho một số loại đất dính ở miền Bắc Việt -

Nam khi không có kết quả thực nghiệm xác định SWCC;

Đề xuất bổ sung đánh giá ảnh hƣởng của mƣa kéo dài đến ổn định mái dốc -

trong công tác thiết kế công trình thủy lợi nhƣ đê và đập;

Góp phần chính xác hóa trong tính toán phân tích ổn định mái dốc trên cơ sở -

khoa học đất không bão hòa.

7. Cấu trúc của luận án

Ngoài phần mở đầu, phần kết luận và kiến nghị, luận án đƣợc trình bày trong 5 chƣơng

bao gồm:

Chƣơng 1: Tổng quan nghiên cứu về ổn định mái dốc đất không bão hòa

Chƣơng 2: Cơ sở lý thuyết tính toán ổn định mái dốc đất không bão hòa

Chƣơng 3: Nghiên cứu thực nghiệm xác định các đặc trƣng của đất không bão hòa

Chƣơng 4: Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hƣởng của mƣa lên mái dốc đất đắp

Chƣơng 5: Ứng dụng kết quả nghiên cứu tính toán cho một số mái dốc công trình thủy

lợi

CHƢƠNG 1

TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU VỀ ỔN ĐỊNH MÁI DỐC

ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA

1.1 Tổng quan về phân tích ổn định mái dốc

1.1.1 Các phương pháp phân tích ổn định mái dốc

Hiện nay có nhiều phƣơng pháp (PP) để phân tích ổn định mái dốc, các PP này đƣợc

phân thành ba nhóm chính là PP cân bằng giới hạn, PP phân tích giới hạn và PP số.

PP cân bằng giới hạn đánh giá trạng thái cân bằng của một khối trƣợt dƣới tác dụng

của trọng lực. Chuyển động tịnh tiến hoặc chuyển động quay đƣợc xem xét trên một

mặt trƣợt tiềm năng giả định hoặc đã biết phía dƣới khối đất hoặc đá. Đối với PP cân

bằng giới hạn, kỹ thuật phân mảnh đƣợc sử dụng phổ biến nhất. Theo trƣờng phái này,

khối trƣợt đƣợc chia thành các mảnh nhƣ của Taylor (1937), Bishop (1955) và Spencer

(1967). Các PP này đều dựa trên nguyên lý cân bằng tĩnh học (tức là cân bằng tĩnh của

lực và/hoặc momen), mà không xét đến dịch chuyển trong khối đất. Mức độ an toàn

của mái dốc đƣợc đánh giá bằng hệ số ổn định mái dốc FS (là tỷ số giữa lực/mô men

chống trƣợt với lực/mô men gây trƣợt). Các PP phân mảnh khác nhau thì cho kết quả

khác nhau do khác nhau về giả thiết các lực tƣơng tác giữa các mảnh. Giả thiết về lực

tƣơng tác giữa các mảnh và mối liên hệ giữa chúng của các PP khác nhau đƣợc tổng

hợp trong Bảng 1.1. Điều kiện cân bằng tĩnh học cần đƣợc thỏa mãn của các PP phân

thỏi khác nhau đƣợc nêu trong Bảng 1.2.

Bảng 1.1 Phƣơng trình cân bằng tĩnh học trong các PP phân mảnh [5]

Phƣơng pháp Ordinary hoặc Fellenius Bishop đơn giản Janbu đơn giản Spencer Morgenstern-Price Corps of Engineers – 1 Corps of Engineers – 2 Lowe-Karafiath Janbu tổng quát Sarma Cân bằng mô men Có Có Không Có Có Không Không Không Có Có Cân bằng lực Không Không Có Có Có Có Có Có Có Có

Bảng 1.2 Mối quan hệ các lực tƣơng tác giữa các mảnh [5]

Phƣơng pháp

Tổng hợp lực

Ordinary hoặc Fellenius Bishop đơn giản Janbu đơn giản Spencer Morgenstern-Price Corps of Engineers – 1

Lực tƣơng tác pháp tuyến (E) Không Có Có Có Có Có

Lực tƣơng tác tiếp tuyến (X) Không Không Không Có Có Có

Corps of Engineers – 2

Có

Lowe-Karafiath

Có

Không có lực Lực nằm ngang Lực nằm ngang Hàm không đổi Hàm thay đổi Hợp lực song song với đƣờng mái dốc Hợp lực song song với mặt trên của thỏi đất Là góc nghiêng trung bình của mái dốc và đáy thỏi

Janbu tổng quát Sarma

Có Có

X = C + Etan

Đối với PP phân tích giới hạn thì đất đƣợc coi nhƣ là một vật liệu dẻo tuyệt đối và thỏa

mãn đồng thời hai định lý giới hạn trên và giới hạn dƣới. Theo nguyên lý giới hạn trên,

nếu các tải trọng ngoài tác dụng lên một khối trƣợt và công sinh ra bởi các tải trọng

ngoài gây gia tăng chuyển vị cân bằng với công sinh ra bởi nội lực thì giá trị tải trọng

ngoài không nhỏ hơn tải trọng phá hủy. Còn theo nguyên lý giới hạn dƣới, nếu trƣờng

ứng suất đƣợc tìm thấy cân bằng với tải trọng ngoài không vƣợt qua điều kiện phá hoại

thì tải trọng ngoài không lớn hơn tải trọng phá hủy [6].

Đối với PP số nhƣ phần tử hữu hạn thì khối đất đƣợc rời rạc hóa thành các phần tử liên

kết với nhau tại các điểm nút. Mỗi nút phần tử là một tập hợp các bậc tự do có thể thay

đổi dựa theo điều kiện biên của bài toán. Tất cả các điều kiện của phần tử đƣợc tập

hợp lại thành ma trận tổng thể. Giải phƣơng trình ma trận tổng thể sẽ tìm đƣợc nghiệm

của bài toán. Griffiths và Lane (1999) cho rằng PP phần tử hữu hạn có những ƣu điểm

so với PP khác nhƣ sau: (1) Không cần giả thiết hình dạng hoặc vị trí của mặt trƣợt, sự

“trƣợt” xảy ra một cách tự nhiên ở những vùng mà cƣờng độ kháng cắt của đất không

thỏa mãn điều kiện cân bằng giới hạn; (2) Không cần giả thiết về lực tƣơng tác giữa

các mảnh vì không cần phân chia khối trƣợt thành các mảnh, PP phần tử hữu hạn duy

trì trạng thái cân bằng tổng thể cho đến khi phá hoại; (3) Nếu có các thông số về đặc

trƣng biến dạng thì sẽ tìm đƣợc biến dạng của khối đất; (4) PP phần tử hữu hạn có khả

năng mô phỏng quá trình dẫn đến trạng thái phá hoại [7].

Trong các PP trên thì PP cân bằng giới hạn đƣợc sử dụng rộng rãi ở nhiều nơi trên thế

giới cũng nhƣ ở Việt Nam trong các phân tích tính toán và thiết kế mái dốc. Các phân

tích này đƣợc hỗ trợ tích cực bởi các phần mềm thƣơng mại nổi tiếng trên thế giới nhƣ

GeoStudio của Canada hay Geo5 của Cộng hòa Séc [5], [8]. Các bộ phần mềm có giao

diện đẹp, dễ sử dụng và có thể tính toán đƣợc nhiều PP khác nhau nhƣ PP của Janbu

(1954), Bishop (1955), Morgenstern-Price (1965), Spencer (1967) và Sarma (1973).

1.1.2 Phân tích ổn định mái dốc trên cơ sở khoa học đất không bão hòa

Các tham số cƣờng độ kháng cắt góc ma sát trong ‟ và lực dính đơn vị c‟) thƣờng

đƣợc sử dụng khi thực hiện phân tích ổn định mái dốc đất bão hòa. Tuy nhiên, những

nghiên cứu gần đây đã làm sáng tỏ sự gia tăng của cƣờng độ kháng cắt do áp lực nƣớc

lỗ rỗng âm (lực hút dính) dẫn tới tăng hệ số ổn định mái dốc [1], [9].

Để xét ảnh hƣởng của áp lực nƣớc lỗ rỗng âm khi phân tích ổn định mái dốc đất không

bão hòa thì có thể sử dụng PP đƣa lực hút dính vào lực dính của đất theo cách thức của

Ching và cộng sự, đây đƣợc gọi là PP “lực dính toàn phần” [10]. Theo PP này thì lực

dính của đất đƣợc xem là tăng lên khi lực hút dính của đất tăng lên. Độ tăng của lực dính từ lực hút dính là (ua - uw)tgb, cƣờng độ kháng cắt của đất do lực dính đảm nhận đƣợc gộp vào thành phần lực hút dính của đất là c = c‟+(ua - uw)tgb . PP thứ hai để xét

ảnh hƣởng của áp lực nƣớc lỗ rỗng âm gọi là “cƣờng độ kháng cắt mở rộng”. Quan hệ

giữa cƣờng độ kháng cắt với lực hút dính có thể là tuyến tính hoặc phi tuyến.

Fredlund và Rahardjo (1993) đã sử dụng PP “lực dính toàn phần” để đánh giá ổn định

cho một mái dốc đứng ở Hong Kong. Trong tính toán, các tham số cƣờng độ kháng cắt

(‟, c‟ và b) đƣợc các tác giả xác định từ thí nghiệm trong phòng. Áp lực nƣớc lỗ rỗng

âm đƣợc xác định bằng các căng kế ở hiện trƣờng. Trong chuỗi phân tích thứ nhất, khi

bỏ qua ảnh hƣởng của lực hút dính thì hệ số ổn định mái dốc của các mặt cắt tính toán

đều nhỏ hơn 1,0 tức là mái dốc không ổn định. Tuy nhiên, trong thực tế các mái dốc

vẫn ổn định, điều đó chứng tỏ lực hút dính góp phần gia tăng cƣờng độ kháng cắt và

đã đảm bảo mái dốc ổn định. Trong chuỗi phân tích thứ hai, dựa theo kết quả đo đạc

lực hút dính ở hiện trƣờng các tác giả đã phân chia thành các lớp mỏng có chiều dày

5,0 m. Mỗi lớp này có một giá trị “lực dính toàn phần” độc lập, lƣợng tăng của lực hút dính đối với mỗi lớp là (ua - uw)tgb. Kết quả tính toán đã cho thấy, hệ số ổn định mái

dốc đều lớn hơn 1,0 khi dựa và giá trị lực hút dính đo ngày 29/11/1980 và ngày

27/10/1981 [1].

Đối với PP “cƣờng độ kháng cắt mở rộng”, Fredlund và Rahardjo (1993) cũng đã áp dụng tính toán cho một mái dốc tàn tích cao 38,0 m với góc dốc 60o ở Hong Kong [1].

Phƣơng trình cƣờng độ kháng cắt đƣợc sử dụng theo đề xuất của của Fredlund và cộng

sự. Sự khác biệt của phƣơng trình này so với phƣơng trình cƣờng độ kháng cắt của đất bão hòa là xuất hiện thành phần (ua - uw)tgb, tức là cƣờng độ kháng cắt của đất không

bão hòa tăng tuyến tính theo giá trị lực hút dính [11]. Kết quả phân tích cho thấy, khi

bỏ qua áp lực nƣớc lỗ rỗng âm (tức là b/‟ = 0) thì hệ số ổn định mái dốc bằng 0,9.

Tuy nhiên, không tìm thấy bất cứ dấu hiệu nào của sự mất ổn định mái dốc, chứng tỏ

hệ số ổn định mái dốc phải lớn hơn 1,0. Điều này giải thích áp lực nƣớc lỗ rỗng âm đã

góp phần tăng thêm cƣờng độ kháng cắt của đất và làm tăng thêm hệ số ổn định. Khi

thay đổi tỷ số b/‟ từ 0,25 đến 1,0 thì hệ số ổn định mái dốc thay đổi từ 1,0 đến 1,4.

1.2 Tầm quan trọng của cơ học đất không bão hòa

1.2.1 Môi trường đất không bão hòa

Môi trƣờng đất chịu ảnh hƣởng lớn tác động của khí hậu thông qua quá trình bốc hơi

và thẩm thấu. Theo nghiên cứu của Dregne (1976), có tới 33% bề mặt trái đất đƣợc coi

là khô hạn và bán khô hạn [12]. Trong khi đó, ở Việt Nam có đến 74,3% diện tích là

vùng đồi núi và trung du [13], những vùng đất này thƣờng có mực nƣớc ngầm ở khá

sâu. Vùng đất nằm dƣới đƣờng bão hòa thì có áp lực nƣớc lỗ rỗng dƣơng, trong khi

vùng đất không bão hòa có áp lực nƣớc lỗ rỗng âm. Quá trình nƣớc trong lỗ rỗng đi ra

khỏi vùng đất bề mặt bởi quá trình bốc hơi sẽ làm cho đất tiếp tục khô hơn và làm tăng

áp lực nƣớc lỗ rỗng âm. Ngƣợc lại, nƣớc mƣa và dòng chảy mặt tạo thành dòng thấm

hƣớng vào đất thì làm đất tăng ẩm và giảm áp lực nƣớc lỗ rỗng âm.

Fredlund và Rahardjo (1993) đã đƣa ra quá trình thay đổi áp lực nƣớc lỗ rỗng trong

vùng đất nằm trên đƣờng bão hòa khi có quá trình mƣa và bốc hơi nhƣ ở Hình 1.1 [1].

Khi bề mặt đất đƣợc che phủ kín, không có quá trình mƣa và bốc hơi tác động thì áp

lực lỗ rỗng có dạng đƣờng thẳng giống nhƣ áp lực thuỷ tĩnh (đƣờng 1). Khi không có

quá trình nƣớc mƣa cung cấp, thƣờng sẽ xuất hiện quá trình bốc hơi nƣớc từ trong đất

đi ra, làm độ ẩm giảm dẫn tới đƣờng áp lực nƣớc lỗ rỗng dịch chuyển về phía trái

(đƣờng 2), cƣờng độ kháng cắt tăng lên làm cho hệ số ổn định mái dốc tăng. Vùng

thay đổi lớn nhất nằm ở vùng gần bề mặt đất. Thời gian bốc hơi càng dài thì đƣờng áp

lực lỗ rỗng càng dịch về bên trái, và dần dần mực nƣớc ngầm hạ thấp. Khi có mƣa thì

lƣợng nƣớc mƣa sẽ thấm vào trong đất, làm cho đƣờng áp lực nƣớc lỗ rỗng dịch

chuyển về bên phải (đƣờng 3). Quá trình này sẽ làm cho vùng không bão hoà thu hẹp,

cƣờng độ kháng cắt giảm dẫn đến mất ổn định mái dốc.

Hình 1.1 Phân bố áp lực nƣớc lỗ rỗng trong đới không bão hòa [1]

1.2.2 Các trường hợp điển hình liên quan đến cơ học đất không bão hòa

1.2.2.1 Quá trình thi công và vận hành của đập đất

Khi thi công đập đất, đất thƣờng đƣợc rải thành từng lớp và đầm chặt, chiều dày mỗi

lớp khoảng từ 25†30 cm đối với đất dính. Đất đầm chặt thƣờng có độ bão hòa khoảng

70% đến 80%. Khi đƣợc đầm chặt, thì áp lực khí lỗ rỗng trong đất xấp xỉ áp lực khí

quyển, còn áp lực nƣớc lỗ rỗng có giá trị âm. Khi chiều dày khối đắp tăng lên, các lớp

đất phía trên sẽ gây lực nén truyền xuống lớp dƣới và làm tăng ứng suất lên khối đắp.

Sự nén chặt này làm thay đổi áp lực khí lỗ rỗng và áp lực nƣớc lỗ rỗng. Quá trình thi

công thƣờng diễn ra nhanh chóng nên sự thay đổi thể tích của đất xảy ra trong điều

kiện không thoát nƣớc. Tại thời điểm bất kỳ trong quá trình thi công, áp lực khí lỗ

rỗng và áp lực nƣớc lỗ rỗng theo Fredlund và Rahardjo (1993) có thể đƣợc biểu diễn

thành các đƣờng đẳng trị nhƣ trên Hình 1.2 [1].

Hình 1.2 Phân bố áp lực nƣớc lỗ rỗng (hình a) và áp lực khí lỗ rỗng (hình b) ngay sau khi thi công một lớp đắp thân đập [1]

Hình 1.3 Phân bố áp lực nƣớc lỗ rỗng (hình a) và áp lực khí lỗ rỗng (hình b) trong quá trình vận hành của đập [1]

Khi đập vận hành, sự tích nƣớc của hồ chứa sẽ làm thay đổi áp lực nƣớc lỗ rỗng và áp

lực khí lỗ rỗng, theo Fredlund và Rahardjo (1993) sẽ nhƣ ở Hình 1.3 [1]. Nhƣ vậy, sẽ

có quá trình chuyển hóa áp lực nƣớc lỗ rỗng và áp lực khí lỗ rỗng kể từ khi thi công

đến khi hình thành trạng thái làm việc ổn định. Thậm chí, dƣới tác động của môi

trƣờng nhƣ mƣa, bốc hơi thì cũng tiếp tục làm thay đổi áp lực nƣớc lỗ rỗng và áp lực

khí lỗ rỗng. Đất bão hòa không thể xem xét quá trình thay đổi của áp lực nƣớc lỗ rỗng

âm, do đó cần thiết phải coi đất là môi trƣờng không bão hòa.

1.2.2.2 Mái dốc tự nhiên và mái dốc hố móng chịu tác động của mưa

Mái dốc tự nhiên và mái dốc hố móng luôn chịu tác động của biến đổi môi trƣờng

(Hình 1.4). Khi có mƣa, nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc làm tăng độ ẩm của đất,

giảm lực hút dính, giảm cƣờng độ kháng cắt và giảm hệ số ổn định mái dốc. Trong

điều kiện khô hạn, nƣớc bốc hơi từ bề mặt mái dốc sẽ làm giảm độ ẩm của đất, tăng

lực hút dính, tăng cƣờng độ kháng cắt và tăng hệ số ổn định mái dốc. Để đánh giá mức

độ ổn định của mái dốc, cần tiến hành khảo sát địa hình và địa chất để xác định chính

xác hình dạng mái dốc và chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất. Trong nhiều trƣờng hợp xảy ra

trong thực tế, mặt trƣợt thƣờng khá nông và hầu nhƣ ở phía trên mực nƣớc ngầm [1].

b) a)

Hình 1.4 Mái dốc tự nhiên (a) và mái dốc hố móng (b) chịu tác động của mƣa [1]

Các vấn đề đƣợc đặt ra có thể là: (1) sự thay đổi của hình dạng mái dốc có ảnh hƣởng

gì đến điều kiện áp lực nƣớc lỗ rỗng? (2) Áp lực nƣớc lỗ rỗng thay đổi nhƣ thế nào

trong quá trình mƣa? (3) vị trí mặt trƣợt nguy hiểm có bị thay đổi do mƣa hay không?

(4) hệ số ổn định mái dốc có thay đổi theo thời gian mƣa hay không? Tƣơng tự nhƣ

trên, vấn đề này chỉ có thể đƣợc giải quyết khi coi đất là môi trƣờng không bão hòa.

1.3 Tổng quan nghiên về cứu cƣờng độ kháng cắt đất không bão hòa

1.3.1 Khái niệm đường cong đặc trưng đất-nước

Đƣờng cong đặc trƣng đất- nƣớc (SWCC) đƣợc định nghĩa là mối quan hệ giữa lƣợng

chứa nƣớc trong đất và lực hút của đất. SWCC đƣợc coi là thông số trung tâm của đất

không bão hòa, nó đƣợc dùng để xác định các đặc tính của đất không bão hoà nhƣ hệ

số thấm, cƣờng độ chống cắt và biến thiên thể tích của đất [3], [4].

SWCC thƣờng đƣợc phân chia thành 3 vùng là vùng bão hòa, vùng chuyển tiếp và

vùng tàng dƣ với hai giá trị biên là giá trị khí vào (AEV) và lực hút dính dƣ. Hình 1.5

biểu diễn quan hệ giữa độ ẩm trọng lƣợng, w, là tỷ số giữa khối lƣợng (hoặc trọng

lƣợng) nƣớc trong đất với khối lƣợng (hoặc trọng lƣợng) hạt đất.

SWCC có thể xác định trực tiếp bằng thí nghiệm. Tuy nhiên, các thí nghiệm đối với

đất không bão hòa thƣờng khá tốn kém và mất rất nhiều thời gian. Vì vậy, nhiều nhà

khoa học đã tìm cách thiết lập các phƣơng trình SWCC. Các phƣơng trình thực

nghiệm có thể đƣợc phân thành hai dạng đó là phƣơng trình SWCC có hai tham số

hiệu chỉnh [14], [15], [16] hoặc phƣơng trình SWCC có ba tham số hiệu chỉnh [17]

[18], [19]. Để xác định đƣợc các tham số hiệu chỉnh, cần phải tiến hành thí nghiệm xác

định mối quan hệ giữa lƣợng chứa nƣớc và lực hút dính tại một số điểm nhất định.

Hình 1.5 Đƣờng cong đặc trƣng đất- nƣớc điển hình [1]

1.3.2 Cường độ kháng cắt của đất không bão hòa

Cƣờng độ kháng cắt của đất là tính chất quan trọng đƣợc sử dụng trong các bài toán

Địa kỹ thuật liên quan đến ổn định mái dốc, sức chịu tải của đất nền hoặc áp lực đất

lên tƣờng chắn. Cƣờng độ kháng cắt đƣợc hiểu là lực chống trƣợt lớn nhất trên một

đơn vị diện tích tại mặt trƣợt giữa hai khối đất.

Đối với đất bão hòa, Tezaghi (1936) sử dụng tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb biểu

diễn phƣơng trình cƣờng độ kháng cắt [20]:

(1-1)   

Trong đó: f là cƣờng độ kháng cắt; (– uw) là ứng suất pháp thực; c‟ là lực dính đơn

vị;  là ứng suất pháp tổng; uw là áp lực nƣớc lỗ rỗng; ‟ là góc ma sát trong.

Hình 1.6 Đƣờng bao phá hoại Mohr-Coulomb của đất bão hòa

Phƣơng trình (1-1) xác định đƣợc một đƣờng thẳng biểu diễn ở Hình 1.6 đƣợc gọi là

đƣờng bao phá hoại, đƣờng này cho ta mối quan hệ giữa ứng suất cắt và ứng suất pháp

thực tại thời điểm phá hoại. Ứng suất cắt đƣợc mô tả bởi đƣờng bao phá họa biểu thị

cƣờng độ kháng cắt hay còn gọi là độ bền kháng cắt đối với mỗi giá trị ứng suất hiệu

quả. Độ dốc của đƣờng thẳng cho biết giá trị góc ma sát trong ‟ và giao điểm của nó

với trục tung đƣợc gọi là lực dính đơn vị c‟.

Đối với đất không bão hòa, Fredlund và cộng sự (1978) đề xuất sử dụng tổ hợp biến

trạng thái ứng suất là ứng suất pháp thực (- ua) và lực hút dính (ua-uw) để biểu thị

cường độ kháng cắt, phương trình có dạng [11]:

(1-2)    

Trong đó: f là cường độ kháng cắt của đất; c’ là lực dính đơn vị; (– ua) là ứng suất pháp thực; (ua – uw) là lực hút dính; ’ là góc ma sát trong; b là góc má sát biểu thị

lượng tăng của cường độ kháng cắt theo lực hút dính (góc ma sát biểu kiến).

So với đất bão hòa, cường độ kháng cắt của đất không bão hòa có thêm thành phần (ua– uw) tgb, đại lượng này thể hiện sự gia tăng cường độ kháng cắt của đất không bão

hòa so với đất bão hòa là do lực hút dính. Như vậy, cường độ kháng cắt đất không bão

hòa là sự mở rộng của tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb so với đất bão hòa. Những

nghiên cứu ban đầu cho thấy góc b hầu như không đổi chứng tỏ quan hệ tuyến tính

của cường độ kháng cắt theo lực hút dính. Tuy nhiên, các nghiên cứu sau này đã cho

thấy sự thay đổi của góc b theo lực hút dính. Đây là tiền đề cho sự phát triển của các

phương trình cường độ kháng cắt phi tuyến sau này.

1.3.3 Tình hình nghiên cứu về SWCC và cường độ kháng cắt của đất không bão

hòa trên thế giới

Các kết quả nghiên cứu về SWCC đã đƣợc nhiều nhà khoa học tiến hành cho các loại

đất khác nhau ở trên thế giới. Các nghiên cứu đều chỉ ra xu hƣớng biến thiên của AEV

và lực hút dính dƣ là tăng dần khi thay đổi từ đất cát đến đất bụi, đất á sét và đất sét.

Theo các kết quả nghiên của Sillers (1997) và Pham (2002), đối với đất cát thì SWCC

thƣờng có dạng dốc đứng với AEV thƣờng nhỏ hơn 5,0 kPa và giá trị lực hút dính dƣ

thƣờng nhỏ hơn 15,0 kPa [21], [22] . Đất bụi và đất á sét có AEV khoảng vài chục kPa

trong khi lực hút dính dư khoảng vài trăm kPa, đất sét thì có dạng SWCC khá thoải với

AEV lên tới hàng nghìn kPa [23], [24]. Hình dáng một số SWCC điển hình của một số

loại đất được mình họa ở Hình 1.7. Ở trường hợp này, lượng chứa nước trong đất được

tính bằng độ ẩm thể tích, , là tỷ số giữa thể tích nước trong đất và thể tích mẫu đất.

Nhiều kết quả nghiên cứu thực nghiệm của các nhà khoa học trên thế giới đã chứng tỏ

sự tồn tại của góc ma sát biểu kiến b [25], [26], [27]. Khi giá trị lực hút dính nhỏ,

thông thưởng nhỏ hơn 50 ÷ 70 kPa thì góc b có giá trị bằng góc ma sát trong ’,

nhưng sau đó giảm dần và duy trì ở giá trị bằng 1/2’ đến 1/3’ khi lực hút dính lớn từ

200 ÷ 300 kPa . Một số kết quả nghiên cứu thực nghiệm xác định tham số kháng cắt

của một số loại đất không bão hòa ở trên thế giới được tổng hợp ở Bảng 1.3.

Hình 1.7 SWCC của một số loại đất điển hình [28]

Sự phi tuyến của góc ma sát biểu kiến b theo lực hút dính (ua-uw) đối với đất không

bão hòa đã được nhiều nhà khoa học kiểm chứng [1]. Bằng cách phân tích lại kết quả

thí nghiệm với đất sét Dhanauri được thực hiện bởi Satija (1978), Fredlund và cộng sự

(1987) đã chỉ rõ quan hệ phi tuyến của cường độ chống cắt với lực hút dính ở Hình

1.8. Kết quả thí nghiệm cho thấy, đối với đất sét Dhanauri có khối lượng riêng khô nhỏ

thì b = ’ = 29o khi lực hút dính nhỏ hơn 50 kPa, sau đó giảm nhanh khi lực hút dính

tăng và duy trì ở giá trị b = 16,2o khi lực hút dính vượt qua 150 kPa.

Hình 1.8 Kết quả thí nghiệm cho đất sét Dhanauri thực hiện bởi Satija với đất có khối lƣợng riêng khô nhỏ [9]

Bảng 1.3 Một số kết quả thí nghiệm xác định tham số kháng cắt của đất không bão hòa

Loại đất Tác giả c’ (kPa) Loại thí nghiệm ’ (độ) b (độ)

15,8 24,8 18,1 CW Phiến sét đầm chặt, w = 18.6% Bishop và cộng sự (1960)

Sét Boulder, w = 11.6% 9,6 27,3 21,7 CW Bishop và cộng sự (1960)

37,3 28,5 16,2 CD Satija (1978)

20,3 29,0 12,6 CW Satija (1978)

15,5 28,5 22,6 CD Satija (1978)

11,3 29,0 16,5 CW Satija (1978)

Sét Dhanauri, w = 22.2%, ρd = 1580kg/m3 Sét Dhanauri, w = 22.2%, ρd = 1478kg/m3 Sét Dhanauri, w = 22.2%, ρd = 1580kg/m3 Sét Dhanauri, w = 22.2%, ρd = 1478kg/m3 Sét Madrid, w = 29% 23,7 22,5 16,1 DST Escario (1980)

CD Granite Hong Kong 28,9 33,4 15,3 Ho và Fredlund (1982)

Rhyolite Hong Kong 7,4 35,3 13,8 CD Ho và Fredlund (1982)

0,0 35,0 16,0 CD Krahn và cộng sự (1989)

10,0 25,3 DST Gan và cộng sự (1988) 7,0- 25,5

49,0 32,0 12,0 CW Thu và cộng sự (2006)

Bụi Tappen-Notch, w= 21.5%, ρd = 1590kg/m3 Băng tích đầm chặt, w= 12.2%, ρd = 1810kg/m3 Kaolin đầm chặt, w= 22%, ρd = 1350kg/m3 Đất tàn tích Bukit Timah 9,2 28,6 18,0 - Rahardjo và Satyanaga (2019)

Thu và cộng sự (2006) đã tiến hành một chuỗi thí nghiệm CW cho đất bụi đầm chặt

[29]. Kết quả thí nghiệm đã chứng minh sự phụ thuộc của b theo cả lực hút dính và

ứng suất pháp thực. Tuy nhiên, khi lực hút dính có giá trị nhỏ hơn 50 kPa hoặc lớn hơn

có giá trị không đổi tức là hầu như không phụ thuộc vào lực hút dính và ứng suất pháp thực. Trong phạm vi giá trị của lực hút dính từ 50 đến 170 kPa thì b có

170 kPa thì b

xu thế tăng dần theo độ lớn của ứng suất pháp thực. Chẳng hạn như, tại giá trị lực hút

dính bằng 100 kPa, b tăng dần từ 17o khi ứng suất pháp thực là 50 kPa lên đến 25o khi

ứng suất pháp thực là 300 kPa như minh họa ở Hình 1.9.

) ộ đ (

b 



Lực hút dính ua – uw (kPa)

Hình 1.9 Quan hệ phụ thuộc của b với (ua-uw) và (3-ua) [29]

1.3.4 Tình hình nghiên cứu về SWCC và cường độ kháng cắt của đất không bão

hòa ở Việt Nam

Các nghiên cứu thực nghiệm về SWCC và cƣờng độ kháng cắt đất không không bão

hòa ở Việt Nam còn rất nhiều hạn chế do thiếu các thiết bị thí nghiệm về cơ học đất

không bão hòa. Cho đến nay mới chỉ có một số nghiên cứu thực nghiệm đƣợc thực

hiện bởi Hằng và cộng sự (2010), Nhung và cộng sự (2010), Hƣơng (2013), Toan

(2016) và một số tác giả khác. Nổi bật trong số đó là các kết quả nghiên cứu của

Hƣơng (2013) và Toan (2016).

Toan (2016) đã nghiên cứu sự ảnh hƣởng của thành phần hạt và trọng lƣợng riêng của

đất đến AEV và lực hút dính dƣ cho một số loại đất dọc bờ sông Hồng khu vực Hà Nội

[30]. Do hạn chế về thiết bị thí nghiệm ở trong nƣớc, tác giả đã sử dụng bình chiết áp

lực cao tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật của đại học Ibaraki, Nhật Bản. Kết quả thí

nghiệm ở Hình 1.10 cho thấy lực hút dính chịu ảnh hƣởng rất lớn bởi thành phần hạt

và trọng lƣợng riêng của đất. AEV và lực hút dính dƣ có xu hƣớng giảm rõ giữa các

nhóm hạt khác nhau, từ nhóm hạt sét đến nhóm hạt cát khi hàm lƣợng hạt sét giảm,

hàm lƣợng hạt bột và hạt cát trong đất tăng. Với cùng trọng lƣợng riêng bằng 15 kN/m3, AEV giảm từ 50 kPa đến 9 kPa, giá trị lực hút dính dƣ giảm từ 600 kPa đến 25

kPa khi hàm lƣợng hạt mịn trong đất giảm dần. AEV và lực hút dính dƣ có giá trị cao

hơn khi trọng lƣợng riêng của đất cao hơn. Tuy nhiên tác giả chƣa thiết lập đƣợc

phƣơng trình thực nghiệm xác định SWCC cho loại đất nghiên cứu.

Hình 1.10 Quan hệ giữa lực hút dính và độ ẩm thể tích của các loại đất có cùng trọng lƣợng riêng 15 kN/m3 [30]

Trong Luận án Tiến sỹ kỹ thuật của Hƣơng (2013), tác giả đã tiến hành thí nghiệm xác

định SWCC của các loại đất ở 3 địa phƣơng khác nhau của Việt Nam là Quảng Ninh,

Yên Bái và Ninh Thuận [31]. Các kết quả thí nghiệm cho thấy AEV của các loại đất

này biến đổi từ 11,8 kPa đến 40 kPa và có xu thế tăng dần theo độ lớn của chỉ số dẻo.

Hình 1.11 minh họa kết quả thí nghiệm xác định SWCC của vật liệu đất đắp đập Khe

Cát (Quảng Ninh) với độ chặt chế bị K=0,95. Đồng thời tác giả cũng đã đề xuất hiệu

chỉnh hai tham số thực nghiệm là m và n trong phƣơng trình SWCC đƣợc đề xuất bởi

Fredlund và Xing (1994) nhằm phù hợp hơn với loại đất ở Việt Nam [18]. Tác giả

cũng đã tiến hành thí nghiệm nén 3 trục CD và CW cho các loại đất này, kết quả cho

thấy khi lực hút dính tăng thì góc ma sát trong không tăng nhƣng lực dính tăng lên.

Đồng thời góc b =’ khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị khí vào, sau đó giảm nhanh khi

lực hút dính tăng lên. Kết quả thí nghiệm xác định cường độ kháng cắt của đất theo

phương pháp cắt trực tiếp và cắt ba trục cho cùng loại mẫu thí nghiệm không khác biệt

đáng kể. Lực dính từ thí nghiệm ba trục có xu thế thấp hơn lực dính từ thí nghiệm cắt

trực tiếp khi cùng lực hút dính, góc b từ kết quả thí nghiệm ba trục CD lớn hơn góc b

từ kết quả thí nghiệm ba trục CW.

Hình 1.11 SWCC của vật liệu đất đắp đập Khe Cát [31]

1.4 Tổng quan nghiên cứu ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc đất không

bão hòa

1.4.1 Ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc

Mƣa là tác nhân chủ yếu dẫn đến mất ổn định mái dốc. Khi có mƣa, nƣớc mƣa xâm

nhập vào mái dốc làm tăng độ ẩm, tăng trọng lƣợng, tăng áp lực nƣớc lỗ rỗng, giảm

cƣờng độ kháng cắt, dâng cao mực nƣớc ngầm và dẫn đến giảm hệ số ổn định mái dốc.

Nếu cƣờng độ mƣa lớn hơn cƣờng độ xâm nhập, sẽ xuất hiện dòng chảy tràn trên bề

mặt mái dốc. Dòng chảy bề mặt có nguy cơ làm tan rã và xói mòn đất. Khi bị xói mòn,

mái dốc có nguy cơ xảy ra hiện trƣợng trƣợt lở đất.

b) a)

Hình 1.12 Hình ảnh một trận trƣợt lở đất do mƣa, (a) ở Mỹ [32] ; (b) ở Ý [33]

Hiện tƣợng trƣợt lở đất xảy ra rộng khắp trên thế giới, gây tổn thất lớn và tài sản và

con ngƣời. Ở Mỹ, trung bình mỗi năm trƣợt lở đất làm 2050 ngƣời chết và thiệt hại

hảng tỷ đô la. Hình 1.12 cho thấy sự tàn phá khủng khiếp của một vụ trƣợt lở mái dốc

xảy ra ở Mỹ [32]. Ở Ý, trƣợt lở đất cũng đã gây ra sự tàn phá nặng nề (Hình 1.12).

Trong khoảng thời gian từ 19542013, đã có 1279 ngƣời bị chết và 1731 ngƣời bị

thƣơng do trƣợt lở đất [33]. Gariano và cộng sự (2015) đã thống kê dữ liệu về các vụ

trƣợt lở đất ở tỉnh Calabria phía nam nƣớc Ý cho thấy có 1466 vụ sạt lở đất xảy ra từ

năm 1921 đến 2010. Trong khoảng thời gian từ 1981 đến 2010 các vụ sạt lở đất do các

trận mƣa nhỏ xảy ra với mật độ nhiều hơn ở các giai đoạn trƣớc chứng tỏ nguy cơ về

trƣợt lở đất ngày càng gia tăng.

Hình 1.13 Hình ảnh hiện trạng sau khi trƣợt lở đất tại Yabakei, tỉnh Oita, Nhật Bản

Do đặc điểm về địa chất và khí hậu, Nhật Bản là nơi thƣờng xuyên xảy ra các vụ trƣợt

lở đất [34]. Do đó, hội trƣợt lở đất Nhật Bản đã đƣợc thành lập rất sớm kể từ năm

1963. Mục đích chính của hội là nghiên cứu các nguyên nhân, cơ chế xảy ra trƣợt lở

đất và đề xuất các biện pháp giảm thiểu tác hại của trƣợt lở đất. Gần đây, một khối

trƣợt có kích thƣớc rất lớn với chiều dài 220 m, chiều rộng 160 m và chiều sâu 35 m

xảy ra ngày 11/04/2018 tại Yabakei, tỉnh Oita, Nhật Bản đã làm chết 6 ngƣời và nhiều

ngôi nhà bị đổ sập. Để khắc phục sự cố này, các kỹ sƣ của Nhật Bản đã áp dụng nhiều

giải pháp công trình gồm lƣới chắn đá rơi, giếng thu nƣớc, đinh đất, neo và tƣơng chắn

đất (Hình 1.13). Chi phí xây dựng của công trình tiêu tốn tới gần 600 tỷ đồng.

Việt Nam có trên 70% diện tích là vùng núi và trung du, với trên 6000 hồ đập và hàng

chục nghìn kilomet đê và đƣờng giao thông, nên hiện tƣợng mất ổn định mái dốc xảy

ra thƣờng xuyên, gây thiệt hại lớn về ngƣời và của. Theo báo cáo của Tổng cục phòng

chống thiên tai thì năm 2017 thiên tai đã làm chết và mất tích 400 ngƣời, gây thiệt hại

gần 60 ngàn tỷ đồng, năm 2018 giảm xuống còn 224 ngƣời chết và mất tích, thiệt hại

kinh tế gần 20 ngàn tỷ đồng, trong đó vấn đề trƣợt lở đất đƣợc coi là một trong những

tai biến chính [35].

a) b)

Hình 1.14 Hình ảnh trƣợt lở đất, (a) ở lòng hồ Đăk Lông Thƣợng [36]; (b) ở hạ lƣu Thủy điện Trung Sơn [37]

Theo điều tra của Thắng (2016), hiện tƣợng trƣợt lở lòng hồ Đăk Lông Thƣợng, tỉnh

Lâm Đồng bắt đầu hình thành và mở rộng từ tháng 4 đến tháng 9 năm 2013, trong giai

đoạn mùa mƣa ở vùng Tây Nguyên [36]. Có tất cả 4 vị trí trƣợt lở dọc theo tuyến

đƣờng ven lòng hồ. Trong đó, vị trí trƣợt lở số 4 nằm trên tuyến đƣờng ven lòng hồ

phía bờ trái và cách tràn xả lũ 1500m là có quy mô lớn nhất với chiều dài cung trƣợt

130m, chiều rộng khe nứt từ 60÷70cm và chênh cao tại đỉnh khối trƣợt lên tới 1,7m

(Hình 1.14). Hiện tƣợng trƣợt lở đất còn xảy ra đối với rất nhiều hồ chứa công trình

thủy lợi-thủy điện khác nhƣ sự cố trƣợt lở mái đào vai phải hố xói Thủy điện Trung

Sơn, tỉnh Thanh Hóa xảy ra vào ngày 31/08/2018 [37]. Hay gần đây nhất là sự cố trƣợt

lở mái dốc làm vỡ đƣờng ống dẫn nƣớc Thủy điện Đăk Kar, tỉnh Đăk Nông xảy ra

ngày 07/08/2019 [38].

Do ảnh hƣởng mƣa lũ của hoàn lƣu bão số 10, ngày 21/9/2013 trên tuyến đê tả sông

Chu (Thanh Hóa) xuất hiện cung trƣợt ngay trên mái đê phía sông đoạn từ K24+710-:-

K24+820 dài 110m (Hình 1.15). Kích thƣớc khối trƣợt rất lớn, có nguy cơ gây mất an

toàn cho dân cƣ các xã Thọ Trƣờng, huyện Thọ Xuân, xã Thiệu Ngọc, Thiệu Vũ,

huyện Thiệu Hóa.

a) b)

Hình 1.15 Hình ảnh hiện trạng sau khi xảy ra trƣợt lở đất, (a) đê tả sông Chu K24+710-:-K24+820; (b) cầu Mống Sến

Vào tháng 7/2004, tại khu vực Cầu Mống Sến (Hình 1.15), Quốc lộ 4D (từ Sa Pa đi

Lào Cai), một trận trƣợt lở đất từ sƣờn núi đã đổ ập xuống một dãy nhà lán trại tại

công trƣờng của một Công ty xây dựng cầu đƣờng, làm chết 2 ngƣời và hƣ hỏng

nhiều tài sản khác. Tiếp đó, một trận trƣợt lở đất kinh hoàng ở thôn Sùng Hoàng, xã

Phìn Ngan, huyện Bát Xát, tỉnh Lào Cai đã xảy ra vào hồi 21h ngày 13/9/2004. Trên

một vạn mét khối đất đá từ trên cao đổ ập xuống tạo ra chiều rộng vết trƣợt 100m, dài

400m đã vùi lấp hoàn toàn 4 ngôi nhà của đồng bào dân tộc Dao, 23 ngƣời chết và mất

tích cùng với nhiều tài sản chôn vùi trong giây lát [39].

Hình 1.16 Hình ảnh trƣợt lở đất ở ga Lâm Giang, tỉnh Yên Bái [40]

Ngày 09/10/2017 cũng đã xảy ra một trận trƣợt lở đất quy mô lớn ở ga Lâm Giang, tỉnh Yên Bái. Khoảng 70.000†100.000m3 đất đá trƣợt lở từ sƣờn núi đổ ập xuống giữa

gác chắn và nhà ga. Chiều rộng khối trƣợt khoảng 100m đã vùi lấp 7 toa tàu hàng,

trong đó 2 toa bị hất văng xuống sát mép bờ sông Hồng [40]. Sự cố trƣợt lở may mắn

không gây thiệt hại về ngƣời nhƣng đã làm cho tuyến đƣờng sắt Hà Nội-Lào Cai tê liệt

trong thời gian dài.

Có thể thấy rằng, trƣợt lở đất do mƣa là sự cố công trình xảy ra thƣờng xuyên trên toàn

thế giới và ở Việt Nam. Do đó, cần có các nghiên cứu cụ thể nhằm sáng tỏ cơ chế và

đánh giá các nguyên nhân trực tiếp gây ra trƣợt lở đất để có các biện pháp xử lý công

trình phù hợp.

1.4.2 Tình hình nghiên cứu ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc đất không

bão hòa trên thế giới

Những năm gần đây cùng với sự phát triển mạnh mẽ của lý thuyết cơ học đất không

bão hòa, các nghiên cứu về ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc đất không bão

hòa cũng đƣợc mở rộng.

s k / p ậ h n m â x a ƣ m ộ đ

g n ờ ƣ C



Thời gian (giờ)

Hình 1.17 Quan hệ giữa cƣờng độ mƣa xâm nhập với hệ số thấm [41]

Gasmo và cộng sự (2000) đã sử dụng mô hình số để đánh giá ảnh hƣởng của quá trình

nƣớc mƣa xâm nhập đến sự ổn định của mái dốc đất tàn tích [41]. Kết quả nghiên cứu

cho thấy mức độ mƣa xâm nhập lớn nhất xảy ra ở chân mái dốc. Đồng thời khi cƣờng

độ mƣa nhỏ hơn hệ số thấm bão hòa ks, thì ban đầu mức độ mƣa xâm nhập nhỏ hơn

nhiều ks nhƣng sau đó có xu thể tăng dần tới ks. Còn với những trận mƣa có cƣờng độ

mƣa lớn hơn ks, thì ban đầu mức độ mƣa xâm nhập lớn hơn ks rồi sau đó giảm về ks

(Hình 1.17). Trận mƣa với cƣờng độ 80mm/ngày sẽ làm giảm hệ số an toàn mái dốc

khoảng 25% sau thời gian 12 giờ, trong khí đó phải mất hai tuần lễ sau khi mƣa thì hệ

số an toàn mới tăng ngƣợc trở lại 30%. Đồng thời, nếu trận mƣa thứ hai xảy ra ngay

sau khi trận mƣa thứ nhất, sẽ làm cho hệ số an toàn giảm thêm 12%.

Rahardjo và cộng sự (2002) đã đƣa ra nguyên lý chung đánh giá ổn định mái dốc gồm

cả đất bão hòa và không bão hòa [42]. Nguyên lý bao gồm phƣơng pháp phân tích

thấm, ổn định, sử dụng các chỉ tiêu cơ lý và áp dụng các điều kiện biên. Nghiên cứu

cũng vận dụng tính toán cho một mái dốc đất tàn tích điển hình ở Singapore có các

chiều cao và độ dốc mái khác nhau dƣới tác động của một trận mƣa điển hình diễn ra

liên tục trong 4 giờ với cƣờng độ 80mm/giờ. Kết quả nghiên cứu cho thấy hệ số ổn

định và chiều sâu cung trƣợt nguy hiểm giảm dần trong thời gian mƣa và đạt giá trị

nhỏ nhất khi kết thúc mƣa, nhƣng sau đó tăng ngƣợc trở lại (Hình 1.18). Nguyên nhân

là do quá trình nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc và làm tăng áp lực nƣớc lỗ rỗng

dƣơng và làm giảm sức kháng cắt của đất kéo theo giảm chiều sâu mặt trƣợt nguy

hiểm. Đồng thời, kết quả tính toán cũng chỉ ra rằng khi áp lực nƣớc lỗ rỗng dƣơng tăng

thì chiều cao mái dốc ảnh hƣởng không đáng kể đến hệ số ổn định và chiều sâu cung

trƣợt nguy hiểm.

s F n à o t n a

ố s ệ H



Thời gian (giờ)

Hình 1.18 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian đối với các mái dốc có chiều cao khác nhau [42]

Ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc vô hạn cũng đã đƣợc nghiên cứu bởi Việt và

cộng sự (2016). Trong nghiên cứu này, các kiểu mƣa khác nhau bao gồm Advanced

(cƣờng độ mƣa lớn nhất ở đầu trận mƣa), Centralized (cƣờng độ mƣa lớn nhất ở giữa

trận mƣa), Delayed (cƣờng độ mƣa lớn nhất ở cuối trận mƣa) và Uniformed (cƣờng độ

mƣa không đổi) [43]. Các trận mƣa này đều có thời gian mƣa là 16 giờ và tổng lƣu

lƣợng mƣa không đổi. Kết quả nghiên cứu đã cho thấy xu hƣớng chung của các kiểu

mƣa là làm cho hệ số ổn định mái dốc giảm dần theo thời gian (Hình 1.19). Điều đặc

biệt là hệ số ổn định nhỏ nhất của các kiểu mƣa khác nhau đều bằng nhau. Tuy nhiên,

mức độ giảm hệ số ổn định lớn nhất xảy ra đối với kiểu mƣa Centralized, Delayed và

Uniformed lên tới 33%. Kiểu mƣa Advanced có mức độ giảm hệ số ổn định ít nhất chỉ

19% nhƣng thời gian để giảm xuống giá trị hệ số ổn định nhỏ nhất lại diễn ra nhanh

nhất.

s F n à o t n a

ố s ệ H



Thời gian (giờ)

Hình 1.19 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian đối với các kiểu mƣa khác nhau [43]

1.4.3 Tình hình nghiên cứu ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc đất không

bão hòa ở Việt Nam

Ở Việt Nam, các nghiên cứu về ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc đất không

bão hòa đã có những thành tựu nhất định. Một số tác giả đã sử dụng mô hình số và lý

thuyết cƣờng độ chống cắt đất không bão hòa đề giải thích các sự cố công trình do

mƣa đã xảy ra trong thực tế [44], [36]. Thìn (2007) đã nghiên cứu ảnh hƣởng của thời

gian mƣa đến hệ số ổn định mái dốc cho một mái dốc điển hình. Tác giả đã thiết lập

đƣợc biểu đồ tƣơng quan giữa hệ số ổn định mái dốc ở các thời điểm khác nhau đối

với các trận mƣa có thời gian kéo dài khác nhau.

Để đánh giá sự cố sạt trƣợt mái đê Tả Đuống đoạn K1+070, Thắng (2017) đã dựa vào

tài liệu thống kê dữ liệu khí tƣợng thủy văn với thời đoạn tính toán từ ngày 21/6/2013

và góc ma sát biểu kiến đƣợc xét hai trƣờng hợp b =‟và b = 0. Kết quả nghiên cứu

đến ngày 31/8/2013 [45]. Phƣơng trình SWCC xác định theo Fredlund và Xing (1994)

đã chỉ ra thời điểm nguy hiểm nhất xảy ra cung trƣợt là vào ngày 26/8/2013. Đồng thời

khi xét ảnh hƣởng của lực hút dính đến sức kháng cắt thì hệ số ổn định mái liên hệ mật

thiết với lƣợng mƣa (Hình 1.20). Hệ số ổn định giảm đến 15% khi không xét ảnh

hƣởng của lực hút dính đến sức kháng cắt.

Hình 1.20 Thay đổi của mực nƣớc sông, lƣợng mƣa và hệ số ổn định [45]

Việt và cộng sự (2015) đã nghiên cứu ảnh hƣởng của mƣa lớn đến sự ổn định của mái

dốc tàn tích điển hình ở Yên Bái [46]. Cƣờng độ mƣa đƣợc phân tích lựa chọn từ chuỗi

dữ liệu thống kê các trận mƣa ở Yên Bái từ năm 1960 đến năm 2009. Kết quả nghiên

cứu đã chỉ rõ sự suy giảm của lực hút dính và gia tăng áp lực nƣớc lỗ rỗng của đất

trong mái dốc từ đó suy giảm cƣờng độ kháng cắt đất không bão hòa và làm giảm hệ

số ổn định mái dốc. Đồng thời, hệ số ổn định mái dốc có xu thế giảm tuyến tính theo

thời gian mƣa (Hình 1.21). Đến cuối thời đoạn của trận mƣa 60 giờ, hệ số ổn định mái

đã giảm xuống 23%. Tuy nhiên, chỉ sau thời gian mƣa liên tục 14 giờ, mái dốc đã có

nguy cơ mất ổn định.

s F n à o t n a

ố s ệ H



Thời gian (giờ)

Hình 1.21 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc theo thời gian [46]

Tân và cộng sự (2015) đã tìm ra đƣợc ngƣỡng mƣa gây trƣợt lở đất dựa trên dữ liệu

lƣợng mƣa trong vòng 25 năm (từ 1990-2014) và số liệu điều tra trƣợt lở đất trong khu

vực huyện Mai Châu, tỉnh Hòa Bình [47]. Theo tác giả thì trƣợt lở đất quan hệ chặt

chẽ với lƣợng mƣa ngày (P) và lƣợng mƣa tích lũy trong 10 ngày trƣớc đó (P10).

Ngƣỡng mƣa để gây trƣợt đất là P = 128,41 – 0,076 P10 (mm). Đồng thời tác giả cũng

đã tìm đƣợc xác suất xuất hiện trƣợt lở đất trong khu vực là 66%; 96,1% và 99,5% đối

với các chu kỳ lặp tƣơng ứng là 1 năm, 3 năm và 5 năm. Đây là nguyên lý khá phổ

biến đang đƣợc áp dụng ở nhiều nơi trên thế giới để đƣa ra cảnh báo về trƣợt lở đất

[48]. Tuy nhiên khi mƣa rơi xuống mặt đất, thì chỉ một phần nƣớc mƣa xâm nhập vào

mái dốc, phần còn lại là chảy tràn hoặc bốc hơi. Hoàng và Khang (2011) đã xây dựng

đƣợc mô hình xác định lƣợng nƣớc mƣa thấm vào mái dốc dựa trên quan hệ giữa lực

hút tuyệt đối, hệ số thấm không bão hòa và độ ẩm thể tích của đất [49]. Tác giả đã ứng

dụng cho mái dốc điển hình ở khu vực thị trấn Cốc Pài, Xín Mần, Hà Giang và tìm ra

lƣợng nƣớc thấm vào mái dốc cho một trận mƣa điển hình chỉ từ 14% đến 34%.

1.5 Kết luận chƣơng 1

Khí hậu ở nƣớc ta có tính phân hóa đa dạng, nhiệt độ trung bình năm cao và lƣợng

mƣa trung bình năm lớn. Đặc biệt, với diện tích có đến 74,3% là khu vực đồi núi và

trung du nên loại đất không bão hòa ở Việt Nam là rất phổ biến. Các bài toán liên quan

đến đất không bão hòa ở Việt Nam rất đa dạng, bao gồm cả mái dốc tự nhiên (tàn tích)

hay nhân tạo (đê, đập, đƣờng). Trên thực tế các khối đất trong các mái dốc này là một

hệ đất bão hòa/không bão hòa. Vì vậy, để tính toán một cách đầy đủ và chính xác các

công trình dạng mái dốc thì việc áp dụng các lý thuyết của cơ học đất không bão hòa là

thực sự cần thiết. Nếu chỉ sử dụng các thông số tính toán của cơ học đất bão hòa thì

chúng ta không xác định đƣợc chính xác cƣờng độ kháng cắt của đất ở vùng không

bão hòa. Từ đó dẫn đến việc thiết kế mái dốc không hợp lý do việc xác định hệ số ổn

định mái dốc không chính xác.

Đối với đất không bão hòa, SWCC đƣợc coi là thông số quan trọng nhất. Nó thƣờng

đƣợc dùng để xác định các đặc tính nhƣ hệ số thấm, cƣờng độ kháng cắt và biến thiên

thể tích của đất. Việc xác định SWCC bằng thực nghiệm thƣờng rất tốn kém và mất

nhiều thời gian. Trong khi đó, ở Việt Nam thì các thiết bị thí nghiệm để xác định

SWCC còn rất hạn chế. Vì vậy, việc xác định SWCC bằng xác phƣơng trình thực

nghiệm có sử dụng các tham số hiệu chỉnh phù hợp với đặc tính của đất ở Việt Nam là

rất có giá trị.

Trong thực tế, các sự cố công trình về mất ổn định mái dốc phần lớn liên quan đến

mƣa. Nhiều tác giả trên thế giới và Việt Nam đã sử dụng mô hình số để nghiên cứu về

quy luật biến đổi của áp lực nƣớc lỗ rỗng (lực hút dính), hệ số ổn định mái dốc theo

thời gian trong quá trình mƣa. Tuy nhiên điều kiện biên về lƣợng mƣa xâm nhập vào

mái dốc, cơ chế biến thiên của áp lực nƣớc lỗ rỗng trong quá trình mƣa và sau khi

dừng mƣa vẫn chƣa thực sự sáng tỏ. Vì vậy, các nghiên cứu thực nghiệm trong điều

kiện ở Việt Nam sẽ đƣợc tiến hành nhằm đánh giá ảnh hƣởng của mƣa lên mái dốc và

ứng dụng vào các bài toán thực tế.

CHƢƠNG 2

CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH MÁI DỐC

ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA

2.1 Các biến trạng thái ứng suất của đất không bão hòa

Terzaghi (1936) đã mô tả biến trạng thái ứng suất kiểm soát ứng xử của đất bão hòa

nhƣ sau: “Ứng suất tại bất kỳ điểm nào của một mặt cắt qua khối đất có thể đƣợc tính

toán từ ứng suất chính tổng 1, 2, 3 tác dụng tại điểm đó. Nếu các lỗ rỗng trong đất

chứa đầy nƣớc và chịu ứng suất uw, thì các ứng suất chính tổng gồm 2 thành phần. Một

phần là uw tác dụng vào nƣớc và có độ lớn bằng nhau theo mọi phƣơng, đƣợc gọi là

ứng suất trung hòa hoặc áp lực nƣớc lỗ rỗng. Phần kia là ‟1= 1-uw, ‟2= 2-uw, ‟3=

3-uw biểu thị lƣợng vƣợt quá ứng suất trung hòa uw tác dụng vào hạt đất. Tất cả các

ảnh hƣởng đo đƣợc do ứng suất thay đổi nhƣ nén, xoắn và thay đổi sức kháng cắt đều

là do các thay đổi về ứng suất hiệu quả ‟1, ‟2, ‟3” [20]. Vì vậy ứng suất hiệu quả là

biến trạng thái ứng suất cho đất bão hòa, và đƣợc biểu thị bởi phƣơng trình sau:

(2-1)  

Trong đó: ‟là ứng suất pháp hiệu quả;  là ứng suất pháp tổng; uw là ứng suất trung

hòa.

Khái niệm ứng suất hiệu quả tạo nên một nền tảng cơ bản cho việc nghiên cứu cơ học

đất bão hòa. Biến thiên của thể tích và cƣờng độ kháng cắt bị kiểm soát bởi biến thiên

ứng suất hiệu quả. Mặc dù phƣơng trình ứng suất hiệu quả (2-1) không phải là định

luật vật lý, song ứng suất hiệu quả đã chứng tỏ là một biến trạng thái ứng suất duy nhất

khống chế ứng xử của đất bão hòa [1].

Đất không bão hòa có ứng xử rất phức tạp so với đất bão hòa. Có nhiều quan điểm

khác nhau của các nhà khoa học về việc thiết lập biến trạng thái ứng suất cho đất

không bão hòa. Biot (1941) đã đề xuất lý thuyết cố kết tổng quát cho đất không bão

hòa có các bọt khí giam hãm [50]. Các phƣơng trình biểu diễn quan hệ ứng suất biến

dạng đƣợc xây dựng theo hai biến trạng thái ứng suất độc lập, đó là ứng suất hiệu quả

( - uw), và áp lực nƣớc lỗ rỗng, uw. Tức là tác giả đã nhận ra đƣợc rằng cần phải có

một sự tách biệt giữa ảnh hƣởng của sự thay đổi ứng suất pháp tổng và thay đổi áp lực

nƣớc lỗ rỗng khi mô tả ứng xử của đất không bão hòa.

Coleman (1962) đã đề xuất sử dụng ba biến số ứng suất là, 1 - ua, 3 - ua và uw - ua, để

biểu thị ứng suất dọc trục, ứng suất buồng và áp lực nƣớc lỗ rỗng trong sơ đồ thí

nghiệm nén ba trục (trong đó ua là áp lực khí lỗ rỗng) [51]. Tƣơng quan về sự thay đổi

của thể tích cho đất không bão hòa đƣợc thiết lập dựa theo ba biến số này.

Bishop và Blight (1963) đã đánh giá lại phƣơng trình ứng suất hiệu quả đƣợc đề xuất

trƣớc đây đối với đất không bão hòa và chỉ ra rằng sự thay đổi của lực hút dính (ua -

uw) không dẫn đến sự thay đổi ứng xử của đất giống nhƣ thay đổi ứng suất pháp thực

( - ua) [52]. Các kết quả thí nghiệm đã đƣợc trình bày bằng cách sử dụng các đồ họa

ba chiều với lực hút dính và ứng suất pháp thực tạo thành các trục trực giao độc lập.

Nói cách khác, ứng suất pháp thực và lực hút dính đƣợc trình bày dƣới dạng các biến

ứng suất độc lập.

Matyas và Radhakrishna (1968) đã đƣa ra khái niệm về “tham số trạng thái” để biểu

thị sự thay đổi thể tích của đất không bão hòa [53]. Sự thay đổi của thể tích đƣợc biểu

thị bằng mặt cong ba chiều sử dụng hai tham số trạng thái là ( - ua) và (ua - uw). Sự

thay đổi của độ bão hòa cũng đƣợc biểu thị bằng quan hệ giữa ứng suất pháp thực và

lực hút dính. Barden và cộng sự (1969) cũng đề xuất sự thay đổi thể tích của đất

không bão hòa có thể đƣợc biểu thị bằng 2 tham số riêng biệt là ứng suất pháp thực (

- ua) và lực hút dính (ua - uw) [54].

Vào những năm 1970, Fredlund (1973), Fredlund và Morgenstern (1977) đã giới thiệu

phƣơng pháp phân tích cân bằng lý thuyết cho đất không bão hòa dựa trên cơ sở cơ

học liên tục nhiều pha [55], [56]. Các tác giả trƣớc thƣờng xem đất không bão hòa nhƣ

một hệ ba pha, nhƣng trong phƣơng pháp phân tích cân bằng lý thuyết thì đất không

bão hòa đƣợc xem là một hệ gồm bốn pha với mặt ngoài căng (mặt phân cách khí-

nƣớc) đƣợc coi là pha độc lập thứ tƣ. Theo phƣơng pháp này thì các hạt đất đƣợc coi là

không ép co và trơ về mặt hóa học. Các giả thiết này cũng hoàn toàn phù hợp với đất

bão hòa. Từ các phân tích các tác giả đã kết luận là bất kỳ hai trong ba biến ứng suất

đều có thể dùng mô tả ứng xử của đất không bão hòa. Tức là có ba tổ hợp có thể dùng

làm biến trạng thái ứng suất đó là ( - ua) và (ua - uw); ( - uw) và (ua - uw); ( - ua) và

( - uw). Trong các tổ hợp trên thì tổ hợp biến trạng thái ứng suất ( - ua) và (ua - uw)

đƣợc chấp nhận rộng rãi nhất đối với đất không bão hòa. Trong phân tích ứng suất ba

chiều, các biến trạng thái ứng suất của đất không bão hòa tạo nên hai tenxơ ứng suất

độc lập. Cƣờng độ kháng cắt và biến thiên thể tích của đất không bão hòa đƣợc thiết

lập bởi các phƣơng trình liên quan đến các tổ hợp biến trạng thái ứng suất. Ngoài ra

các biến trạng thái ứng suất này cũng đã đƣợc kiểm chứng bằng các thí nghiệm [55].

Nói tóm lại, tổ hợp biến trạng thái ứng suất ( - ua) và (ua - uw) là tổ hợp phù hợp nhất

để dùng trong thực tế xây dựng [57], [58]. Ở đây, các ảnh hƣởng của biến thiên ứng

suất pháp tổng đƣợc tách khỏi các ảnh hƣởng gây ra do biến thiên áp lực nƣớc lỗ rỗng.

Đặc biệt áp lực khí lỗ rỗng là áp lực khí quyển (áp suất áp kế bằng không) xảy ra với

hầu hết các bài toán Địa kỹ thuật.

2.2 Lực hút dính của đất không bão hòa và cách xác định

2.2.1 Khái niệm lực hút dính

Theo định nghĩa của Aitchison (1964) thì lực hút dính là lực hút tƣơng đƣơng xác

định bằng phép đo áp suất riêng phần của hơi nƣớc cân bằng với nƣớc trong đất, có

liên quan với áp suất riêng phần của hơi nƣớc cân bằng với một dung dịch đồng nhất

về thành phần với nƣớc trong đất [59]. Lực hút dính (ua - uw) là hiệu số của áp lực khí

lỗ rỗng ua, thƣờng là áp lực khí quyển ở ngoài trời và áp lực nƣớc lỗ rỗng uw.

(b) (a)

Hình 2.1 Sự thay đổi của lực tác dụng: (a) đất bão hòa và (b) đất không bão hòa [60]

Hình 2.1 minh họa sự thay đổi của áp lực nƣớc tác dụng lên hạt đất khi đất bão hòa và

không bão hòa. Có thể thấy rằng, trong trƣờng hợp đất bão hòa thì áp lực nƣớc trong lỗ

rỗng có xu thể đẩy các hạt đất ra xa. Trong khi với trƣờng hợp đất không bão hòa, do

tác dụng của lực mao dẫn làm các hạt đất gắn kết lại với nhau [60]. Để mô tả ứng xử

của đất không bão hòa thì việc xác định đƣợc giá trị lực hút dính là một yếu tố quan

trọng. Hiện nay có thể đo lực hút dính bằng phƣơng pháp trực tiếp hoặc bằng phƣơng

pháp đo gián tiếp.

2.2.2 Đo trực tiếp lực hút dính bằng căng kế

Căng kế (Tensometer) là loại thiết bị để đo trực tiếp áp lực nƣớc lỗ rỗng âm hay lực

hút dính trong đất. Các bộ phận chính của căng kế bao gồm một cốc gốm đƣợc nối tới

áp kế bằng ống dẫn (Hình 2.2). Cốc gốm có tác dụng cho phép nƣớc đi qua nhƣng

không cho khí đi qua. Khi đặt cốc gốm trong môi trƣờng đất, nƣớc trong ống dẫn sẽ đi

vào hoặc đi ra qua cốc gốm tùy theo lực hút của đất. Khi đạt cân bằng giữa đất và hệ

đo, nƣớc trong căng kế sẽ cùng có áp lực âm nhƣ nƣớc trong lỗ rỗng. Trong thực tế,

giá trị giới hạn đo của căng kế là -90kPa do hiện tƣợng sinh bọt khí của nƣớc trong

căng kế. Đối với các bài toán địa kỹ thuật thì áp lực nƣớc lỗ rỗng âm có trị số bằng lực

hút dính vì áp lực khí lỗ rỗng là áp lực khí quyển (ua= áp lực kế bằng không) [1].

Hình 2.2 Căng kế chế tạo bởi công ty Soilmoisture Equipment Corp [61]

Tùy thuộc chiều dài của ống dẫn mà có thể đo đƣợc lực hút dính trong đất ở các độ sâu

khác nhau. Hiện nay, trên thị trƣờng đã có các thiết bị đo đƣợc lực hút dính ở độ sâu từ

1,2 ÷1,5 m. Cần phải chú ý hiệu chỉnh kết quả đo lực hút dính tƣơng ứng với chiều cao

cột nƣớc trong căng kế, ống căng kế càng dài thì giá trị hiệu chỉnh càng lớn. Các kết

quả hiệu chỉnh này làm giá trị áp lực âm đo đƣợc lớn hơn giá trị hiển thị trên thiết bị

đo. Trong trƣờng hợp chiều cao cột nƣớc là 1,5 m thì giá trị hiểu chỉnh áp lực tƣơng

ứng là 15,2 kPa.

Để khắc phục nhƣợc điểm của căng kế là chỉ đo giá trị lực hút dính ở dải thấp, một số

nhà khoa học đã phát triển một số thiết bị có thể đo đƣợc lực hút dính trong đất lên tới

giá trị 1500 kPa [62].

2.2.3 Đo gián tiếp lực hút dính

Để đo gián tiếp lực hút dính trong đất, ngƣời ta sử dụng một khối xốp tiêu chuẩn làm

cảm biến. Vật liệu của khối xốp có thẻ là thạch cao, gốm, nilon, thủy tinh hoặc kim

loại. Cảm biến khối xốp phải đƣợc đƣa về cân bằng với lực hút dính trong đất, lúc cân

bằng thì lực hút dính trong khối xốp và trong đất bằng nhau. Lực hút dính đƣợc suy ra

từ độ ẩm của khối xốp, còn độ ẩm của khối xốp đƣợc xác định bằng cách đo lƣơng

tính chất dẫn nhiệt hoặc dẫn điện của khối xốp. Những tính chất này là hàm số của độ

ẩm và có thể thiết lập qua các tƣơng quan. Khi hiệu chỉnh, khối xốp sẽ chịu tác dụng

của các lực hút dính khác nhau và xác định đƣợc các tính chất dẫn nhiệt hoặc dẫn điện

của khối xốp. Các giá trị đo đƣợc của tính dẫn nhiệt hoặc dẫn điện ở mỗi điều kiện cân

bằng với đất sẽ đƣợc sử dụng để xác định lực hút dính thông qua đƣờng cong hiệu

chỉnh.

2.3 Xác định đƣờng cong đặc trƣng đất-nƣớc

2.3.1 Đặc điểm SWCC

Nhƣ đã trình bày ở mục 1.3.1, SWCC đƣợc định nghĩa là mối quan hệ giữa lƣợng chứa

nƣớc trong đất và lực hút của đất. Lƣợng chứa nƣớc trong đất có thể biểu diễn bằng

nhiều cách thức. Phổ biến trong các bài toán địa kỹ thuật là sử dụng độ ẩm trọng

lƣợng, w, là tỷ số giữa khối lƣợng (hoặc trọng lƣợng) nƣớc trong đất và khối lƣợng

(hoặc trọng lƣợng) hạt đất. Trong lĩnh vực khoa học đất thì độ ấm thể tích, , là tỷ số

giữa thể tích nƣớc trong đất và tổng thể tích mẫu đất. Ngoài ra có thể sử dụng độ bão

hòa, S, là tỷ số giữa thể tích nƣớc và thể tích lỗ rỗng để biểu diễn lƣợng chứa nƣớc

trong đất. Fredlund (2002) còn giới thiệu một số cách khác để biểu diễn lƣợng chứa

nƣớc nhƣ sử dụng độ ẩm trọng lƣợng không thứ nguyên, dg, là tỷ số giữa độ ẩm trọng

lƣợng ở trạng thái bất kỳ, w, với độ ẩm trong lƣợng ở trạng thái bão hòa, ws, hoặc độ

ấm thể tích không thứ nguyên, dv, là tỷ số giữa độ ẩm thể tích ở trạng thái bất kỳ, ,

và độ ẩm thể tích khi bão hòa, s [63].

Lực hút của đất có thể là lực hút dính (hay áp lực mao dẫn), lực hút thẩm thấu hoặc lực

hút tổng (lực hút dính kết hợp với lực hút thẩm thấu). Các giá trị của lực hút có thể thay đổi từ 0 đến 106 kPa do đó lực hút của đất thƣờng đƣợc biểu thị dƣới dạng logarit

[1]. Một số thông số chính khống chế hình dạng của SWCC bao gồm: độ ẩm thể tích

bão hoà, s, là độ ẩm thể tích tại giá trị lực hút dính bằng 0 kPa; độ ẩm thể tích bão hoà

dƣ, r, là độ ẩm thể tích thấp nhất khi nƣớc trong lỗ rỗng không liên thông; giá trị khí

vào hay áp lực bọt khí, a, là lực hút ứng với lúc khí có thể thấm vào các lỗ rỗng lớn

nhất. Nói chung độ ẩm bão hòa ws và giá trị khí vào AEV thƣờng tăng theo tính dẻo

của đất [28] .

Hình 2.3 Hiện tƣợng trễ của SWCC [1]

Hình dáng SWCC có dạng tƣơng tự nhƣ đƣờng quan hệ giữa hệ số rỗng và ứng suất

hiệu quả trong thí nghiệm nén cố kết với hai nhánh giảm ẩm và nhánh tăng ẩm tƣơng

tự nhƣ đƣờng nén và đƣờng nở [1]. Theo nhánh giảm ẩm, độ ẩm của đất giảm khi lực

hút dính tăng và ngƣợc lại trên nhánh tăng ẩm, độ ẩm của đất tăng khi lực hút dính

giảm. Nhánh giảm ẩm và nhánh tăng ẩm của SWCC thƣờng không nằm trùng nhau,

hiện tƣợng này đƣợc gọi là hiện tƣợng trễ của SWCC (Hình 2.3).

2.3.2 Thí nghiệm xác định SWCC

2.3.2.1 Đĩa tiếp nhận khí cao

SWCC là một yếu tố quan trọng nhất để xác định các đặc trƣng của đất không bão hòa

ứng dụng trong các bài toán địa kỹ thuật. Trong lĩnh vực nông nghiệp nó đã đƣợc đo

lƣờng từ những năm 1930. Nhiều thiết bị đã đƣợc phát triển để đo lƣờng phạm vi lớn

của lực hút dính. Điển hình trong số đó nhƣ của Reginato và van Bavel (1962) sử

dụng tấm Tempe với áp lực 100 kPa hoặc tấm áp suất thể tích với áp lực 200 kPa [64].

Sau này, các nhà khoa học đã chế tạo ra các đĩa tiếp nhận khí cao tới 500 kPa hoặc

1500 kPa nhƣ của Fredlund và Rahardjo [1]. Các thiết bị này cho phép đo đạc đƣợc

khối lƣợng nƣớc hoặc thể tích nƣớc trong mẫu đất, từ đó xác định đƣợc lƣợng chứa

nƣớc cân bằng với lực hút dính tác dụng vào mẫu .

Một đĩa tiếp nhận khí cao có các lỗ rất nhỏ với kích thƣớc tƣơng đối đồng đều nhau.

Đĩa có tác dụng nhƣ một màng ngăn giữa khí và nƣớc (Hình 2.4). Đĩa thƣờng đƣợc

làm bằng gốm chế tạo từ kaolin nung kết. Khi đĩa đƣợc bão hòa nƣớc, khí không thể đi

qua đĩa do tính năng mặt ngoài căng chống lại dòng khí.

Hình 2.4 Nguyên lý làm việc của đĩa tiếp nhận khí cao [1]

Tính năng chống lại dòng khí của đĩa gốm là do lực căng bề mặt Ts đƣợc phát triển do

mặt ngoài căng. Mặt ngoài căng có tác dụng nhƣ một màng mỏng nối các lỗ rỗng bán

kính Rs trên bề mặt đĩa gốm. Hiệu giữa áp suất khí ở trên mặt ngoài căng và áp suất

nƣớc ở dƣới mặt ngoài căng chính là lực hút dính. Lực hút dính lớn nhất có thể giữ qua

bề mặt đĩa gọi là giá trị tiếp nhận không khí của đĩa, giá trị này đƣợc minh họa bằng

phƣơng trình Kelvin nhƣ sau:

(2-2)

Trong đó: (ua-uw)d là giá trị tiếp nhận không khí của đĩa tiếp nhận khí cao; Ts là sức

căng mặt ngoài; Rs là bán kính cong mặt ngoài

Hiện nay đĩa tiếp nhận khí cao đã đƣợc sản xuất thƣơng mại hóa phù hợp cho nhiều

dải đo khác nhau. Giá trị lớn nhất của áp lực khí mà đĩa có thể tiếp nhận đƣợc hiện nay

là khoảng 1500 kPa [28]. Đĩa tiếp nhận khí cao thƣờng đƣợc sử dụng ở các thí nghiệm

trong phòng nhằm đƣa mẫu đất không bão hòa đến các trạng thái có lực hút dính khác

nhau.

2.3.2.2 Các phương pháp thí nghiệm xác định SWCC

Các phƣơng pháp thí nghiệm xác định SWCC gồm có năm phƣơng pháp đƣợc miêu tả

trong tiêu chuẩn ASTM D6836-02 [65]. Phƣơng pháp A (cột treo) phù hợp với khoảng

áp lực từ 0 đến 80 kPa, và phù hợp cho loại đất hạt thô có tốc độ thoát nƣớc nhanh.

Phƣơng pháp B (tấm chiết áp và đo lƣờng thể tích) phƣơng pháp C (tấm chiết áp và đo

lƣờng khối lƣợng) phù hợp với khoảng áp lực từ 0 đến 1500 kPa. Hai phƣơng pháp

này thƣờng phù hợp với đất hạt mịn, có tốc độ thoát nƣớc chậm. Phƣơng pháp D (ẩm

kế) phù hợp với khoảng áp lực từ 500 kPa đến 100 MPa và sử dụng đƣợc trong vùng

áp lực gần với trạng thái bão hòa. Phƣơng pháp E (máy ly tâm) thƣờng sử dụng cho

các loại đất các loại đất có kích thƣớc hạt lớn và phạm vị áp lực tới 120 kPa. Ngoài ra

có thể kết hợp các phƣơng pháp để xác định chi tiết SWCC. Theo cách này thì phƣơng

pháp A hoặc E đƣợc sử dụng để xác định lực hút ở giá trị thấp và gần với trạng thái

bão hòa để xác định chính xác giá trị khí vào, phƣơng pháp B hoặc C đƣợc sử dụng

khi lực hút có giá trị trung gian (100 đến 1000 kPa) và phƣơng pháp D đƣợc sử dụng

lực hút có giá trị lớn (> 1000 kPa).

2.3.2.3 Thí nghiệm xác định SWCC bằng bình chiết áp lực cao

Trong năm phƣơng pháp thí nghiệm ở trên, phƣơng pháp B và C là thƣờng đƣợc sử

dụng ở các phòng thí nghiệm ở nhiều nơi trên thế giới. Thiết bị chính của thí nghiệm là

đĩa tiếp nhận khí cao, kỹ thuật tịnh tiến trục đƣợc sử dụng để tạo lực hút dính khác

nhau cho các mẫu đất trong quá trình thí nghiệm.

Đối với đất không bão hoà, áp lực khí lỗ rỗng ua thƣờng là áp lực khí quyển (ua = 0) và

áp lực nƣớc lỗ rỗng âm (uw < 0). Trong quá trình thí nghiệm, tác dụng lực hút dính lên

mẫu bằng cách giữ để áp lực nƣớc lỗ rỗng bằng không và đặt vào mẫu một áp lực khí

lỗ rỗng dƣơng. Khi đó để làm thay đổi lực hút dính trong đất thì chỉ cần thay đổi áp

lực khí tác dụng lên mẫu đất. Đây đƣợc gọi là kỹ thuật tịnh tiến trục [1].

Khi thí nghiệm, mẫu đất đƣợc đặt trong buồng áp suất và ở mặt trên của đĩa gốm. Mặt

dƣới của đĩa gốm tiếp xúc với lớp nƣớc đƣợc ngăn cách bởi màng cao su. Nƣớc trong

màng cao su đƣợc liên thông với khí quyển bên ngoài để đảm bảo áp lực nƣớc lỗ rỗng

trong mẫu đất bằng không. Khi đó, áp lực khí lỗ rỗng sẽ là áp lực dƣơng và có thể điều

chỉnh bằng hệ thống van điều áp. Lúc này, lực hút dính tác dụng lên mẫu đất chính là

áp lực khí tác dụng vào buồng áp lực. Quá trình tác dụng áp lực khí lên mẫu đất làm

cho nƣớc lỗ rỗng thoát qua đĩa ra buồng chứa nƣớc. Lƣợng nƣớc thoát ra khỏi mẫu đất

có thể kiểm soát đƣợc thông qua số đọc trên ống đo nƣớc. Tại thời điểm áp lực cân

bằng lƣợng nƣớc trong đất giảm tƣơng ứng với lƣợng tăng lực hút dính và đất có độ

ẩm tƣơng ứng với một lực hút dính xác định. Trong trƣờng hợp thí nghiệm đồng thời

nhiều mẫu thí nghiệm ở cùng cấp áp lực, thì cần phải cân khối lƣợng mẫu sau khi đã

đƣợc cân bằng áp lực để xác định chênh lệch về khối lƣợng nƣớc chứa trong mẫu đất.

Thay đổi các giá trị khác nhau của lực hút dính và xác định đƣợc độ ẩm còn lại trong

mẫu đất thì sẽ xác định đƣợc SWCC.

2.3.3 Phương trình SWCC

Các phƣơng trình SWCC đều chứa một tham số liên quan đến AEV và một tham số

liên quan đến tốc độ thoát nƣớc. Một số phƣơng trình sử dụng tham số thứ ba để phân

biệt đƣờng cong khi giá trị lực hút dính nhỏ so với phạm vi lực hút dính lớn. Việc sử

dụng ba tham số cho phép sự linh hoạt hơn khi phải hiệu chỉnh với kết quả thí nghiệm,

các tham số này có thể phụ thuộc vào nhau [28].

Mỗi phƣơng trình thực nghiệm có thể phù hợp với nhánh giảm ẩm hoặc tăng ẩm.

Fredlund và cộng sự (2012) đã chỉ ra hai nhƣợc điểm lớn nhất của các phƣơng trình

này [28]. Thứ nhất đó là đƣờng biểu diễn ở phạm vi lực hút dính nhỏ là đƣờng tiệm

cận với đƣờng nằm ngang. Do đó khi xét vi phân trong phạm vi lực hút dính nhỏ thì độ

ẩm thể tích tiến về không, nên không thực tế. Pham & Fredlund (2005) đã thiết lập

phƣơng trình phù hợp hơn khi lực hút dính nhỏ nhƣng các hàm này không liên tục

[19]. Hạn chế thứ hai của các phƣơng trình thực nghiệm đó là ở phạm vi lực hút dính

lớn vƣợt qua giá trị nƣớc vào thì đƣờng cong có xu thế tiệm cận với đƣờng nằm ngang

khi lực hút dính tiến tới vô hạn. Fredlund và Xing (1994) đã khắc phục vấn đề thứ hai

này bằng cách áp dụng hệ số hiệu chỉnh để độ ẩm của đất đạt giá trị bằng không khi lực hút ở giá trị 106 kPa [18]. Phƣơng trình của Fredlund và Xing (1994) có dạng nhƣ

(2-3)

{ [ ]}

Trong đó: C(ψ) là hệ số hiệu chỉnh, đƣợc xác định theo biểu thức:

[ ]

a =ψi ] [

[ ]

Ở đây ψr là lực hút dính ứng với độ ẩm thể tích dƣ, θr; (ψi, θi) là tọa độ điểm uốn của

SWCC; s là độ dốc của đƣờng tiếp tuyến với đƣờng cong, ψp là giao điểm của đƣờng

tiếp tuyến với trục lực hút dính.

h c í t ể h t

m ẩ

ộ đ a ó h n ẩ u h C

Lực hút dính (kPa)

Hình 2.5 SWCC theo phƣơng trình của Fredlund và Xing (1994)

Có thể thấy rằng khi C(1000000) bằng không, thì tại giới hạn đó lực hút dính đạt giá trị 106 kPa tƣơng ứng với độ ẩm thể tích θ=0. SWCC khi lực hút dính thấp không bị

ảnh hƣởng đáng kể do C(ψ) = 1. SWCC theo phƣơng trình của Fredlund và Xing

(1994) đƣợc minh họa ở Hình 2.5.

2.3.4 Ước lượng SWCC

Để xây dựng đƣợc SWCC hoàn chỉnh, ngoài việc tiến hành thí nghiệm xác định độ ẩm

của đất ở các giá trị lực hút dính khác nhau còn cần phải sử dụng kết hợp với các

phƣơng trình thực nghiệm sẵn có của một số tác giả. Do đó việc xác định SWCC

thƣờng khá tốn kém và mất nhiều thời gian. Trong trƣờng hợp thiếu các thiết bị thí

nghiệm xác định SWCC hoặc trong các phân tích, tính toán ban đầu, có thể sử dụng

một số phƣơng pháp khác để ƣớc lƣợng SWCC.

Hiện nay có ba cách phổ biến để ƣớc lƣợng SWCC bao gồm: (1) sử dụng chuỗi dữ liệu

sẵn có của các loại đất tƣơng tự, khi sử dụng cách này cần chú ý đến sự tƣơng đồng về

thành phần hạt, giới hạn chảy và giới hạn dẻo; (2) sử dụng đƣờng cong cấp phối hạt

(3) so sánh tƣơng quan giữa chỉ tiêu cơ lý của đất và các tham số của SWCC. Trong ba

cách này, thì hai cách đầu tiên đƣợc sử dụng phổ biến hơn cả do dễ dàng sử dụng và

tính phổ biến của dữ liệu đầu vào.

Nhiều mô hình đã đƣợc đề xuất để ƣớc lƣợng SWCC từ đƣờng cong cấp phối hạt,

trong đó mô hình Modified Kovacs (2003) (MK) đƣợc biết đến rộng rãi vì nó phù hợp

với khá nhiều loại đất bao gồm cả đất rời và đất dính [66]. Theo mô hình MK thì

lƣợng nƣớc đƣợc giữ trong đất đƣợc quy về hai cơ chế chính là lực mao dẫn và lực

dính bám. Mao dẫn đƣợc coi là cơ chế chính khi lực hút dính thấp và dính bám là cơ

chế chính khi lực hút dính cao. Hai thành phần này đƣợc kết hợp bởi phƣơng trình

(2-4) nhƣ sau:

(2-4) 〈 〉

Trong đó: S là độ bão hòa; θ là độ ẩm thể tích; n là độ lỗ rỗng, Sc là độ bão hòa liên

quan đến cơ chế mao dẫn; Sa là độ bão hòa liên quan đến cơ chế dính bám; 〈 〉 =

0,5(x+| |).

Độ bão hòa liên quan đến cơ chế mao dẫn Sc đƣợc xác định theo công thức sau:

)

(2-5)

+ *( [ ]

Ở đây: hc0 là chiều cao mao dẫn tƣơng đƣơng liên quan đến đƣờng kính lỗ rỗng tƣơng

đƣơng và bề mặt hạt đất; ψ là lực hút; m là hệ số kích thƣớc lỗ rỗng.

Độ bão hòa liên quan đến cơ chế dính bám Sa đƣợc xác định theo công thức kinh

nghiệm (2-6):

(2-6) ) (

Ở đây: ac là hệ số dính bám; e là hệ số rỗng; ψn là hệ số, ψn = 1cm; khi ψ có đơn vị là cm; ψ0 là hệ số ψ0 = 107 cm.

Đối với đất rời bốn tham số hc0; ψr ; m và ac của mô hình MK đƣợc xác định bằng các

1,2

biểu thức:

ac =0,01 Ψr = 0,86hc0

[ ]

và

Ở đây: D10 là đƣờng kính cỡ hạt tƣơng ứng với 10% lọt sàng; Cu là hệ số đồng đều hạt.

Đối với đất dính bốn tham số hc0; ψr ; m và ac của mô hình MK đƣợc xác định bằng

1,2

các biểu thức:

m=0,00003 ac =0,0007 Ψr = 0,86hc0

Ở đây: ρs là khối lƣợng riêng của hạt đất; wL là độ ẩm giới hạn chảy.

2.4 Dòng thấm trong đất không bão hòa

2.4.1 Định luật thấm của Darcy cho đất không bão hòa

Theo Darcy (1856) vận tốc dòng thấm trong đất bão hòa tỷ lệ với gradient thủy lực

theo phƣơng trình (2-7) nhƣ sau [67],:

(2-7)

Trong đó: vw: là vận tốc dòng thấm; kw : là hệ số thấm của nƣớc; hw/y: là gradient

thủy lực theo hƣớng y, có thể ký hiệu là iw.

Hệ số tỷ lệ giữa vận tốc thấm của nƣớc và gradient thuỷ lực đƣợc gọi là hệ số thấm kw.

Hệ số thấm là hằng số đối với đất bão hòa. Phƣơng trình (2-7) cũng có thể viết theo

các hƣớng x và z. Dấu âm trong phƣơng trình (2-7) biểu thị là các dòng nƣớc thấm

chảy theo hƣớng giảm gradient thuỷ lực.

Hình 2.6 Kết quả thực nghiệm của định luật thấm Darcy cho đất không bão hòa [68]

Nƣớc chỉ có thể thấm qua các lỗ rỗng chứa nƣớc. Khi các lỗ rỗng chứa khí thì dòng

thấm không thể thấm qua. Do vậy, các lỗ rỗng đầy khí trong đất không bão hoà có thể

xem tƣơng tự nhƣ pha rắn và đất có thể xem nhƣ bão hoà với độ ẩm giảm [69]. Khi đó,

định luật Darcy có thể có hiệu lực cho đất không bão hoà tƣơng tự với đất bão hoà.

Tuy nhiên, thể tích nƣớc (hay độ ẩm) phải không đổi khi gradien thuỷ lực thay đổi.

Kết quả thực nghiệm kiểm chứng định luật Darcy cho đất không bão hòa đã đƣợc thực

hiện bởi Childs và Collis-Goerge (1948) ở trên Hình 2.6 [68]. Trong thí nghiệm, một

cột đất không bão hòa có độ ẩm đồng nhất và cột nƣớc áp lực không đổi chịu tác dụng

của các gradient thủy lực khác nhau. Kết quả thí nghiệm đã cho thấy tại một độ ẩm

riêng biệt, hệ số thấm kw là hằng số đổi với các gradient thủy lực khác nhau. Nói cách

khác, vận tốc thấm của nƣớc trong đất không bão hòa có quan hệ tuyến tính với

gradient thủy lực khi hệ số thấm kw là hằng số. Nhƣ vậy, định luật thấm của Darcy

hoàn toàn có thể áp dụng với đất không bão hòa [1]. Tuy nhiên, độ lớn của hệ số thấm

kw sẽ thay đổi tùy theo giá trị của độ ẩm thể tích trong đất không bão hòa.

2.4.2 Các tương quan phụ thuộc của hệ số thấm

Đối với đất bão hòa, hệ số thấm đƣợc coi là hàm của hệ số rỗng [70]. Trong tính toán

cho đất bão hòa với dòng thấm ổn định và không ổn định, hệ số thấm thƣờng coi nhƣ

là không đổi.

Tuy nhiên, với đất không bào hòa thì hệ số thấm phụ thuộc vào cả hệ số rỗng và độ

bão hòa (hoặc độ ẩm). Do dòng thấm chỉ chảy qua các lỗ rỗng chứa nƣớc nên tỷ lệ

phần trăm lỗ rỗng chứa nƣớc đóng vai trò quan trọng. Khi đất bắt đầu giảm bão hòa,

bọt khí sẽ chiếm chỗ của nƣớc trong các lỗ rỗng, và làm giảm thể tích lỗ rỗng chứa

nƣớc, kéo theo tốc độ thấm nƣớc giảm đi. Khi lực hút dính trong đất tăng lên, dẫn đến

giảm thêm về thể tích lỗ rỗng cho nƣớc chiếm. Đồng thời, mặt phân cách khí nƣớc bị

kéo ngày càng gần tới các hạt đất làm cho hệ số thấm của nƣớc giảm nhanh. Đối với

đất không bão hòa, hệ số thấm là hàm của hai trong ba thông số sau [71], [72]:

(2-8)

(2-9) hoặc

(2-10) hoặc

Nhiều phƣơng trình bán thực nghiệm cho hệ số thấm đã đƣợc suy ra từ SWCC [14],

[73]. Trên thực tế, hầu hết các hàm thấm đƣợc xác định từ SWCC.

2.4.3 Xác định hệ số thấm của đất không bão hòa

Hệ số thấm của đất có thể đƣợc xác định bằng phƣơng pháp trực tiếp hoặc gián tiếp.

Việc đo trực tiếp hệ số thấm có thể đƣợc thực hiện cả ở trong phòng hoặc ngoài thực

địa. Tuy nhiên các phép đo hệ số thấm của đất không bão hòa thƣờng rất khó khăn và

tốn thời gian. Vì vậy các nhà khoa học đã phát triển một số phƣơng pháp khác để xác

định hệ số thấm. Hiện nay, có bốn phƣơng pháp để xác định hệ số thấm đó là: mô hình

kinh nghiệm, mô hình thống kê, mô hình tƣơng quan và mô hình hồi quy.

Theo phƣơng pháp mô hình kinh nghiệm, các nhà khoa học cho rằng có sự liên quan

giữa đặc tính của SWCC và hàm thấm, từ đó sử dụng mối quan hệ này theo cách thực

nghiệm. Brooks và Corey (1964) đƣa ra khái niệm chỉ số phân bố kích thƣớc lỗ rỗng là

độ dốc của đƣờng cong quan hệ giữa độ bão hòa hiệu quả và lực hút dính [73]. Phƣơng

trình có dạng nhƣ sau:

(2-11)

(2-12)

(2-13)

Trong đó: ks: là hệ số thấm khi đất bão hòa; : là hằng số thực nghiệm, thƣờng đƣợc

lấy từ 3 đến 4 cho các loại đất [74], [75]; (ua – uw)b là giá trị lực hút dính phải vƣợt qua

trƣớc khi khí ở trong lỗ rỗng giảm đi; Se là độ bão hòa hiệu quả; Sr: là độ bão hòa dƣ

mà tại đó khi lực hút dính tăng thì không làm thay đổi độ bão hòa.

Mô hình hồi quy dựa vào chuỗi các số liệu hệ số thấm từ các kết quả thí nghiệm hoặc

sử dụng các số liệu từ các phƣơng pháp khác để thiết lập hàm hồi quy. Trong khi đó

các mô hình thống kê sử dụng mô hình vật lý bằng tập hợp các lỗ rỗng mà nƣớc có thể

chảy qua. Mô hình vật lý phổ biến nhất đƣợc sử dụng là của Childs & Collis-George

(1948). Một số hàm thấm đã đƣợc tìm ra bằng cách dựa vào kết quả thực nghiệm của

mô hình này. Hầu hết các phƣơng trình thiết lập theo cách này sử dụng phƣơng pháp

tích phân đƣờng cong SWCC từ điều kiện bão hòa.

Với các mô hình tƣơng quan, sự liên quan giữa hàm thấm và đƣờng cong SWCC đƣợc

thể hiện một cách toàn diện hơn. Các đặc trƣng riêng biệt của đất đã đƣợc bổ sung vào

các hàm tƣơng quan này. Fredlund và cộng sự (1994) đề xuất phƣơng trình xác định

hàm thấm nhƣ sau [76]:

 

(2-14)

   

∫ ∫



Trong đó : là hệ số thấm ở giá trị lực hút bất kỳ, ks là hệ số

thấm bão hòa;  là độ ẩm thể tích chuẩn hóa,  = (-r)/(s-r); s và r là độ ẩm thể

tích bão hòa và độ ẩm thể tích dƣ,  là độ ẩm thể tích bất kỳ; q = 2; b = ln(1000000);

là giá trị khí vào; y là biến tích hợp; ‟ là đạo hàm của phƣơng trình (2-3); e là cơ sô tự nhiên, e = 2,71828.

Sau đó, Leong và Rahardjo (1997) đã sử dụng các chỉ tiêu phân loại đất để xác định

hàm thấm có dạng [77]:

(2-15)  .p

Trong đó: p là hệ số tùy thuộc vào từng loại đất.

Công thức này thƣờng đƣợc lựa chọn sử dụng vì tính chất đơn giản, đồng thời dễ dàng

thấy đƣợc sự liên hệ giữa hàm thấm và SWCC. Ban đầu Leong và Rahardjo (1)997 sử

dụng sáu loại đất để chuẩn hóa giá trị của p [77]. Sau đó, Fredlund và cộng sự (2001)

đã sử dụng khoảng 300 số liệu để chuẩn hóa giá trị của p [78]. Kết quả tính toán cho

thấy, đối với đất cát thì giá trị của p là 2,37; với đất sét là 4,34; với đất cát bụi là 2,86

và đất sét bụi là 3,58. Giá trị p phù hợp cho các loại đất thay đổi từ 2,4 đến 5,6 và giá

trị trung bình của p cho tất cả các loại đất là 3,29.

2.5 Xác định cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa

2.5.1 Phương trình cường độ kháng cắt của đất không bão hòa

Nhƣ vậy đối với đất bão hòa, chỉ cần sử dụng một biến trạng thái ứng suất là ứng suất

pháp thực (– uw) để xác định cƣờng độ kháng cắt của đất nhƣ ở phƣơng trình (1-1).

Tuy nhiên nhiều nghiên cứu đã chỉ ra cần phải sử dụng ít nhất hai biến trạng thái ứng

suất cho đất không bão hòa. Các nghiên cứu của Fredlund (1979) và Fredlund và

Rahardjo (1987) đã chứng tỏ tổ hợp biến trạng thái ứng suất ( - ua) và (ua - uw) là tổ

hợp phù hợp nhất để dùng cho đất không bão hòa [57], [58]. Khi đó phƣơng trình

cƣờng độ kháng cắt cho đất không bão hòa đƣợc viết dƣới dạng nhƣ phƣơng trình

(1-2).

So sánh phƣơng trình (1-1) và phƣơng trình (1-2) cho thấy phƣơng trình cƣờng độ

kháng cắt của đất không bão hòa là sự mở rộng từ đất bão hòa. Khi đất bão hòa, thì áp

lực nƣớc lỗ rỗng uw tiến tới áp lực khí lỗ rỗng ua tức là lực hút dính ua – uw = 0, lúc đó

phƣơng trình (1-2) lại trở về dạng phƣơng trình (1-1).

Mặt bao phá hoại của đất bão hòa đƣợc vẽ trên đồ thị hai hƣớng nhƣ ở Hình 1.6. Đối

với đất không bão hòa, mặt bao phá hoại đƣợc hình thành từ đồ thị ba hướng với tung

độ là ứng suất cắt  và hoành độ là các hợp ứng suất pháp thực (- ua) và lực hút dính

(ua-uw). Mặt phẳng phía trước biểu diễn cho đất ở trạng thái bão hòa tức là lực hút dính

bằng không, các mặt phẳng phía sau biểu thị cho đất ở trạng thái không bão hòa với

các lực hút dính khác nhau. Đồ thị 3 hướng ở Hình 2.7 là sự mở rộng của Hình 1.6 về

hướng thứ 3 cho lực hút dính (ua-uw). Góc ma sát trong liên hệ tới lực hút dính được đặc trưng bởi góc b thể hiện lượng tăng cường độ kháng cắt do tăng lực hút dính.

Trong khí đó góc ma sát trong ’ biểu thị liên hệ giữa lượng tăng cường độ kháng cắt

do tăng ứng suất pháp thực (- ua).

Hình 2.7 Đƣờng bao phá hoại mở rộng Mohr-Coulomb của đất không bão hòa [1]

Phương trình (1-2) cho thấy mối quan hệ tuyến tính của cường độ kháng cắt theo lực

hút dính, Tuy nhiên nhiều kết quả thực nghiệm sau này đã chứng tỏ xu thế phi tuyến

của mối quan hệ này. Phương trình cường độ kháng cắt dạng phi tuyến theo đề xuất

của Vanapalli và cộng sự (1996) có dạng như sau [79]:

(2-16) )]    [  (

Trong đó:  là độ ẩm thể tích; s là độ ẩm thể tích bão hòa; r là độ ẩm thể tích dƣ.

So sánh phương trình (1-2) và phương trình (2-16) ta thu được mối quan hệ:

(2-17) )   (    

Do giá trị  thay đổi theo lực hút dính, vì vậy phương trình (2-16) đã nêu lên được mối

quan hệ phi tuyến của b theo lực hút dính. Từ đó có thể thấy rằng, góc b có thể xác

định được từ đường cong SWCC.

Phương trình cường độ kháng cắt của đất không bão hòa còn được biểu thị dưới nhiều

dạng khác nhau. Fredlund và cộng sự (1996) đã đề xuất phương trình cường độ kháng

cắt liên quan đến độ ẩm thể tích như sau [80]:

)

(2-18)     (  

Trong đó: là tham số hiệu chỉnh phụ thuộc vào loại đất. Sau này dựa vào số liệu thí

nghiệm của các loại đất từ các vùng nghiên cứu khác nhau, Garven vàn Vanapallli

(2006) đã đề xuất phương trình kinh nghiệm liên hệ giữa tham số hiệu chỉnh và chỉ

số dẻo PI của đất như ở phương trình (2-19) [81]:

(2-19)

Oberg và Sallfors (1997) lại cho rằng lực hút dính liên quan đến độ bão hòa S do đó

sức kháng cắt của đất không bão có thể được viết dưới dạng [82]:

(2-20)    

Bao và cộng sự (1998) đã đề xuất một biến số mới  để xét ảnh hưởng của lực hút

dính tới cường độ kháng cắt đất không bão hòa,  đạt giá trị bằng 1,0 khi lực hút dính

nhỏ hơn giá trị khí vào (ua-uw)b [83]. Khi lực hút dính vượt quá giá trị khí vào và tiến

tới giá trị lực hút dính dư (ua-uw)r thì  được tính theo biểu thức:



Khi đó phương trình cường độ kháng cắt cho đất không bão hòa có dạng sau:

(2-21)     

Ngoài ra, một số tác giả khác như Lee và cộng sự (2005) và Vilar (2006) sử dụng

SWCC và các tham số hiệu chỉnh để thiết lập phương trình cường độ kháng cắt của đất

không bão hòa [84], [85]. Tuy nhiên, trong các phương trình cường độ kháng cắt của

đất không bão hòa ở trên, thì phương trình (1-2) do Fredlund và cộng sự (1978) đề

xuất và phương trình (2-16) do Vanapalli và cộng sự (1996) đề xuất thường được sử

dụng rộng rãi và phổ biến nhất [11], [79].

2.5.2 Thí nghiệm xác định cường độ kháng cắt của đất không bão hòa

Cũng tương tự như đối với đất không bão hòa, người ta cũng thường sử dụng hai loại

thí nghiệm để xác định cường độ kháng cắt của đất không bão hòa là thí nghiệm cắt

trực tiếp và thí nghiệm ba trục. Thiết bị thí nghiệm về cơ bản tương tự như đối với các

thí nghiệm cho đất bão hòa truyền thống. Chỉ có một điểm khác biệt nhỏ đó là đặt

thêm một đĩa tiếp nhận khí cao ở đáy mẫu để có thể tạo ra các giá trị lực hút dính khác

nhau cho mẫu đất.

Đối với thí nghiệm ba trục, có năm phương pháp để xác định cường độ kháng cắt của

đất không bão hòa đó là (1) thí nghiệm cố kết thoát khí+nước (CD); (2) thí nghiệm độ

ẩm không đổi (CW); (3) thí nghiệm cố kết không thoát khí+nước (CU); (4) thí nghiệm

không cố kết không thoát khí+nước (UU); (5) thí nghiệm nở hông (UC).

Trong trường hợp thí nghiệm CU và CD, chữ cái đầu tiên có nghĩa là cố kết trước khi

cắt, chữ cái thứ hai có ý nghĩa là điều kiện thoát nước trong quá trình cắt. Thí nghiệm

độ ẩm không đổi là trường hợp đặc biệt khi mà áp lực khí được duy trì theo kiểu thoát

nước và áp lực nước được duy trì theo kiểu không thoát nước. Cả áp lực khí và áp lực

nước được duy trì theo kiểu không thoát nước trong sơ đồ thí nghiệm không thoát

nước UU. Thí nghiệm nở hông UC là trường hợp đặc biệt của thí nghiệm UU khi áp

lực hông bằng không. Bảng 2.1 tóm tắt các điều kiện về áp lực khí, áp lực nước hoặc

thay đổi thể tích trong các sơ đồ thí nghiệm ba trục [1].

Bảng 2.1 Các phƣơng pháp thí nghiệm ba trục cho đất không bão hòa

Điều kiện thoát khí nước

Khí

Nước

Phương pháp thí nghiệm CD CW CU UU UC

Cố kết trước khi cắt Có Có Có Không Không

Có Có Không Không Không

Áp lực khí ua C C M

Quá trình cắt Áp lực nước uw C M M

Thay đổi thể tích ΔV M M

Có Không Không Không Không

Ghi chú: M = đo lường; C = kiểm soát

2.5.3 Một số kết quả xác định cường độ kháng cắt của đất không bão hòa

Mối quan hệ phi tuyến của cường độ kháng cắt và lực hút dính đã được nhiều nhà

khoa học kiểm chứng bằng thực nghiệm. Theo kết quả thí nghiệm của Satija (1978)

với đất sét Dhanauri, với đất có khối lượng riêng khô nhỏ thì góc b đạt giá trị ’ khi

lực hút dính nhỏ hơn giá trị 50 kPa, sau đó giảm nhanh khi lực hút dính tăng dần tới

giá trị 150 kPa và hầu như không đổi khi lực hút dính tiếp tục tăng [9]. Còn đối với

đất có khối lượng riêng khô lớn thì góc b không đổi khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị

75÷100 kPa sau đó giảm nhanh khi lực hút dính tăng dần tới giá trị 300 kPa và hầu

như không đổi khi lực hút dính tiếp tục tăng. Sự thay đổi của góc b theo lực hút dính

kéo theo sự phi tuyến của cường độ kháng cắt với lực hút dính. Hình 2.8 biểu diễn các

kết quả thực nghiệm xác định cường độ kháng cắt theo lực hút dính với đất sét

Dhanauri có các giá trị khối lượng riêng khô khác nhau.

Escario và Sasez (1986) cũng đã xác định đƣợc mối quan hệ phi tuyến giữa cƣờng độ

kháng cắt và lực hút dính. Các thí nghiệm cắt trực tiếp đã đƣợc thực hiện trên ba loại

đất ở Madrid [86]. Tính phi tuyến của cƣờng độ kháng cắt theo lực hút dính thể hiện rõ

ràng hơn khi phạm vi thí nghiệm của lực hút dính rộng hơn nhƣ ở trên Hình 2.9.

(a)

(b)

Hình 2.8 Kết quả thí nghiệm cho đất sét Dhanauri [9], (a) đất có khối lƣợng riêng khô nhỏ; (b) đất có khối lƣợng riêng khô lớn

(b) (a)

Hình 2.9 Kết quả thí nghiệm cắt trực tiếp cho đất sét Madrid đƣợc thực hiện bởi Escario và Sasez (1986), (a) Quan hệ  và (a-ua); (b) Quan hệ  và (ua-uw)

Nói chung, các kết quả thực nghiệm đối với đất không bão hòa đã chỉ ra các quy luật

nhƣ sau: (1) Ở cùng giá trị áp lực buồng 3, cƣờng độ kháng cắt của đất tăng lên khi

lực hút dính tăng; (2) Ở cùng lực hút dính, cƣờng độ kháng cắt của đất tăng lên khi áp

lực buồng 3 tăng; (3) Cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính có mối quan hệ phi tuyến

khi lực hút dính tăng dần về giá trị lực hút dính dƣ. Ban đầu cƣờng độ kháng cắt tăng

nhanh khi lực hút dính vƣợt qua giá trị khí vào, nhƣng sau đó tăng chậm và thậm chí

giảm xuống khi lực hút dính lớn [86] [79] [87].

2.6 Phƣơng pháp cân bằng giới hạn tổng quát trong phân tích ổn định mái dốc

đẩt không bão hòa

Đối với mái dốc đất bão hòa, phƣơng pháp cân bằng giới hạn đã đƣợc áp dụng rộng rãi

và phổ biến khi phân tích ổn định mái dốc. Một số tác giả sau này đã tìm cách mở rộng

các phân tích truyền thống để áp dụng cho phân tích ổn định mái dốc đất không bão

hòa khi xét đến sự ảnh hƣởng của áp lực nƣớc lỗ rỗng âm. Phương pháp cân bằng giới

hạn tổng quát (GLE) bởi Fredlund và cộng sự trong những năm 1970 (Fredlund và

Karhn (1977); Fredlund và cộng sự (1981)). Phương pháp này dựa vào hai phương

) và một

trình hệ số an toàn và cho phép biến đổi lực tương tác giữa các thỏi [88], [89]. Trong

đó một phương trình tính toán hệ số ổn định theo cân bằng mô men (

phương trình tính toán hệ số ổn định theo cân bằng lực (

Hình 2.10 Sơ đồ lực tác dụng trong phƣơng pháp cân bằng giới hạn tổng quát [89]

Hai phương trình cân bằng đối với đất không bão hòa như sau:

 )  ]

(2-22) ∑ [ ( 

∑ ∑

 )  ]

(2-23)

lần lượt là hệ số an toàn chống trượt theo cân bằng mô men và

∑ [ (  ∑

và

Trong đó:

cân bằng lực

W là trọng lƣợng thỏi đất có bề rộng b và chiều cao h

N là tổng các lực thẳng đứng tác dụng lên đáy thỏi

Sm là lực cắt tại đáy thỏi

E là lực tƣơng tác pháp tuyến giữa các thỏi (chỉ số L và R lần lƣợt là bên trái và

bên phải của thỏi đất)

X là lực tƣơng tác tiếp tuyến giữa các thỏi (chỉ số L và R lần lƣợt là bên trái và

bên phải của thỏi đất)

R là khoảng cách từ tâm quay đến đáy thỏi

f là khoảng cách từ tâm quay đến lực thẳng đứng N

x là khoảng cách nằm ngang từ tâm thỏi đến tâm quay

A là tổng áp lực nƣớc (chỉ số L và R lần lƣợt là bên trái và phải của thỏi đất)

a là khoảng cách từ tổng áp lực nƣớc đến tâm quay

α là góc giữa tiếp tuyến qua tâm đáy thỏi với phƣơng ngang

β là chiều rộng đáy thỏi theo phƣơng góc α

2.7 Kết luận chƣơng 2

Chƣơng 2 của luận án đã trình bày cơ sở tính toán ổn định mái dốc của đất không bão

hòa. Lực hút dính, SWCC, hàm thấm và cƣờng độ kháng cắt là những thông số cơ bản

của đất không bão hòa thƣờng đƣợc sử dụng khi tính toán ổn định mái dốc. Đối với lực

hút dính ở dải thấp, có thể dùng căng kế để đo đạc, đây là các giá trị thƣờng xảy ra với

hầu hết các bài toán địa kỹ thuật. Với trƣờng hợp lực hút dính ở giải cao cần phải sử

dụng các đầu đo cảm biến.

SWCC có thể đƣợc xác định bằng thí nghiệm hoặc từ các phƣơng trình thực nghiệm.

Các phƣơng trình SWCC đều chứa một số tham số hiệu chỉnh thống kê liên quan đến

giá trị khí vào AEV và tốc độ thoát nƣớc. Hiện nay có ba cách phổ biến để ƣớc lƣợng

SWCC bao gồm: (1) sử dụng chuỗi dữ liệu sẵn có của các loại đất tƣơng tự; (2) sử

dụng đƣờng cong cấp hối hạt; (3) so sánh tƣơng quan giữa chỉ tiêu cơ lý của đất và các

tham số của SWCC. Trong ba cách này, thì cách một và cách hai đƣợc sử dụng phổ

biến hơn cả do dễ dàng sử dụng và sự phổ biến của dữ liệu đầu vào. Vì vậy, hƣớng

nghiên cứu tiếp theo của tác giả liên quan đến việc xác định các tham số hiệu chỉnh

theo mô hình MK cho một số loại đất ở Việt Nam.

Hệ số thấm của đất không bão hòa là một hàm số phụ thuộc vào cả hệ số rỗng và độ

bão hòa do dòng thấm chỉ chảy qua các lỗ rỗng chứa nƣớc. Phƣơng pháp hiện nay

thƣờng dùng là thiết lập tƣơng quan giữa hàm thấm và SWCC. Đối với cƣờng độ

kháng cắt của đất không bão hòa thì phƣơng trình của Fredlund và cộng sự (1978) và

của Vanapalli và cộng sự (1996) là được sử dụng phổ biến hơn cả [11], [79]. Tuy

nhiên phương trình của Vanapalli và cộng sự (1996) thể hiện tính phi tuyến của cường

độ kháng cắt đất không bão hòa tốt hơn so với phương trình của Fredlund và cộng sự

(1978). Trong các nghiên cứu tiếp theo, tác giả sẽ tiến hành nghiên cứu thực nghiệm

xác định các thông số cơ bản của một số loại đất ở Việt Nam nhằm sáng tỏ một số vấn

đề nêu trên.

CHƢƠNG 3

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƢNG CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA

3.1 Đặt vấn đề

Sự làm việc của của đất trong mái dốc đất đắp các công trình thủy lợi nhƣ đê, đập

thƣờng rất phức tạp do liên quan đến trạng thái bão hòa hoặc không bão hòa. Đối với

vùng đất nằm dƣới đƣờng bão hòa thì có thể coi nhƣ bão hòa hoàn toàn và việc áp

dụng các lý thuyết về cơ học đất bão hòa là hoàn toàn phù hợp. Tuy nhiên đối với

vùng đất nằm phía trên đƣờng bão hòa tồn tại ba pha gồm pha rắn, pha lỏng và pha

khí. Khi đó xuất hiện sự chênh lệch giữa áp lực khí lỗ rỗng ua và áp lực nƣớc lỗ rỗng

uw, đƣợc gọi là lực hút dính (ua-uw). Lực hút dính và SWCC là những thông số quan

trọng của đất không bão hòa, nó đƣợc dùng để xác định các đặc tính của đất không bão

hoà nhƣ hệ số thấm, cƣờng độ chống cắt và biến thiên thể tích của đất nên việc xác

định chính xác các thông số này có ý nghĩa lớn. Những năm gần đây, các nghiên cứu

về cơ học đất không bão hòa đã đƣợc phát triển rộng rãi ở nhiều nƣớc trên thế giới

nhƣng ở Việt Nam cơ sở dữ liệu về cơ học đất không bão hòa vẫn còn rất hạn chế. Vì

vậy, việc nghiên cứu bổ sung để làm sáng tỏ các đặc tính của đất không bão hòa ở

nƣớc ta có ý nghĩa quan trọng.

Các nghiên cứu thực nghiệm dƣới đây sẽ xác định một số đặc trƣng cơ bản của một số

loại đất không bão hòa trong mái dốc công trình thủy lợi. Các đặc trƣng đƣợc nghiên

cứu bao gồm lực hút dính, đƣờng cong đặc trƣng đất nƣớc, hàm thấm và cƣờng độ

kháng cắt.

3.2 Xác định lực hút dính của đất

3.2.1 Thiết bị thí nghiệm đo lực hút dính kiểu 2725ARL-Jetfill

Trong nghiên cứu này, căng kế kiểu 2725ARL-Jet fill đƣợc sử dụng để đo trực tiếp lực

hút dính trong môi trƣờng đất. Thiết bị này đã đƣợc thƣơng mại hóa và chế tạo bởi

Công ty Soilmoisture Equipment Corp. Các bộ phận chính của căng kế bao gồm một

cốc gốm tiếp nhận khí cao có đƣờng kính 22 mm đƣợc nối tới áp kế bằng ống dẫn

dạng nhựa dẻo. Trên cùng là nắp đậy có nút bịt dạng piston có tác dụng kín nƣớc và

hút khí (Hình 3.1).

Hình 3.1 Cấu tạo căng kế kiểu 2725ARL-Jet fill [61]

3.2.2 Nguyên lý hoạt động của căng kế

Căng kế là loại thiết bị để đo trực tiếp lực hút nƣớc gây ra bởi các hạt đất. Cốc gốm có

tác dụng cho phép nƣớc đi qua nhƣng không cho khí đi qua. Khi đổ đầy nƣớc vào ống

dẫn và đặt cốc gốm vào môi trƣờng đất, nƣớc trong ống dẫn sẽ đi vào hoặc đi ra thông

qua lỗ rỗng của cốc gốm. Khi môi trƣờng đất khô, nƣớc bên trong ống dẫn sẽ đi ra

ngoài tạo ra môi trƣờng chân không trong ống dẫn. Khi áp suất trong ống dẫn cân bằng

với lực hút dính trong đất thì nƣớc trong ống dẫn ngừng di chuyển. Các giá trị của lực

hút dính sẽ đƣợc hiển thị bởi áp kế. Nếu đất tiếp tục khô hơn thì nƣớc trong ống dẫn sẽ

tiếp tục di chuyển ra ngoài và thiết lập trạng thái cân bằng mới. Nếu đất ẩm ƣớt hơn thì

nƣớc trong đất sẽ di chuyển ngƣợc vào trong ống dẫn. Giới hạn đo của căng kế kiểu

2725ARL-Jet fill là 80 đến 85 kPa do hiện sinh bọt khí của nƣớc ở trong căng kế [61].

Hiện nay, chiều dài tối đa của ống dẫn là 1,8 m tức là độ sâu đo đạc của căng kế ở hiện

trƣờng là 1,8 m kể từ mặt đất. Tuy nhiên, cần phải xét đến ảnh hƣởng của áp lực nƣớc

gây ra bởi cột nƣớc ở trong ống dẫn. Tức là một mét cột nƣớc sẽ gây nên áp lực 10

kPa, do đó hiệu quả thực tế của loại căng kế này là chỉ đo đƣợc lực hút giới hạn từ 62

đến 67 kPa.

3.2.3 Quy trình thí nghiệm xác định lực hút dính bằng căng kế 2725ARL

Các bƣớc thí nghiệm xác định lực hút dính của đất bằng căng kế kiểu 2725ARL-Jet fill

ở hiện trƣờng đƣợc thực hiện theo trình tự nhƣ sau:

Bƣớc 1: Làm bão hòa cốc gốm bằng cách bơm liên tục nƣớc đã tách khí (de-air water)

vào cốc gốm trong khoảng thời gian từ 5÷10 phút.

Bƣớc 2: Kết nối các bộ phận của căng kế bao gồm cốc gốm, ống dẫn, áp kế và nắp

đậy.

Bƣớc 3: Sử dụng bình bơm nƣớc có gắn dây dẫn nhỏ để bơm nƣớc vào trong ống dẫn

ngƣợc từ dƣới lên. Nếu còn xuất hiện bọt khí trong ống dẫn thì có thể ép pit-tông ở nắp

đậy nhiều lần để làm thoát khí ra ngoài.

Bƣớc 4: Sử dụng búa đóng ống thép rỗng có đƣờng kính d = 22 mm vào mái dốc đến

độ sâu dự kiến lắp đặt căng kế. Cần chú ý phần đầu của ống thép dạng khum tròn,

tƣơng tự với hình dáng của phần đáy cốc gốm.

Bƣớc 5: Rút ống thép ra khỏi đất và đƣa căng kế vào lỗ hổng vừa tạo đƣợc, dùng đất

sét dẻo lấp kín kẽ hổng giữa căng kế và đất nền.

Bƣớc 6: Chờ giá trị lực hút ổn định, đọc số chỉ áp kế sau khoảng thời gian khoảng

10÷15 phút.

Trong trƣờng hợp vị trí cần đo đạc lực hút dính có độ sâu lớn (lớn hơn 0,5 m), thì

trƣớc khi tiến hành bƣớc 4 cần sử dụng máy khoan để tạo đƣợc lỗ hổng có đƣờng kính

từ 100÷130 mm. Sau khi lắp đặt căng kế cần lấp kín lỗ hổng vừa tạo ra bằng dung dịch

đất-bentonite. Quá trình lắp đặt căng kế đƣợc minh họa trong Hình 3.2.

Hình 3.2 Hình ảnh minh họa quá trình lắp đặt căng kế ở hiện trƣờng [61]

So với tài liệu hƣớng dẫn sử dụng [61], quy trình trên đã cải tiến đƣợc 3 điểm mới nhƣ

sau: (1) Cải tiến quy trình bão hòa cốc gốm (bƣớc 1) bằng cách sử dụng khí đã tách

nƣớc. Cách làm này đảm bảo cốc gốm đƣợc bão hòa hoàn toàn và rút ngắn thời gian

bão hòa cốc gốm. (2) Cải tiến quy trình lắp đặt căng kế vào trong đất (bƣớc 4) bằng

cách sử dụng ống thép rỗng. Phƣơng pháp này đảm bảo môi trƣờng đất xung quanh

căng kế không bị nén chặt, làm ảnh hƣởng đến kết quả xác định lực hút dính. (3) Bổ

sung cách lắp đặt căng kế ở độ sâu lớn bằng cách khoan tạo lỗ và lấp kín lỗ hổng bằng

dung dịch đất-bentonite. Cách làm này đảm bảo quá trình lắp đặt và tháo dỡ căng kế ở

độ sâu lớn đƣợc thuận tiện.

3.2.4 Lựa chọn vị trí thí nghiệm xác định lực hút dính

Đối tƣợng nghiên cứu của đề tài là mái dốc đất không bão hòa đắp bằng đất đa nguồn

gốc phân bố ở miền Bắc Việt Nam. Do đó tác giả đã lựa chọn một số mái dốc điển

hình ở các tỉnh Lạng Sơn, Quảng Ninh, Bắc Giang và Bắc Ninh và Hƣng Yên. Đây là

các tỉnh có số lƣợng hồ đập lớn (Bắc Giang có 467 hồ chứa các loại), có hệ thống sông

lớn chảy qua (sông Hồng, sông Cầu, sông Thƣơng, sông Kỳ Cùng), có lƣợng mƣa lớn

(Quảng Ninh mƣa trung bình năm trên 2000 mm) và là các trung tâm kinh tế lớn của

vùng (Quảng Ninh, Bắc Ninh).

Hình 3.3 Vị trí xác định lực hút dính ở trong các mái dốc

Trong thực tế, mặt trƣợt nguy hiểm thƣờng xảy ra đối với các mái dốc phía hạ lƣu đê,

đập. Vì vậy, lực hút dính của đất ở mái hạ lƣu đê, đập sẽ đƣợc xác định. Để xét đến

mức độ ảnh hƣởng của đƣờng bão hòa trong mái dốc, các điểm đo đƣợc bố trí một số

điểm từ đỉnh đến chân mái dốc. Ở mỗi công trình, lực hút dính đƣợc đo đạc tại mặt cắt

giữa đập với ba vị trí là đỉnh mái dốc, giữa mái dốc hạ lƣu và chân mái dốc hạ lƣu. Do

độ sâu lắp đặt tối đa của thiết bị đo là 1,8m và để đảm bảo vị trí đo đạc nằm hoàn toàn

phía trên đƣờng bão hòa nên tác giả lựa chọn 3 độ sâu điển hình để đo đạc lực hút dính

trong mái dốc là 25 cm, 45 cm và 1,0 m. Nhƣ vậy, kết quả đo lực hút dính ở hiện

trƣờng có thể đại diện cho giá trị lực hút dính của lớp đất ở vùng bề mặt của mái dốc

có chiều dày từ 1,0 m đến 2,0 m.

Hình 3.4 Hình ảnh minh họa đo lực hút dính ở hiện trƣờng

3.2.5 Kết quả thí nghiệm xác định lực hút dính

Thí nghiệm xác định lực hút dính đƣợc tác giả tiến hành đo đạc ở 2 đợt của năm 2017,

trong đó đợt 1 đƣợc tiến hành ở tháng 8 và tháng 9 năm 2017, đợt 2 đƣợc tiến hành ở

tháng 11 và tháng 12 năm 2017. Kết quả thí nghiệm xác định lực hút dính trong các

mái dốc đƣợc tổng hợp từ Bảng 3.1 đến Bảng 3.4:

STT

Công trình

Địa điểm

Ở độ sâu 0,25m

Ở độ sâu 0,45m

Ở độ sâu 1,0m

Thời điểm đo

T8/2017

Đập Ba Son

Lạng Sơn

T8/2017

Đập Bản Cƣởm

Lạng Sơn

T8/2017

Đập Khau Piều

Lạng Sơn

T9/2017

Đập Bầu Lầy

Bắc Giang

T9/2017

5 Đập Chúc Bài Sơn Quảng Ninh

T9/2017

Đê tả Hồng

Hƣng Yên

T9/2017

Đê Hữu Cầu

Bắc Ninh

Bảng 3.1 Kết quả đo lực hút dính (kPa) ở đỉnh mái dốc đợt 1 năm 2017

Giữa mái dốc

Chân mái dốc

STT

Công trình

Thời điểm đo

Ở độ sâu 0,25m

Ở độ sâu 0,45m

Ở độ sâu 0,25m

Ở độ sâu 0,45m

Đập Ba Son

T8/2017

Đập Bản Cƣởm

T8/2017

Đập Khau Piều

T8/2017

Đập Bầu Lầy

T9/2017

5 Đập Chúc Bài Sơn

T9/2017

Đê tả Hồng

T9/2017

Đê Hữu Cầu

T9/2017

Bảng 3.2 Kết quả đo lực hút dính (kPa) ở giữa và chân mái dốc đợt 1 năm 2017

Giữa mái dốc

Chân mái dốc

STT

Công trình

Thời điểm đo

Ở độ sâu 0,25m

Ở độ sâu 0,45m

Ở độ sâu 0,25m

Ở độ sâu 0,45m

Đập Ba Son

T12/2017

Đập Bản Cƣởm

T12/2017

Đập Khau Piều

T12/2017

Đập Khe Đặng

T11/2017

Đập Khe Chão

T11/2017

Đập Bầu Lầy

T11/2017

7 Đập Chúc Bài Sơn

T11/2017

Đập Rộc Cùng

T11/2017

Đê tả Hồng

T12/2017

Đê Hữu Cầu

T12/2017

Bảng 3.3 Kết quả đo lực hút dính (kPa) ở đỉnh mái dốc đợt 2 năm 2017

Kết quả đo đạc đã cho thấy sự tồn tại của lực hút dính trong mái dốc đất không bão

hòa. Tại thời điểm đo, các giá trị của lực hút dính trong mái dốc một số công trình thủy

lợi ở phía Bắc Việt Nam có giá trị trong khoảng từ 30 † 50 kPa. Giá trị lực hút dính ở

đợt 2 có xu thế lớn hơn ở đợt 1 từ 5 † 10 kPa có thể là do thời điểm đo của đợt 2 đƣợc

tiến hành ở mùa khô. Giá trị lực hút dính ở độ sâu nhỏ hơn thì có xu thế biểu thị giá trị

lớn hơn so với giá trị lực hút dính ở độ sâu lớn. Nguyên nhân là do các điểm ở gần bề

mặt mái dốc bị ảnh hƣởng bởi quá trình bốc hơi nên làm độ ẩm giảm so với các điểm ở

độ sâu lớn. Quy luật này tƣơng đồng với các kết quả thí nghiệm đƣợc thực hiện bởi

một số tác giả [90], [91], [92]. Tuy nhiên, mức độ biến động của lực hút dính trong các

mái dốc đất đắp công trình thủy lợi không lớn nhƣ đối với các kết quả đo đạc từ các

mái dốc tự nhiên nhƣ của Lim và cộng sự (1996), Li và cộng sự (2005). Nguyên nhân

là do mực nƣớc ngầm trong các mái dốc công trình thủy lợi không quá xa bề mặt mái

dốc nên độ ẩm của đất đƣợc duy trì do hiện tƣợng mao dẫn. Mặt khác, bề mặt của mái

dốc đƣợc bao phủ bởi lớp cỏ bảo vệ mái nên làm giảm hiện tƣợng bốc hơi của đất.

STT

Công trình

Địa điểm

Ở độ sâu 0,25m

Ở độ sâu 0,45m

Ở độ sâu 1,0m

Thời điểm đo

Đập Ba Son

Lạng Sơn

T12/2017

Đập Bản Cƣởm

Lạng Sơn

T12/2017

Đập Khau Piều

Lạng Sơn

T12/2017

Đập Khe Đặng

Bắc Giang

T11/2017

Đập Khe Chão

Bắc Giang

T11/2017

Đập Bầu Lầy

Bắc Giang

T11/2017

7 Đập Chúc Bài Sơn Quảng Ninh

T11/2017

Đập Rộc Cùng Quảng Ninh

T11/2017

Đê tả Hồng

Hƣng Yên

T12/2017

Đê Hữu Cầu

Bắc Ninh

T12/2017

Bảng 3.4 Kết quả đo lực hút dính (kPa) ở giữa và chân mái dốc đợt 2 năm 2017

Do lực hút dính trong mái dốc công trình thủy lợi thay đổi trong phạm vi nhỏ nên sẽ

ảnh hƣởng lớn đến cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa so với đất bão hòa. Các

kết quả nghiên cứu của nhiều tác giả nhƣ Thu và cộng sự (2006), Fredlund và cộng sự

(1987) đã chứng tỏ trong phạm vi thay đổi của lực hút dính nhỏ hơn 50÷70 kPa thì góc

b = ‟ [29], [93]. Nhƣ vậy cƣờng độ kháng cắt của đất trong vùng không bão hòa sẽ

gia tăng đáng kể và làm tăng hệ số ổn định mái dốc.

Kết quả thực nghiệm cũng đã cho thấy kết quả mô phỏng tính toán ổn định mái dốc

trong Luận án tiến sỹ của Hƣơng (2013) chƣa hoàn toàn phù hợp với thực tế [31].

Trong nghiên cứu này, lực hút dính tính toán ở vùng gần bề mặt mái đập của tác giả có

giá trị khá lớn kéo theo giá trị của góc b sẽ giảm đi, dẫn đến hiệu quả tăng cƣờng độ

kháng cắt không cao.

Sự thay đổi của lực hút dính theo chiều sâu đƣợc minh họa ở Hình 3.5, Hình 3.6 và

Hình 3.7. Tại thời điểm đo lực hút dính ở đập Khau Piều, lực hút dính có giá trị là 46

kPa ở độ sâu 25 cm, sau đó lần lƣợt giảm xuống 43 kPa ở độ sâu 45 cm và 35 kPa ở độ

sâu 1,0 m. Trong khi đó ở đập Bầu Lầy, lực hút dính có giá trị là 40 kPa ở độ sâu 25

cm, sau đó lần lƣợt giảm xuống 36 kPa ở độ sâu 45 cm và 33 kPa ở độ sâu 1,0 m.

Trong khi đó ở đập Chúc Bài Sơn thì lực hút dính không thay đổi ở độ sâu 25 cm và

45 cm cùng đạt giá trị 45 kPa. Ở một số công trình nhƣ đập Khe Đặng hay đê tả Hồng

Lực hút dính (kPa) 20 40 30

,00

Đỉnh đập

Mái đập

)

,500

(

Chân đập

u â s

ộ Đ

1,00

1,500

thì lực hút dính ở độ sâu 25 cm lại có giá trị nhỏ hơn so với độ sâu 45 cm.

Lực hút dính (kPa) 20 40 30

,00

Đỉnh đập

Mái đập

)

,500

(

Chân đập

u â s

ộ Đ

1,00

1,500

Hình 3.5 Lực hút dính trong mái dốc đập Khau Piều đợt 2 năm 2017

Hình 3.6 Lực hút dính trong mái dốc đập Bầu Lầy đợt 2 năm 2017

Sự tồn tại của lực hút dính trong các mái dốc đất đắp công trình thủy lợi sẽ làm tăng

cƣờng độ kháng cắt của đất và tăng hệ số ổn định của mái dốc. Do đó, trong quá trình

tính toán thiết kế, cần phải xét đến sự ảnh hƣởng của lực hút dính nhằm tránh lãng phí

Lực hút dính (kPa) 20 40 30

,00

Đỉnh đập

Mái đập

)

,500

(

Chân đập

u â s

ộ Đ

1,00

1,500

quá trình đầu tƣ xây dựng nhƣng vẫn phải đảm bảo sự an toàn cho công trình.

Hình 3.7 Lực hút dính trong mái dốc đập Chúc Bài Sơn đợt 2 năm 2017

Ngoài ra, tác giả cũng đã tiến hành lấy mẫu thí nghiệm xác định các chỉ tiêu cơ lý của

mẫu đất tại các vị trí đo lực hút dính ở đỉnh mái dốc. Từ đó tính toán đƣợc độ bão hòa

S của đất trong mái dốc, kết quả đƣợc thể hiện trong các bảng sau:

STT

Công trình

Địa điểm

Ở độ sâu 0,25m

Ở độ sâu 0,45m

Ở độ sâu 1,0m

Thời điểm đo

Đập Ba Son

Lạng Sơn

68,6

68,1

T12/2017

Đập Bản Cƣởm

Lạng Sơn

82,4

83,3

T12/2017

Đập Khau Piều

Lạng Sơn

75,5

79,0

86,9

T12/2017

Đập Khe Đặng

Bắc Giang

74,3

74,8

T11/2017

Đập Khe Chão

Bắc Giang

68,4

68,6

T11/2017

Đập Bầu Lầy

Bắc Giang

82,1

83,1

86,6

T11/2017

7 Đập Chúc Bài Sơn Quảng Ninh

72,8

75,5

78,2

T11/2017

Đập Rộc Cùng Quảng Ninh

90,6

91,0

T11/2017

Đê tả Hồng

Hƣng Yên

92,0

91,7

T12/2017

Đê Hữu Cầu

Bắc Ninh

890

89,8

T12/2017

Bảng 3.5 Kết quả xác định độ bão hòa S (%) ở đỉnh mái dốc đợt 2 năm 2017

STT

Công trình

Địa điểm

Ở độ sâu 0,25m

Ở độ sâu 0,45m

Ở độ sâu 1,0m

Thời điểm đo

Đập Ba Son

Lạng Sơn

77,0

77,7

T8/2017

Đập Bản Cƣởm

Lạng Sơn

85,6

84,7

T8/2017

Đập Khau Piều

Lạng Sơn

78,7

79,1

T8/2017

Đập Bầu Lầy

Bắc Giang

82,3

82,6

T9/2017

5 Đập Chúc Bài Sơn Quảng Ninh

80,8

82,1

T9/2017

Đê tả Hồng

Hƣng Yên

92,6

92,9

T9/2017

Đê Hữu Cầu

Bắc Ninh

89,9

90,4

T9/2017

Bảng 3.6 Kết quả xác định độ bão hòa S (%) ở đỉnh mái dốc đợt 1 năm 2017

Hình 3.8 Quan hệ tƣơng quan giữa lực hút dính và độ bão hòa trong mái dốc công trình thủy lợi

Từ các kết quả xác định lực hút dính ở hiện trƣờng ở Bảng 3.1 đến Bảng 3.4 và các kết

quả xác định độ bão hòa S trong phòng thí nghiệm ở Bảng 3.5 và Bảng 3.6, thiết lập

đƣợc biểu đồ quan hệ giữa lực hút dính và độ bão hòa của đất trong mái dốc của 37 số

liệu thực tế nhƣ ở Hình 3.8. Có thể thấy rằng, lực hút dính trong mái dốc tăng lên khi

độ bão hòa giảm đi. Theo lý thuyết thì mối quan hệ này có dạng là một đƣờng cong

hàm số mũ [1]. Xử lý thống kê theo phƣơng pháp bình phƣơng nhỏ nhất thì quy luật

này có mức độ tƣơng quan chặt chẽ theo hàm số sau:

(3-1)

(ua-uw)= 255,80e-0,0228S; R2=0,92 Trong đó: S là độ bão hòa (%); (ua – uw) là lực hút dính.

Mối quan hệ tƣơng quan này có thể sử dụng để xác định lực hút dính trong mái dốc đất

không bão hòa dựa trên kết quả thí nghiệm trong phòng với dải giá trị độ bão hòa và

lực hút dính trong giới hạn S=(68%93%) và (ua – uw) =(28kPa59kPa). Kết quả này

có thể dùng để khống chế kiện biên khi tính toán ổn định mái dốc bằng các phần mềm

chuyên dụng nhƣ Geo-Studio [5]. Tuy nhiên, hạn chế của tƣơng quan này là chƣa xem

xét đến các yêu tố khác ảnh hƣởng đến lực hút dính nhƣ loại đất, thành phần hạt…

Hình 3.9 Đƣờng cong đặc trƣng đất nƣớc của đất trong mái dốc công trình thủy lợi

Phân tích 37 số liệu về lực hút dính của đất trong mái dốc một số công trình thủy lợi

này cho phép xác định đƣợc đƣờng cong đặc trƣng đất nƣớc theo phƣơng trình của

Fredlund và Xing (1994). Bằng phƣơng pháp làm trùng điểm tính đƣợc các thông số a

= 56, n = 2,8 và m = 1,5 với độ lỗ rỗng trung bình bằng 0,44. Đƣờng cong đặc trƣng

đất và nƣớc và các số liệu thực tế có hệ số tƣơng quan rất cao là 0,96 và đƣợc thể hiện

trên Hình 3.9.

3.3 Xác định SWCC bằng bình áp lực và đĩa tiếp nhận khí cao

3.3.1 Vị trí lấy mẫu thí nghiệm xác định SWCC

Trong nghiên cứu này, các mẫu đất để thí nghiệm xác định SWCC là các mẫu nguyên

dạng đƣợc lấy ở độ sâu từ 1,0†2,0 m trong các hố khoan khảo sát ở các công trình đê

hữu Cầu – Bắc Ninh, đập Khau Piều – Lạng Sơn và đập Chúc Bài Sơn – Quảng Ninh.

Ba loại đất này có nguồn gốc và thành phần khác nhau, có thể đại diện cho các loại đất

trong khu vực nghiên cứu. Đất đắp đê hữu Cầu có nguồn gốc trầm tích sông kỷ đệ Tứ,

trong khi đất đắp đập Khau Piều có nguồn gốc tàn tích phong hóa từ đá trầm tích sét

bột kết và đất đắp đập Chúc Bài Sơn có nguồn gốc tàn tích phong hóa từ đá biến chất

thuộc loại đá phiến sét, đá phiến thạch anh.

3.3.2 Thiết bị thí nghiệm xác định SWCC

Hình 3.10 Bình chiết áp lực cao để xác định SWCC [31]

Thiết bị thí nghiệm đƣợc sử dụng là bình chiết áp lực cao với đĩa tiếp nhận khí 5 bar

đƣợc chế tạo bởi hãng Eijkelkamp tại Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, Trƣờng Đại học

Thủy lợi. Cấu tạo chính của bình áp lực gồm có: Bình áp lực bằng thép chịu đƣợc áp

lực cao, đĩa tiếp nhận khí cao đặt ở đáy bình đƣợc nối với ống dẫn nƣớc và đƣờng dẫn

khí vào gắn với đồng hồ đo áp lực. Sơ đồ của bình áp lực đƣợc minh họa ở Hình 3.10.

3.3.3 Nguyên lý hoạt động của bình áp lực

Nguyên lý hoạt động của bình áp lực đƣợc trình bày chi tiết trong mục 2.3.2.3. Mục

đích của thí nghiệm này là nhằm xác định mối quan hệ giữa lƣợng chứa nƣớc với lực

hút dính (ua - uw). Thông qua ống dẫn khí, các mẫu đất đặt trong bình áp lực sẽ chịu

tác dụng các áp lực khí ua bên ngoài khác nhau. Áp lực nƣớc lỗ rỗng uw đƣợc giữ

không đổi bằng 0 kPa do đƣờng dẫn nƣớc kết nối trực tiếp với buồng chứa nƣớc dƣới

đáy đĩa tiếp nhận khí cao luôn đƣợc nối thông với khí quyển bên ngoài. Do đó, để thay

đổi lực hút dính của mẫu đất chỉ cần thay đổi áp lực khí tác dụng vào bình áp lực

thông qua van điều áp. Bằng cách này, lực hút dính dƣơng đƣợc tạo ra mà không cần

tác dụng áp lực nƣớc lỗ rỗng âm. Khi thay đổi áp lực khí tức là thay đổi lực hút dính,

nƣớc từ mẫu đất sẽ đi ra hoặc đi vào thông qua đĩa tiếp nhận khí cao. Lúc này lƣợng

chứa nƣớc trong mẫu đất sẽ đƣợc xác định thông qua khối lƣợng của mẫu. Cần chú ý

lực hút dính trong mẫu đất không đƣợc vƣợt quá giá trị tiếp nhận khí của đĩa gốm.

3.3.4 Trình tự thí nghiệm xác định SWCC

Thí nghiệm xác định SWCC đƣợc thực hiện tại Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật,

Trƣờng Đại học Thủy lợi theo các bƣớc chính sau:

a b

d c

Hình 3.11 Hình ảnh lấy mẫu thí nghiệm ở hiện trƣờng, (a) Khoan khảo sát tại đập Chúc Bài Sơn; (b) Ảnh nõn khoan của đập Chúc Bài Sơn; (c) Khoan khảo sát tại đập Khau Piều; (d) Ảnh nõn khoan của đập Khe Chão

Bƣớc 1: Bão hòa đĩa tiếp nhận khí cao. Bão hòa đĩa tiếp nhận khí cao nhằm mục đích

tạo mặt căng để ngăn cách pha khí và pha nƣớc. Trƣớc tiên, cho nƣớc vào đầy buồng

bên dƣới đĩa qua ống dẫn và đẩy hết bọt khí trong buồng ra ngoài. Sau đó đặt đĩa vào

một khay inox to, đổ nƣớc vào khay sao cho ngập trên mặt đĩa, ngâm đĩa trong nƣớc 3

đến 5 ngày đến khi đĩa gốm bão hòa. Khi đĩa bão hòa thì nƣớc trong lỗ rỗng của đĩa

lƣu thông với nƣớc trong buồng. Áp lực nƣớc trong buồng luôn duy trì bằng không (uw

= 0) bằng cách mở ống dẫn nƣớc ra ngoài không khí.

Hình 3.12 Hình ảnh bão hòa mẫu thí nghiệm

Bƣớc 2: Chuẩn bị mẫu. Sau khi khoan khảo sát, các mẫu đất đất nguyên dạng đƣợc

đóng gói và bảo quản cẩn thận và chuyển về phòng thí nghiệm (Hình 3.11). Tiếp đó đƣa các mẫu đất vào dao vòng có chiều cao 2,0 cm và thể tích 60 cm3. Mẫu đất đƣợc

bão hòa bằng cách đặt dao vòng chứa mẫu đất vào hộp nén của máy nén tam liên, phía

trên và dƣới mẫu có đặt đá thấm và giấy thấm. Đổ nƣớc vào hộp nén đến khi ngập mẫu để mẫu đất bão hoà từ từ, đồng thời đặt tải trọng nén lên mẫu với cấp lực 0,05kG/cm2

để mẫu không bị trƣơng nở. Quá trình bão hoà mẫu kéo dài khoảng hai đến ba ngày,

khi mẫu bão hoà hoàn toàn thì khối lƣợng mẫu không thay đổi (Hình 3.12).

Hình 3.13 Hình ảnh mẫu đất trong bình áp lực khí cao

Bƣớc 3: Đặt mẫu thí nghiệm vào bình áp lực. Đặt mẫu đất đã đƣợc bão hòa vào bình

áp lực, siết chặt nắp đậy và mở ống dẫn nƣớc ra ngoài không khí (Hình 3.13). Tăng áp

lực khí trong buồng lên 10 kPa, khi đó lực hút dính tác dụng lên mẫu đất trong bình áp

lực là ua – uw = 10 – 0 = 10 kPa. Do tác dụng của lực hút dính, nƣớc trong mẫu đất sẽ

thoát ra ngoài qua đĩa tiếp nhân khí cao. Trạng thái cân bằng của mẫu đạt đƣợc là khi

khối lƣợng của mẫu không thay đổi (thƣờng là sau khoảng thời gian 2 đến 3 ngày).

Bƣớc 4: Tăng áp lực khí trong bình. Sau khi mẫu đất đạt khối lƣợng ổn định thì tiếp

tục tăng áp lực khí trong bình lên các cấp 25 kPa, 50 kPa, 100 kPa, 200 kPa và 400

kPa. Ở mỗi cấp áp lực cũng xác định khối lƣợng ổn định của mẫu.

3.3.5 Các đặc trưng của đất dùng trong thí nghiệm

Bảng 3.7 Bảng tổng hợp các đặc trƣng cơ bản của ba loại đất thí nghiệm

Đập Khau

STT

Chỉ tiêu cơ lý

Đơn vị

Ký hiệu

Đê hữu Cầu

Piều

Đập Chúc Bài Sơn

Thành phần hạt

6,9

15,7

Nhóm hạt sạn

31,9

28,6

37,9

Nhóm hạt cát

36,5

43,4

30,4

Nhóm hạt bụi

31,6

21,1

16,0

Nhóm hạt sét

26,95

25,30

26,13

2 Độ ẩm tự nhiên

TLR tự nhiên

18,8

18,9

19,2



TLR khô

14,8

15,1

15,2

2,70

2,69

Tỷ trọng

d Gs

% kN/m3 kN/m3 -

0,824

0,781

0,770

6 Hệ số rỗng

45,18

43,85

43,50

7 Độ lỗ rỗng

88,3

87,14

91,3

8 Độ bão hoà

40,05

37,13

34,16

9 Giới hạn chảy

22,34

20,24

22,64

10 Giới hạn dẻo

17,71

16,89

11,52

11 Chỉ số dẻo

12 Chỉ số chảy

13 Hệ số thấm bão hòa

cm/s

0,26 2,84.10-6

0,30 3,78.10-5

0,30 6,24.10-5

WL Wp PI LI ks

Kết quả thí nghiệm cho thấy đất đắp đê hữu Cầu có hàm lƣợng hạt mịn lớn nhất, tiếp

đó là đến đất đắp đập Khau Piều và đập Chúc Bài Sơn. Hàm lƣợng hạt sét của 3 loại

đất lần lƣợt là 31,6%; 21,1% và 16,0%. Vì vậy, tính dẻo của đất đắp đê hữu Cầu cũng

cao hơn so với hai loại đất còn lại. Đồng thời, hệ số thấm bão hòa của đất đắp đê hữu Cầu có giá trị nhỏ nhất là ks = 2,84.10-6cm/s, tiếp theo lần lƣợt là hệ số thấm của đất

đắp đập Khau Piều và Chúc Bài Sơn với giá trị ks = 3,78.10-5cm/s và ks = 6,24.10- 5cm/s. Độ bão hòa của cả ba loại đất không khác nhau đáng kể, thay đổi trong phạm vi

từ 88% đến 91% và đều ở trạng thái dẻo cứng. Các đặc trƣng cơ bản của ba loại đất

đƣợc xác định và hợp trong Bảng 3.7.

3.3.6 Kết quả thí nghiệm xác định SWCC

Kết quả thí nghiệm xác định SWCC của ba loại đất đƣợc trình bày trong Phụ lục II và

từ Hình 3.14 đến Hình 3.16. Giá trị độ ẩm thể tích bão hòa s của ba loại đất đắp đê

hữu Cầu, đất đắp đập Khau Piều và đất đắp đập Chúc Bài Sơn lần lƣợt là 0,452; 0,439

và 0,435. Kết quả thí nghiệm cho thấy khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị khí vào thì độ

ẩm thể tích giảm rất chậm chứng tỏ lƣợng nƣớc thoát ra khỏi mẫu không nhiều. Tuy

nhiên khi lực hút dính vƣợt qua giá trị khí vào thì lƣợng nƣớc trong mẫu đất thoát ra

nhanh và làm cho độ ẩm thể tích giảm nhanh chóng. AEV của ba loại đất thí nghiệm là

đất đắp đê hữu Cầu, đất đắp đập Khau Piều và đất đắp đập Chúc Bài Sơn lần lƣợt là 42

kPa, 26 kPa và 18 kPa. Nhƣ vậy, loại đất có hàm lƣợng hạt mịn lớn hơn, tính dẻo cao

hơn thì có giá trị khí vào lớn hơn. Nguyên nhân là do khả năng giữ nƣớc của các hạt

mịn tốt hơn so với hạt thô nên cần giá trị lực hút dính lớn hơn để nƣớc có thể thoát ra

khỏi mẫu đất. Tốc độ thoát nƣớc của đất đắp đập Chúc Bài Sơn cũng lớn hơn so với

hai loại đất còn lại.

Hình 3.14 Kết quả thí nghiệm xác định SWCC của đất đắp đê hữu Cầu

Hình 3.15 Kết quả thí nghiệm xác định SWCC của đất đắp đập Khau Piều

Hình 3.16 Kết quả thí nghiệm xác định SWCC của đất đắp đập Chúc Bài Sơn

3.3.7 Ước lượng SWCC theo mô hình MK

Trong điều kiện thực tế ở Việt Nam hiện nay, các thí nghiệm xác định SWCC thƣờng

khá tốn kém và mất nhiều thời gian. Vì vậy, việc ƣớc lƣợng SWCC sử dụng trong các

phân tích, tính toán ban đầu thực sự cần thiết.Trong nghiên cứu này, phƣơng trình

Modified Kovacs (MK) đƣợc sử dụng để ƣớc lƣợng SWCC của các loại đất dùng trong

nghiên cứu. Đây là một trong những mô hình đƣợc biết đến rộng rãi vì nó phù hợp với

khá nhiều loại đất bao gồm cả đất rời và đất dính dính [28]. Các tham số hiệu chỉnh

của mô hình dựa vào các dữ liệu liên quan đến đƣờng cong cấp phối hạt. Đây là dữ

liệu rất phổ biến trong các tài liệu khảo sát địa chất ở Việt Nam. Ngoài ra, đây cũng là

một mô hình đƣợc lựa chọn sử dụng trong bộ phần mềm địa kỹ thuật nổi tiếng là Geo

Studio [5].

Khi sử dụng phƣơng trình MK, SWCC của ba loại đất thí nghiệm đƣợc mô tả nhƣ

trong Hình 3.17 đến Hình 3.19. Kết quả mô phỏng theo phƣơng trình MK cho thấy

SWCC mô phỏng có xu thế dốc hơn và AEV lớn hơn so với kết quả thực nghiệm.

Nguyên nhân là do các tham số hiệu chỉnh ở trong phƣơng trình MK đƣợc xử lý thống

kê từ các dữ liệu các loại đất có nguồn gốc Bắc Mỹ [23], [94]. Vì vậy cần thiết phải

thay đổi các tham số hiệu chỉnh của phƣơng trình MK để phù hợp hơn với các loại đất

ở Việt Nam.

Trong phƣơng trình MK, hai tham số hệ số hút dính ac và phân bố kích thƣớc lỗ rỗng

m là các tham số khống chế độ dốc của SWCC và độ lớn của AEV. Quy luật ảnh

hƣởng của ac và m đến SWCC là khi ac tăng thì SWCC dốc hơn và khi m tăng thì AEV

tăng. Đối với các loại đất có nguồn gốc Bắc Mỹ, ac và m là các hằng số với giá trị ac

=0,0007 và m=0,00003. Do đó, khi áp dụng cho các loại đất ở vùng Đông Bắc của

Việt Nam cần phải giảm các giá trị của ac và m. So sánh với kết quả thực nghiệm bằng

phƣơng pháp bình phƣơng nhỏ nhất cho thấy, khi ac =0,0005 và m=0,00002 thì đƣờng

cong phù hợp nhất với kết quả thực nghiệm. Vì vậy, tác giả kiến nghị sử dụng ac

=0,0005 và m=0,00002 trong phƣơng trình MK cho các loại đất dính ở phía Bắc Việt

Nam. Đây là một công cụ hữu ích để giả định SWCC khi không có các kết quả thí

0,6

0,5





Kết quả thực nghiệm PT Modified Kovacs Đề xuất hiệu chỉnh

0,4

0,3

h c í t ể h t

m ẩ

0,2

ộ Đ

0,1

0,0

100

10000

1000000

Lực hút dính, ua - uw (kPa)

nghiệm SWCC dành các loại đất dính ở phía Bắc Việt Nam.

Hình 3.17 Ƣớc lƣợng SWCC của đất đắp đê hữu Cầu

0,6

0,5





Kết quả thực nghiệm PT Modified Kovacs

0,4

Đề xuất hiệu chỉnh

0,3

h c í t ể h t

m ẩ

0,2

ộ Đ

0,1

0,0

100

10000

1000000

Lực hút dính, ua - uw (kPa)

0,6



0,5



Kết quả thực nghiệm PT Modified Kovacs

0,4

Đề xuất hiệu chỉnh

0,3

h c í t ể h t

m ẩ

0,2

ộ Đ

0,1

0,0

100

10000

1000000

Lực hút dính, ua - uw (kPa)

Hình 3.18 Ƣớc lƣợng SWCC của đất đắp đập Khau Piều

Hình 3.19 Ƣớc lƣợng SWCC của đất đắp đập Chúc Bài Sơn

3.3.8 Xác định hàm thấm từ SWCC

Hàm thấm là thông số quan trọng đối với đất không bão hòa, đặc biệt trong các bài

toán có sự ảnh hƣởng của môi trƣờng nƣớc. Từ kết quả ƣớc lƣợng SWCC ở mục 3.3.7,

sử dụng phƣơng 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 w đƣợc xác

định theo hai trƣờng hợp là theo phƣơng trình MK và theo đề xuất hiệu chỉnh của tác

giả nhƣ ở mục 3.3.7. Kết quả xác định hệ số thấm của đất không bão hòa tƣơng ứng

với các lực hút dính khác nhau đƣợc trình bày trong Hình 3.20 đến Hình 3.22 và trong

Phụ lục III. Kết quả tính toán cho thấy, hình dạng của hàm thấm tƣơng đồng với hình

dáng của SWCC.

4E-06

PT Modified Kovacs

 ) s /

3E-06

Đề xuất hiệu chỉnh

3E-06

m c ( w k

2E-06

1E-06

5E-07

m ấ h t ố s ệ H

0E+00

10000

1000 100 10 Lực hút dính, ua - uw (kPa)

PT Modified Kovacs

 ) s /

Đề xuất hiệu chỉnh

m c ( w k

m ấ h t ố s ệ H

5E-05 4E-05 4E-05 3E-05 3E-05 2E-05 2E-05 1E-05 5E-06 0E+00

10000

10 1000 100 Lực hút dính, ua - uw (kPa)

Hình 3.20 Hàm thấm của đất đắp đê hữu Cầu

7E-05

PT Modified Kovacs

 ) s /

6E-05

Đề xuất hiệu chỉnh

5E-05

m c ( w k

4E-05

3E-05

2E-05

m ấ h t ố s ệ H

1E-05

0E+00

10000

1000 100 10 Lực hút dính, ua - uw (kPa)

Hình 3.21 Hàm thấm của đất đắp đập Khau Piều

Hình 3.22 Hàm thấm của đất đắp đập Chúc Bài Sơn

3.4 Xác định cƣờng độ kháng cắt của đất bằng máy ba trục

3.4.1 Máy thí nghiệm ba trục

Thiết bị thí nghiệm đƣợc sử dụng trong nghiên cứu là máy nén ba trục kiểu TRIAX50

của hãng Wykeham Farrance tại Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, Trƣờng Đại học Thủy

lợi. Các bộ phận chính của máy nén ba trục gồm hệ thống gia tải có tác dụng điều

khiển tải trọng thẳng đứng lên mẫu đất, hệ thống tạo áp lực có tác dụng điều khiển áp

lực buồng và áp lực ngƣợc tác dụng vào mẫu đất, thiết bị đo áp lực nƣớc lỗ rỗng, thiết

bị đo lƣợng nƣớc vào và ra khỏi mẫu, thiết bị đo chuyển vị của mẫu (Hình 3.24). Ƣu

điểm cơ bản của máy nén ba trục là có thể thí nghiệm nhiều loại thí nghiệm khác nhau

và mô phỏng tƣơng đối phù hợp quá trình làm việc thực tế của đất.

3.4.2 Trình tự thí nghiệm xác định cường độ kháng cắt bằng máy ba trục

Trong nghiên cứu này, sơ đồ thí nghiệm ba trục cố kết không thoát nƣớc CU đƣợc tiến

hành nhằm xác định các thông số kháng cắt hiệu quả của đất bão hòa gồm góc ma sát

trong ‟ và lực dính đơn vị c‟. Cũng tƣơng tự nhƣ đối với thí nghiệm SWCC, các mẫu

đất thí nghiệm CU đƣợc lấy đƣợc lấy trực tiếp ở hiện trƣờng ở độ sâu từ 1,0†2,0m

trong các hố khoan khảo sát các công trình đê hữu Cầu – Bắc Ninh, đập Khau Piều –

Lạng Sơn và đập Chúc Bài Sơn – Quảng Ninh. Các mẫu thí nghiệm CU có dạng hình

trụ với đƣờng kính 38 mm và chiều cao 76 mm (Hình 3.23). Công tác thí nghiệm đƣợc

thực hiện tại Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, Trƣờng Đại học Thủy lợi theo TCVN

8868:2011 với các bƣớc chính sau [95]:

Hình 3.23 Hình ảnh chuẩn bị mẫu thí nghiệm ba trục

Hình 3.24 Sơ đồ nguyên lý của máy ba trục

Bƣớc 1: Bão hòa mẫu thí nghiệm. Việc bão hòa mẫu đƣợc thực hiện bằng phƣơng

pháp tăng áp lực buồng và áp lực ngƣợc. Trong phƣơng pháp này, việc tăng áp lực

buồng và áp lực ngƣợc đƣợc thực hiện luân phiên nhau. Giai đoạn tăng áp lực buồng

thì không để nƣớc thoát ra hoặc thấm vào mẫu, nhƣ vậy sẽ có thể xác định đƣợc hệ số

áp lực nƣớc lỗ rỗng B tại mỗi cấp áp lực. Áp lực ngƣợc tác động lên mẫu qua đầu trên

của mẫu thí nghiệm. Khi tác động lên cả hai đầu, cả hai van áp lực ngƣợc và van thoát

nƣớc đáy đƣợc nối với hệ thống áp lực ngƣợc. Mẫu đất đƣợc coi là bão hòa khi hệ số

áp lực nƣớc lỗ rỗng B = Δu/Δσ 0,95 thì mẫu đất đƣợc coi là bão hòa; ở đây Δu là

chênh lệch áp lực nƣớc lỗ rỗng và Δσ là chênh lệch áp lực buồng. Tùy theo trạng thái

ban đầu của mẫu thí nghiệm, quá trình bão hòa mẫu thƣờng từ một đến hai ngày.

Bƣớc 2: Cố kết mẫu. Giai đoạn cố kết kế tiếp ngay sau khi giai đoạn bão hoà. Sự cố

kết của mẫu trong thí nghiệm này là đẳng hƣớng. Mục tiêu của giai đoạn cố kết là đƣa

mẫu đất đến trạng thái của ứng suất hiệu quả cần thiết. Khi cố kết mẫu cần tăng áp lực

buồng trong khi vẫn khóa van áp lực ngƣợc để tạo chênh lệch ứng suất hiệu quả cần

thiết. Sau đó mở van áp lực ngƣợc để nƣớc thoát ra khỏi mẫu, đồng thời đọc lƣợng

nƣớc đi ra và áp lực nƣớc lỗ rỗng ở các thời điểm tƣơng ứng. Quá trình cố kết kết thúc

khi độ cố kết của mẫu U = (uo – ui)/ (uo – ub)  0,95; ở đây uo là áp lực nƣớc ban đầu

trƣớc khí cố kết, ui là áp lực nƣớc tại thời điểm bất kỳ và ub là áp lực buồng. Thời gian

cố kết mẫu thƣờng từ 4 giờ đến 8 giờ.

Hình 3.25 Máy nén ba trục TRIAX50 tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật

Bƣớc 3: Nén mẫu. Giai đoạn nén mẫu đƣợc thực hiện tiếp sau khi kết thúc quá trình

bão hòa mẫu. Khi nén mẫu van áp lực ngƣợc cần đóng lại để nƣớc không thoát ra

ngoài, van áp lực buồng cần mở ra để duy trì áp lực ngang tác dụng lên mẫu. Tốc độ

biến dạng tác dụng lên mẫu sao cho quá trình phá hoại mẫu xảy ra không nhỏ hơn hai

giờ. Trong thí nghiệm này, tốc độ biến dạng của mẫu đƣợc lựa chọn là 0,15mm/phút.

Ở giai đoạn nén cần đọc đồng thời số đọc của thiết bị đo biến dạng và áp lực nƣớc lỗ

rỗng (Hình 3.25).

3.4.3 Kết quả thí nghiệm xác định cường độ kháng cắt bằng máy ba trục

Kết quả thí nghiệm xác định cƣờng độ kháng cắt của ba loại đất đƣợc tóm tắt trong

Bảng 3.8. Kết quả thí nghiệm cho thấy đất đắp đập Chúc Bài Sơn có góc ma sát trong

lớn nhất ‟ = 26,7o, nguyên nhân là do loại đất này chứa nhiều hàm lƣợng hạt thô nhất.

Trong khi đó, đất đắp đê hữu Cầu thể hiện tính ma sát nhỏ nhất với giá trị của của ‟ = 19,6o. Kết quả thí nghiệm chi tiết đƣợc trình bày trong Phụ lục IV. Hình 3.26 biểu diến

quan hệ giữa độ lệch ứng suất nén và biến dạng dọc trục của mẫu đất đắp đập Khau

Piều. Kết quả thí nghiệm đã cho thấy sự phụ thuộc của trạng thái ứng suất, khi áp lực

ngang tăng thì độ lệch ứng suất cũng tăng và ngƣợc lại. Đƣờng cong quan hệ ứng suất

biến dạng cũng cho thấy ứng xử của đất thể hiện ở trạng thái cố kết thông thƣờng, với

biến dạng dọc trục tại thời điểm phá hoại từ 12% đến 15%.

Bảng 3.8 Kết quả tổng hợp thí nghiệm ba trục

STT Loại đất c’ (kN/m2) ’ (độ)

1 Đất đắp đê hữu Cầu 14,6 16,9

2 Đất đắp đập Khau Piều 20,1 8,1

3 Đất đắp đập Chúc Bài Sơn 26,7 14,5

t ắ c

y = ,366x + 8,100

g n ¸ h k

ộ đ

g n ờ ƣ C

300 250 200 150 100 50 0

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600

Ứng suất hiệu quả (kN/m2)

Hình 3.26 Quan hệ ứng suất biến dạng mẫu đất đắp đập Khau Piều

Hình 3.27 Đƣờng bao Coulomb mẫu đất đắp đập Khau Piều

3.5 Xác định cƣờng độ kháng cắt của đất bằng máy cắt trực tiếp

3.5.1 Máy thí nghiệm cắt trực tiếp

Thiết bị thí nghiệm đƣợc sử dụng trong nghiên cứu là máy cắt trực tiếp kiểu ứng biến

EDJ-2 của hãng ZheJiang TuGong tại Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật-Trƣờng Đại học

Thủy lợi. Các bộ phận chính của máy cắt trực tiếp kiểu ứng biến gồm có hộp cắt, hệ

thống gia tải và thiết bị đo lực. Ƣu điểm cơ bản của máy cắt trực tiếp là có thể mô

phỏng tƣơng đối phù hợp một số trƣờng hợp làm việc thực tế của đất, quá trình thí

nghiệm đơn giản và nhanh chóng. Sự đặc biệt ở thí nghiệm này là các mẫu đất đƣợc

cân bằng dƣới một giá trị áp lực hút dính nhất định trƣớc khi cắt.

Hình 3.28 Sơ đồ nguyên lý của máy cắt trực tiếp

3.5.2 Trình tự thí nghiệm xác định cường độ kháng cắt bằng máy cắt trực tiếp

Trong nghiên cứu này, công tác thí nghiệm xác định cƣờng độ kháng cắt của đất

không bão hòa bằng máy cắt trực tiếp gồm các bƣớc sau:

Bƣớc 1: Chuẩn bị mẫu với các lực hút dính khác nhau. Tƣơng tự nhƣ đối với thí

nghiệm ba trục, các mẫu đất cũng đƣợc lấy đƣợc lấy trực tiếp ở hiện trƣờng trong các

hố khoan khảo sát các công trình đê hữu Cầu, đập Khau Piều và đập Chúc Bài Sơn.

Mẫu đất nguyên dạng sau khi lấy từ hiện trƣờng đƣợc đƣa vào dao vòng có chiều cao 2,0 cm, thể tích 60 cm3. Sau đó mẫu đất đƣợc bão hòa và đƣa vào bình áp lực để tạo

lực hút dính cho mẫu đất tƣơng tự nhƣ trình tự nêu ở mục 3.3.4. Trong thí nghiệm này

mẫu đất đƣợc tạo lực hút dính ở các cấp áp lực từ 15kPa đến 300 kPa tùy theo từng

loại đất nhằm đảm bảo cấp áp lực đầu tiên phải nhỏ hơn giá trị khí vào AEV của mỗi

loại đất. Ở mỗi cấp áp lực hút dính, cần chuẩn bị 3 thỏi đất tƣơng tự nhau để tiến hành

thí nghiệm cắt trực tiếp.

Hình 3.29 Máy cắt trực tiếp EDJ-2 tại phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật

Bƣớc 2: Lắp đặt mẫu. Các mẫu đất sau khi đã đƣợc cân bằng lực hút dính, sẽ đƣợc lấy

ra khỏi bình áp lực và đem cắt ngay để đảm bảo duy trì đƣợc độ ẩm. Các mẫu đƣợc lắp

vào hộp cắt và gia tải thẳng đứng lên mẫu. Ở mỗi cấp áp lực hút dính, 3 thỏi đất đƣợc

gia tải thẳng đứng khác nhau với các giá trị lần lƣợt là 100 kPa, 200 kPa và 300 kPa.

Bƣớc 3: Cắt mẫu. Mẫu thí nghiệm đƣợc tiến hành với tốc độ cắt chậm để đảm nƣớc

trong mẫu hầu nhƣ không thoát ra trong quá trình thí nghiệm. Trong nghiên cứu này,

tốc độ cắt trên máy cắt trực tiếp đƣợc lựa chọn là 0,05 mm/phút tƣơng tự nhƣ trong

nghiên cứu của Hƣơng (2013). Quá trình cắt kết thúc khi ứng suất cắt đạt giá trị lớn

nhất thông qua số đọc của vòng ứng biến.

3.5.3 Kết quả thí nghiệm xác định cường độ kháng cắt bằng máy cắt trực tiếp

3.5.3.1 Đối với đất đắp đê hữu Cầu

Kết quả thí nghiệm các mẫu đất đắp của đê hữu Cầu đƣợc biểu thị trên hệ trục tọa độ

trong không gian 3 chiều nhƣ ở hình Hình 3.30. Sự gia tăng của cƣờng độ kháng cắt

theo lực hút dính đƣợc biểu diễn trên mặt phẳng τf(σ-ua) nhƣ ở hình Hình 3.31. Tại

giá trị ứng suất pháp thực bằng không, cƣờng độ kháng cắt chính là lực dính hiệu quả

bằng 17,8 kPa khi lực hút dính bằng không, nhƣng tăng lên tƣơng ứng với giá trị 29,3

kPa khi lực hút dính là 40 kPa và đạt giá trị 57,9 kPa khi lực hút dính là 300 kPa. Quy

luật gia tăng cƣờng độ kháng cắt cũng đƣợc tìm thấy tƣơng tự cho các giá trị ứng suất

pháp thực lớn hơn, chẳng hạn nhƣ khi ứng suất pháp thực bằng 200 kPa, cƣờng độ

kháng cắt đạt giá trị 75,9 kPa, nhƣng tăng lên tƣơng ứng với giá trị 87,3 kPa khi lực

hút dính là 40 kPa và đạt giá trị 119,1 kPa khi lực hút dính là 300 kPa. Quy luật gia

tăng của cƣờng độ kháng cắt hoàn toàn tƣơng đồng với các nghiên cứu trƣớc đó của

Satija (1978), Thu và cộng sự (2006), Hƣơng và Thụ (2013).

200

150

100

) a P k ( f  t ắ c g n á h k

ộ đ g n ờ ƣ C

ua- uw = 0 ua- uw = 40 kPa ua- uw = 100 kPa ua- uw = 200 kPa ua- uw = 300 kPa

100

200

300

400

Ứng suất pháp thực -ua (kPa)

Hình 3.30 Mặt bao phá hoại của đất đắp đê hữu Cầu

Hình 3.31 Quan hệ cƣờng độ kháng cắt và ứng suất pháp thực tƣơng ứng với lực hút dính khác của đất đắp đê hữu Cầu

Hình 3.32 Cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính tại giá trị ứng suất pháp thực bằng không của đất đắp đê hữu Cầu

Hình 3.32 biểu diễn quan hệ phi tuyến giữa cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính trên

mặt mặt phẳng ứng suất pháp thực bằng không. Độ dốc của đƣờng biểu diễn cƣờng độ

kháng cắt có xu thế giảm dần khi lực hút dính tăng dần, quy luật này đƣợc minh họa ở

Hình 3.33. Quan hệ giữa góc b và lực hút dính cho thấy, khi lực hút dính nhỏ hơn giá

trị khí vào (AEV = 42 kPa) thì góc b hầu nhƣ không đổi và bằng góc ma sát ‟ =

16,2o. Tuy nhiên, b giảm nhanh khi lực hút dính vƣợt qua giá trị khí vào và giảm

xuống b = 8,2o và hầu nhƣ duy trì ở giá trị này khi lực hút dính vƣợt qua giá trị 170

kPa. Quy luật xảy ra với đất đắp đê hữu Cầu hầu nhƣ tƣơng đồng với các nghiên cứu

của Ho và Fredlund (1982), Escario và Saez (1986) và nhiều tác giả khác.

Hình 3.33 Quan hệ giữa góc ma sát biểu kiến và lực hút dính của đất đắp đê hữu Cầu

3.5.3.2 Đối với đất đắp đập Khau Piều

Tƣơng tự nhƣ đối với đất đắp đê hữu Cầu, kết quả thí nghiệm các mẫu đất đắp của đập

Khau Piều đƣợc biểu thị trên hệ trục tọa độ trong không gian 3 chiều nhƣ ở Hình 3.34 .

Giá trị lực hút dính ban đầu của đất đắp đập Khau Piều đƣợc lựa chọn là 20 kPa thay

vì 40 kPa nhƣ đối với đất đắp đê hữu Cầu là do giá trị khí vào của đất đắp đập Khau

Piều chỉ là 26 kPa.

200

150

100

) a P k ( f  t ắ c g n á h k

ộ đ g n ờ ƣ C

ua- uw = 0 ua- uw = 20 kPa ua- uw = 80 kPa ua- uw = 150 kPa ua- uw = 200 kPa

100

200

300

400

Ứng suất pháp thực -ua (kPa)

Hình 3.34 Mặt bao phá hoại của đất đắp đập Khau Piều

Hình 3.35 Quan hệ cƣờng độ kháng cắt và ứng suất pháp thực tƣơng ứng với lực hút dính khác nhau của đất đắp đập Khau Piều

Hình 3.36 Cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính tại giá trị ứng suất pháp thực bằng không của đất đắp đập Khau Piều

Mối quan hệ giữa cƣờng độ kháng cắt và ứng suất pháp thực ứng với các giá trị lực hút

dính ua – uw = 0; 20 kPa; 80 kPa; 150 kPa và 200 kPa đƣợc biểu thị trên mặt phẳng

τf(σ-ua) nhƣ ở Hình 3.35. Biểu đồ cũng cho thấy sự gia tăng của cƣờng độ kháng cắt

theo lực hút dính. Tại giá trị ứng suất pháp thực bằng không, cƣờng độ kháng cắt chính

là lực dính hiệu quả bằng 14,3 kPa khi lực hút dính bằng không, nhƣng tăng lên tƣơng

ứng với giá trị 21,5 kPa khi lực hút dính là 20 kPa và đạt giá trị 46,7 kPa khi lực hút

dính là 200 kPa. Điều đặc biệt là các đƣờng bao cƣờng độ kháng cắt hầu nhƣ song

song với nhau chứng tỏ góc ma sát trong ‟ thay đổi không đáng kể khi thay đổi lực

hút dính.

Hình 3.36 biểu diễn quan hệ phi tuyến giữa cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính trên

mặt mặt phẳng ứng suất pháp thực bằng không. Tƣơng tự nhƣ đối với đất đắp đê hữu

Cầu, độ dốc của đƣờng biểu diễn cƣờng độ kháng cắt có xu thế giảm dần khi lực hút

dính tăng dần. Hình 3.37 biểu diễn quan hệ giữa góc b và lực hút dính cho thấy, khi

lực hút dính nhỏ hơn giá trị khí vào (AEV = 26 kPa) thì góc b hầu nhƣ không đổi và

bằng góc ma sát ‟. Tuy nhiên, b giảm nhanh khi lực hút dính vƣợt qua giá trị khí vào

và đạt tới b = 9,5o khi lực hút dính đạt 140 kPa và hầu nhƣ duy trì ở giá trị này khi

tăng lực hút dính. So với đất đắp đê hữu Cầu thì, mức độ giảm của góc b nhiều hơn và

biên độ giảm cũng nhanh hơn.

Hình 3.37 Quan hệ giữa góc ma sát biểu kiến và lực hút dính của đất đắp đập Khau Piều

3.5.3.3 Đối với đất đắp đập Chúc Bài Sơn

Tƣơng tự nhƣ đối với đất đắp đê hữu Cầu, kết quả thí nghiệm các mẫu đất đắp của đập

Chúc bài Sơn đƣợc biểu thị trên hệ trục tọa độ trong không gian 3 chiều nhƣ ở Hình

3.38. Giá trị lực hút dính ban đầu của đất đắp đập Chúc Bài Sơn đƣợc lựa chọn là 15

kPa là do giá trị khí vào của đất đắp đập Chúc Bài Sơn chỉ là 18,0 kPa.

Hình 3.38 Mặt bao phá hoại của đất đắp đập Chúc Bài Sơn

Mối quan hệ giữa cƣờng độ kháng cắt và ứng suất pháp thực đƣợc biểu thị trên mặt

phẳng τf(σ-ua) nhƣ ở Hình 3.39. Tại giá trị ứng suất pháp thực bằng không, cƣờng độ

kháng cắt chính là lực dính hiệu quả bằng 20,2 kPa khi lực hút dính bằng không,

nhƣng tăng lên tƣơng ứng với giá trị 26,7 kPa khi lực hút dính là 15 kPa và đạt giá trị

53,3 kPa khi lực hút dính là 200 kPa. Cũng tƣơng tự nhƣ với đất đắp đập Khau Piều,

các đƣờng bao cƣờng độ kháng cắt hầu nhƣ song song với nhau chứng tỏ góc ma sát

trong ‟ thay đổi không đáng kể khi thay đổi lực hút dính.

Hình 3.39 Quan hệ cƣờng độ kháng cắt và ứng suất pháp thực tƣơng ứng với lực hút dính khác của đất đắp đập Chúc Bài Sơn

Hình 3.40 Cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính ứng với ứng suất pháp thực khác nhau của đất đắp đập Chúc Bài Sơn

Hình 3.40 biểu diễn quan hệ phi tuyến giữa cƣờng độ kháng cắt và lực hút dính ứng

với các giá trị ứng suất pháp thực khác nhau. Kết quả thí nghiệm cho thấy khi lực hút

dính nhỏ hơn giá trị khí vào (AEV = 18 kPa) thì tốc độ tăng của cƣờng độ kháng cắt

khá nhanh, nhƣng khi lực hút dính vƣợt quá giá trị thì tốc độ tăng chậm lại và có xu

thế không thay đổi độ dốc khi tăng lực hút dính. Kết quả này hầu nhƣ tƣơng đồng với

các thí nghiệm của Escario và Sasez (1986) cho đất sét pha Madrid [86]. Điều này có

thể đƣợc giải thích bằng quá trình giảm góc ma sát biểu kiến b khi gia tăng lực hút

dính. Cũng tƣơng tự nhƣ đối với đất đắp đê hữu Cầu, khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị

khí vào (AEV = 18 kPa) thì góc b hầu nhƣ không đổi và bằng góc ma sát ‟ =23,5o.

Tuy nhiên, b giảm nhanh khi lực hút dính vƣợt qua giá trị khí vào và đạt tới b = 9,4o

khi lực hút dính đạt 110 kPa và hầu nhƣ duy trì ở giá trị này khi tăng lực hút dính

(Hình 3.41). So với đất đắp đê hữu Cầu và đất đắp đập Khau Piều thì mức độ giảm của

góc b nhiều hơn và biên độ giảm cũng nhanh hơn.

Bảng 3.9 Kết quả tổng hợp thí nghiệm cắt trực tiếp

STT Loại đất C’ (kN/m2) ’ (độ)

1 Đất đắp đê hữu Cầu 16,2 17,8

2 Đất đắp đập Khau Piều 18,8 14,3

) ộ đ ( b  c ó G

100

150

200

50 Lực hút dính ua-uw (kPa)

3 Đất đắp đập Chúc Bài Sơn 23,5 20,2

Hình 3.41 Quan hệ giữa góc ma sát biểu kiến và lực hút dính của đất đắp đập Chúc Bài

Sơn

Kết quả thí nghiệm xác định cƣờng độ kháng cắt của ba loại đất đƣợc tóm tắt trong

Bảng 3.9. Tƣơng tự nhƣ đối với kết quả thí nghiệm ba trục bão hòa, đất đắp đập Chúc

Bài Sơn có góc ma sát trong lớn nhất ‟ = 23,5o, nguyên nhân là do loại đất này chứa

nhiều hàm lƣợng hạt thô nhất. Trong khi đó, đất đắp đê hữu Cầu thể hiện tính ma sát

nhỏ nhất với giá trị của của ‟ = 16,2o. Các tham số cƣờng độ kháng cắt của các loại

đất xác định từ hai sơ đồ không khác nhau nhiều. Xu thế chung là lực dính từ thí

nghiệm cắt trực tiếp lớn hơn so với kết quả thí nghiệm ba trục nhƣng góc ma sát trong

lại nhỏ hơn. Nguyên nhân có thể là do trong sơ đồ thí nghiệm 3 trục, mẫu đất đƣợc nén

cố kết nên lực dính đã chuyển hóa một phần thành lực ma sát.

3.6 Kết luận chƣơng 3

Chƣơng 3 của luận án đã trình bày các kết quả nghiên cứu thực nghiệm xác định các

đặc trƣng cơ bản của đất không bão hòa của một số loại đất đắp ở miền Bắc Việt Nam.

Các thông số không bão hòa đã đƣợc xác định bao gồm lực hút dính, SWCC, cƣờng độ

kháng cắt và hàm thấm. Tác giả đã xây dựng đƣợc quy trình xác định lực hút dính của

đất không bão hòa bằng căng kế. Từ kết quả thực nghiệm, tác giả đã đề xuất thành lập

biểu thức quan hệ giữa lực hút dính (ua-uw) và độ bão hòa S của đất nhƣ ở phƣơng

trình (3-1).

Tác giả cũng đã tiến hành thí nghiệm xác định đƣờng cong đặc trƣng đất nƣớc SWCC

cho ba loại đất khác nhau trong vùng nghiên cứu. Kết quả thí nghiệm cho thấy giá trị

khí vào (AEV) của ba loại đất thí nghiệm là đất đắp đê hữu Cầu, đất đắp đập Khau

Piều và đất đắp đập Chúc Bài Sơn lần lƣợt là 42 kPa, 26 kPa và 18 kPa. Nhƣ vậy, đất

có hàm lƣợng hạt mịn lớn hơn, tính dẻo cao hơn thì có giá trị khí vào lớn hơn. Đồng

thời tác giả cũng đã kiến nghị sử dụng hai tham số trong phƣơng trình MK lần lƣợt là

ac =0,0005 và m=0,00002 để ƣớc lƣợng SWCC cho các loại đất dính ở khu vực nghiên

cứu trong trƣờng hợp không có các số liệu thí nghiệm xác định SWCC. Từ kết quả ƣớc

lƣợng SWCC, tác giả đã sử dụng phƣơng trình hàm thấm của Leong và Rahardjo [77]

để xác định hệ số thấm tại các giá trị lực hút dính khác nhau cho các loại đất dùng

trong thí nghiệm.

Ngoài ra, tác giả cũng đã tiến hành thí nghiệm thí nghiệm xác định cƣờng độ kháng cắt

cho ba loại đất. Kết quả thí nghiệm cho thấy sự gia tăng của cƣờng độ kháng cắt theo

lực hút dính. Đối với đất đắp đê hữu Cầu, tại giá trị ứng suất pháp thực bằng không,

cƣờng độ kháng cắt bằng 17,8 kPa khi lực hút dính bằng không, nhƣng tăng lên tƣơng

ứng với giá trị 29,3 kPa khi lực hút dính là 40 kPa và đạt giá trị 57,9 kPa khi lực hút

dính là 300 kPa. Đồng thời, khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị khí vào AEV = 42 kPa thì

góc b hầu nhƣ không đổi và bằng góc ma sát ‟. Tuy nhiên, b giảm nhanh khi lực hút

dính vƣợt qua giá trị khí vào và giảm xuống b = 8,2o và hầu nhƣ duy trì ở giá trị này

khi lực hút dính vƣợt qua giá trị 170 kPa. Quy luật đối với đất đắp đập Chúc Bài Sơn

và Khau Piều cũng tương đồng như đối với đất đắp đê hữu Cầu, tuy nhiên so với đất

đắp đê hữu Cầu và đất đắp đập Khau Piều thì mức độ giảm góc b của đất đắp đập

Chúc Bài Sơn nhiều hơn và biên độ giảm cũng nhanh hơn.

CHƢƠNG 4

NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ẢNH HƢỞNG CỦA

MƢA LÊN MÁI DỐC ĐẤT ĐẮP

4.1 Đặt vấn đề

Mƣa là một trong những tác nhân chính gây ra sự cố trƣợt lở cho mái dốc. Do ảnh

hƣởng của mƣa, nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc làm tăng độ ẩm của đất và dẫn đến

giảm sức kháng cắt của đất. Khi mƣa rơi xuống đất, một phần nƣớc mƣa sẽ ngấm vào

đất, một phần chảy tràn trên bề mặt và một phần bốc hơi. Nƣớc mƣa ngấm vào mái

dốc là một quá trình phức tạp, phụ thuộc vào nhiều tham số nhƣ cƣờng độ mƣa, thời

gian mƣa, độ dốc mái, loại đất, độ ẩm ban đầu, lớp phủ bề mặt, v.v… Đã có nhiều

nghiên cứu thực nghiệm nhằm đánh giá ảnh hƣởng của các nhân tố trên. Các kết quả

nghiên cứu đều chỉ ra rằng, cƣờng độ mƣa xâm nhập tăng khi độ dốc mái giảm [96],

[97], [98]. Tuy nhiên hầu hết các nghiên cứu chỉ tập trung cho những mái dốc thoải, có

độ dốc nhỏ hơn 20% nhƣ trong nghiên cứu của Nassif và Wilson (1975), Poesen

(1984) và Joshi và Tambe (2010). Đối với công trình thủy lợi nhƣ đê đập, thì độ dốc

mái thƣờng từ 30% đến 60%, do đó cần thiết nghiên cứu bổ sung quy luật trên để áp

dụng đƣợc với những mái dốc có độ dốc lớn hơn. Sự ảnh hƣởng của loại đất, lớp phủ

bề mặt, cƣờng độ mƣa và độ ẩm ban đầu cũng đã đƣợc đề cập trong các nghiên cứu

của Duley và Kelly (1939), Nassif và Wilson Wilson (1975) và Mu và cộng sự (2015).

Tuy nhiên, đối với những công trình đắp bằng đất nhƣ đê, đập, đƣờng, v.v… thì độ

chặt đất đắp là một nhân tố quan trọng ảnh hƣởng tới sự xâm nhập của nƣớc mƣa vào

mái dốc. Độ chặt đất đắp đƣợc xác định bằng biểu thức:

(4-1)

là trọng lƣợng thể

 

Trong đó: K là hệ số đầm chặt; d là trọng lƣợng thể tích khô;  tích khô lớn nhất.

Vì vậy, ở phần này tác giả sẽ nghiên cứu ảnh hƣởng của độ chặt đất đắp đến cƣờng độ

mƣa thâm nhập vào mái dốc. Ngoài ra, sự thay đổi của lực hút dính ở các độ sâu khác

nhau trên mái dốc trong quá trình mƣa, sau khi dừng mƣa cũng đƣợc xem xét.

4.2 Nghiên cứu chế tạo máng thí nghiệm

Khi nghiên cứu thực nghiệm trong phòng, kích thƣớc máng thí nghiệm của các tác giả

thƣờng đƣợc lựa chon nhƣ sau: chiều cao 30 ÷ 60 cm, chiều rộng 50 ÷ 100 cm và

chiều dài 100 ÷ 200 cm [96], [97], [99]. Trên cơ sở kế thừa và tƣơng thích với các

nghiên cứu trƣớc đây, máng thí nghiệm đƣợc lựa chọn cấu tạo dạng hình hộp chữ nhật

với kích thƣớc chiều dài 150 cm, chiều rộng 50 cm và chiều cao 70 cm (Hình 4.1).

Xung quanh máng đƣợc gia cƣờng bằng khung kim loại và kính cƣờng lực để đảm bảo

độ cứng của máng. Máng thí nghiệm đƣợc đặt trên một trục quay tự do ở giữa máng

kết hợp với bệ đỡ ở hai bên máng. Theo cấu tạo này, việc chế bị mẫu sẽ đƣợc thực

hiện trên mặt nằm ngang và dễ dàng điều chỉnh độ dốc sau đó bằng cách xoay máng

thí nghiệm theo trục quay tự do. Phƣơng pháp này đã khắc phục đƣợc các nhƣợc điểm

khi chế tạo mẫu và thay đổi góc dốc nhƣ trong các nghiên cứu của Hakro và Harahap

(2015) và Mu và cộng sự (2015). Để xác định lƣợng nƣớc tràn trên bề mặt mái dốc,

một van xả mặt và đồng hồ đo lƣu lƣợng đƣợc gắn vào mặt bên của máng (Hình 4.1).

b) a)

c) d)

Hình 4.1 Cấu tạo máng thí nghiệm, (a) Trục quay tự do; (b) Thiết bị đo lƣu lƣợng nƣớc tràn; (c) Máng thí nghiệm; (d) Sơ đồ hoàn chỉnh của máng thí nghiệm

4.3 Nghiên cứu chế tạo dàn tạo mƣa

Để mô phỏng quá trình mƣa xảy ra trong thực tế, dàn tạo mƣa đƣợc chế tạo bằng

máng nhựa mica dạng hình hộp chữ nhật với kích thƣớc chiều dài 150cm, chiều rộng

50cm và chiều cao 20cm (Hình 4.2). Để tạo ra hình dạng giọt mƣa tƣơng tự nhƣ trong

thực tế, đáy máng trƣớc tiên đƣợc khoan tạo mặt khum lõm với đƣờng kính mũi khoan

2mm, sau đó sử dụng mũi khoan đƣờng kính 0,5mm khoan xuyên qua đáy máng. Các

lỗ khoan đƣợc bố trí theo các đỉnh của hình vuông với chiều dài các cạnh là 5,65cm.

Để duy trì cƣờng độ mƣa không thay đổi trong quá trình thí nghiệm, quy tắc “cột nƣớc

không đổi” đã đƣợc áp dụng bằng cách cho nƣớc trong máng chảy tràn liên tục qua

thành mỏng có chiều cao 4,0 cm. Để xác định lƣợng mƣa rơi vào mái dốc, các đồng hồ

đo lƣu lƣợng đƣợc gắn vào các đầu cấp nƣớc vào và đầu thoát nƣớc ra. Khi đó, tổng

lƣu lƣợng mƣa chính là chênh lệch lƣợng nƣớc vào và ra khỏi dàn tạo mƣa.

Cấu tạo nhƣ trên của dàn tạo mƣa sẽ khắc phục đƣợc nhƣợc điểm phân bố mƣa không

đều lên bề mặt mái dốc do hình thức tạo mƣa dƣới dạng tia nƣớc nhƣ trong một vài

nghiên cứu trƣớc đây của Nassif và Wilson (1975), Poesen (1984) và Joshi và Tambe

(2010).

Hình 4.2 Cấu tạo của dàn tạo mƣa

4.4 Đo lƣờng và thu thập dữ liệu lực hút dính

4.4.1 Thiết bị thí nghiệm đo lực hút dính kiểu 2100F-Remote Tensometer

Trong nghiên cứu này, căng kế kiểu 2100F-Remote Tensometer đƣợc sử dụng để đo

trực tiếp lực hút dính trong môi trƣờng đất. Thiết bị này đã đƣợc thƣơng mại hóa và

chế tạo bởi Công ty Soilmoisture Equipment Corp. Nguyên lý, tính năng và phạm vi

áp dụng của loại căng kế này hoàn toàn giống với căng kế 2725ARL-Jet fill đã nêu ở

mục 3.2.2. Các bộ phận chính của căng kế bao gồm một cốc gốm tiếp nhận khí cao có

đƣờng kính 6 mm đƣợc nối tới áp kế bằng ống dẫn dạng nhựa dẻo. Trên cùng là nắp

đậy có nút bịt dạng pit-tông có tác dụng kín nƣớc và hút khí (Hình 4.3). Khác với

trƣờng hợp đo lực hút dính trong mái dốc ở mục 3.2, đầu nối áp kế đƣợc kết nối với

cảm biến ứng suất cho phép đọc đƣợc giá trị lực hút dính một cách liên tục.

Hình 4.3 Cấu tạo căng kế kiểu 2100F-Remote Tensometer

4.4.2 Thiết bị thu thập dữ liệu lực hút dính

Trong nghiên cứu, tác giả sử dụng bộ thu thập dữ liệu tự động kết nối với máy tính để

thu thập giá trị lực hút dính thay đổi theo thời gian trong mái dốc (Hình 4.4). Bộ phần

mềm ICT (ICT International Instrument) đƣợc sử dụng để lƣu trữ và ghi dữ liệu tự

động liên tục theo từng bƣớc thời gian định sẵn (Hình 4.5).

Hình 4.4 Hình ảnh bộ kết nối và truyền dẫn dữ liệu lực hút dính

Hình 4.5 Hình ảnh giao diện phần mềm ICT

4.4.3 Quy trình thí nghiệm xác định lực hút dính bằng căng kế 2100F

Các bƣớc thí nghiệm xác định lực hút dính của đất bằng căng kế kiểu 2100F-Remote

Tensometer đƣợc thực hiện theo các bƣớc chính sau:

Bƣớc 1: Làm bão hòa cốc gốm bằng cách ngâm trong nƣớc sạch từ 3-5 giờ.

Bƣớc 2: Kết nối các bộ phận của căng kế bao gồm cốc gốm, ống dẫn, áp kế, nắp đậy,

dây dẫn truyền dữ liệu đến bộ đọc dữ liệu.

Bƣớc 3: Bơm nƣớc vào ống dẫn ngƣợc từ dƣới lên.

Bƣớc 4: Lắp đặt căng kế vào vị trí cần đo đạc trong mái dốc

Bƣớc 5: Kết nối bộ đọc với dây dẫn truyền dữ liệu và máy tính.

Bƣớc 6: Thiết lập các khoảng thời gian đo lực hút dính bằng phần mềm ICT.

4.5 Chỉ tiêu cơ lý của đất dùng trong thí nghiệm

Vật liệu đất dùng trong thí nghiệm đƣợc lấy tại mỏ đất Đại Phong, huyện Chí Linh,

tỉnh Hải Dƣơng nhƣ trong nghiên cứu trƣớc đây của tác giả [100]. Đây là mỏ đất có

trữ lƣợng lớn lên tới hàng trăm hecta. Vật liệu đất ở đây đã đƣợc dùng cho nhiều công

trình ở tỉnh Hải Dƣơng và các vùng lân cận. Đây cũng chính là loại đất đắp đã đƣợc

dùng cho dự án nâng cấp cải tạo đê hữu Cầu (Bắc Ninh), đê hữu Thái Binh (Bắc

Ninh), đê tả Hồng (Hƣng Yên). Vật liệu đất thuộc loại đất á sét màu xám nâu, xám

vàng lẫn sạn sỏi có nguồn gốc tàn tích phong hóa từ đá cát kết, đá bột kết [101]. Kết

quả thí nghiệm xác định các đặc trƣng vật lý của đất đƣợc nêu trong Bảng 4.1 và Bảng

4.2. Kết quả thí nghiệm đầm nén tiêu chuẩn xác định đƣợc các đặc trƣng đầm nén của

mẫu vật liệu bao gồm độ ẩm tối ƣu wopt = 10,85% và trọng lƣợng thể tích khô lớn nhất = 18,22 (kN/m3). 

Bảng 4.1 Thành phần hạt của mỏ đất Đại Phong

Nhóm hạt Sạn sỏi Cát Bụi Sét

Tỷ lệ (%) 10,59 40,28 33,19 15,94

Bảng 4.2 Chỉ tiêu tính chất vật lý, cơ học của mỏ đất Đại Phong



Chỉ tiêu Gs WL WP PI wopt

Giá trị 2,70 41,44 28,18 13,27 10,85 18,22

Ghi chú: Gs: tỷ trọng hạt; WL: độ ẩm giới hạn chảy; WP: độ ẩm giới hạn dẻo; PI: chỉ số dẻo.

Hình 4.6 Đƣờng cong SWCC của vật liệu đất mỏ Đại Phong ở độ chặt K = 0,97

Các chỉ tiêu không bão hòa của đất cũng đƣợc xác định gồm đƣờng cong SWCC và

hàm thấm. Đƣờng cong SWCC và hàm thấm của đất dùng trong thí nghiệm đƣợc xác

định theo trình tự đã nêu ở mục 3.3. Kết quả thí nghiệm xác định đƣờng cong SWCC

cho mẫu đất đƣợc chế bị với hệ số đầm chặt K = 0,97 đƣợc trình bày ở Hình 4.6, từ kết

quả cho thấy đất có độ ẩm thể tích bão hòa là s = 0,343 và giá trị tới hạn khí vào AEV

là 22,0 kPa.

Hàm thấm của vật liệu đất mỏ Đại Phong ở độ chặt chế bị K = 0,97 xác định theo

phƣơng trình hàm thấm của Leong và Rahardjo (1997) có dạng tƣơng tự nhƣ SWCC

(Hình 4.7). Hệ số thấm có xu thế giảm nhanh khi lực hút dính vƣợt qua giá trị tới hạn

khí vào.

Hình 4.7 Hàm thấm của vật liệu đất mỏ Đại Phong ở độ chặt K = 0,97

4.6 Trình tự thí nghiệm

4.6.1 Chuẩn bị thí nghiệm

Ban đầu, điều chỉnh máng thí nghiệm ở trạng thái cân bằng để thuận tiện trong quá

trình chuẩn bị mẫu đất (Hình 4.1). Đồng thời, van thoát nƣớc đáy đƣợc mở liên tục để

tránh hiện tƣợng đọng nƣớc ở đáy máng. Sau đó, lớp dăm lọc có chiều dày 10 cm đƣợc

phủ dƣới đáy máng nhằm thu nƣớc thấm qua mẫu đất. Phía trên lớp dăm lọc, trải một

lớp vải địa kỹ thuật để ngăn cách lớp dăm lọc và lớp đất đắp (Hình 4.8). Tiếp đó, trộn

đất ở độ ẩm tối ƣu wopt = 10,85%, rải thành từng lớp mỏng trong máng thí nghiệm và

tiến hành đầm nén bằng đầm thủ công để đạt độ chặt yêu cầu. Để đảm bảo tính đồng

nhất của khối đất trong mô hình thí nghiệm, mẫu thí nghiệm có chiều dày 50 cm đƣợc

chia thành thành 10 lớp đầm nén, mỗi lớp có chiều dày 5 cm. Trong quá trình thí

nghiệm, để đảm bảo đất đƣợc đầm ở các độ chặt tƣơng ứng, tác giả đã kiểm tra đối

chiếu khối lƣợng thể tích khô của đất sau mỗi lớp đầm bằng phƣơng pháp dao vòng.

Loại dao vòng sử dụng trong thí nghiệm có chiều cao 4,0 cm nên hoàn toàn khống đế

đƣợc độ chặt của từng lớp. Khi chiều cao của mẫu đất đạt tới cao độ dự định lắp đặt

căng kế, tiến hành lắp đặt căng kế vào vị trí chính giữa của mẫu đất theo trình tự ở

mục 4.4.3. Sau khi hoàn thành công tác đầm đất và lắp đặt căng kế, sử dụng kích thủy

lực để điều chỉnh máng thí nghiệm về độ dốc thiết kế. Trong nghiên cứu này, độ dốc

mái đƣợc thay đổi 3 trƣờng hợp ứng với hệ số mái m = 1,0; m = 2,0 và m = 4,0. Các

hệ số mái dốc này đƣợc lựa chọn để đảm bảo phản ánh đƣợc các dạng mái dốc trong

thực tế thiết kế của các loại công trình đất nhƣ đê, đập và đƣờng. Độ chặt đất đắp cũng

đƣợc thay đổi 4 trƣờng hợp ứng với hệ số đầm chặt K = 0,70; K = 0,90; K = 0,95 và K

= 0,97 nhằm phản ánh giá trị độ chặt của đất đắp đối với các dạng công trình nêu trên.

b) c)

Hình 4.8 Chuẩn bị thí nghiệm, (a) Sơ đồ đắp đất); (b) Đầm đất trong máng thí nghiệm; (c) Lắp đặt căng kế trong đất

4.6.2 Lựa chọn các thông số về mưa dùng trong thí nghiệm

Căn cứ theo dữ liệu thống kế của QCVN 02:2009/BXD, cƣờng độ mƣa lớn nhất trung

bình thời đoạn ở khu vực miền Bắc của Việt Nam thay đổi trong phạm vi từ 60 mm/

giờ đến 150 mm/giờ [102]. Vì vậy, ở nghiên cứu này tác giả lựa chọn giá trị cƣờng độ

mƣa trung bình của khu vực là 105 mm/giờ. Đồng thời theo dữ liệu thu thập đƣợc từ

một số trạm quan trắc khí tƣợng thủy văn nhƣ trạm Bắc Ninh, Lạng Sơn, Quảng Hà,

Tiên Yên thì các trận mƣa ngắn thƣờng phổ biến diễn ra trong khoảng thời gian từ 1,0

giờ đến 3,0 giờ. Vì vậy, trận mƣa điển hình đƣợc sử dụng trong nghiên cứu là cƣờng

độ mƣa 105 mm/giờ diễn ra liên tục trong thời gian 2,0 giờ.

4.6.3 Tiến hành thí nghiệm

Ban đầu, mở van cấp nƣớc vào dàn tạo mƣa, chờ đến khi tạo thành dòng chảy tràn ổn

định thì bắt đầu cho nƣớc mƣa rơi lên mái dốc. Quá trình mƣa đƣợc tiến hành liên tục

trong thời gian 2 giờ với cƣờng độ mƣa 105mm/giờ cho tất cả các chuỗi thí nghiệm.

Trong quá trình thí nghiệm, tiến hành ghi chép và đo đạc lƣợng nƣớc mƣa chảy tràn

trên bề mặt mái dốc QT (lít/phút) sau từng thời đoạn 5 phút trong 1 giờ mƣa đầu tiên

và 10 phút trong 1 giờ mƣa tiếp theo.

a) b)

Hình 4.9 Mô hình thí nghiệm mƣa lên mái dốc, (a) Sơ đồ thực tế; (b) Sơ đồ mô phỏng

4.7 Phân tích, đánh giá kết quả thí nghiệm

Từ các kết quả đo đạc lƣợng nƣớc mƣa chảy tràn trên bề mặt mái dốc QT(lít/phút), tính

toán đƣợc cƣờng độ tràn trên bề mặt mái dốc trong từng thời đoạn tƣơng ứng. Cƣờng

độ tràn RR đƣợc tính bằng tỷ số giữa lƣợng nƣớc chảy tràn thời đoạn QT (lít/phút) chia cho diện tích bề mặt tràn (m2). Trong tính toán bỏ qua lƣợng nƣớc tổn hao do bốc hơi.

Tỷ lệ chảy tràn RC (%) đƣợc tính bằng tỷ số giữa tổng lƣợng nƣớc tràn chia cho tổng

lƣợng mƣa của cả trận mƣa. Tỷ lệ thâm nhập RI (%) là hiệu số của 100% và RC. Kết

quả thí nghiệm đƣợc tổng hợp trong Bảng 4.3. Kết quả thực nghiệm cho thấy, hiện

tƣợng nƣớc chảy tràn chỉ bắt đầu sau một khoảng thời gian mƣa nhất định. Đối với đất

có độ chặt trung bình và cao (K=0,90; K=0,95 và K =0,97) thì hiện tƣợng chảy tràn bắt

đầu xuất hiện sau thời gian mƣa từ 3 đến 5 phút, còn đối với đất có độ chặt thấp

(K=0,70) thì hiện tƣợng này xảy ra chậm hơn, sau thời gian mƣa từ 8 đến 10 phút. Kể

từ khi bắt đầu xuất hiện chảy tràn, thì cƣờng độ tràn có xu thế tăng dần và tiến tới ổn

định sau khoảng thời gian từ 30 đến 40 phút (Hình 4.10, Hình 4.11 và Hình 4.12).

STT

RR (mm/giờ) RC (%)

RI (%)

1,0

0,70

86,9

1,0

0,90

96,9

1,0

0,95

101,5

1,0

0,97

102,6

2,0

0,70

84,4

2,0

0,90

96,4

2,0

0,95

100,2

2,0

0,97

101,3

4,0

0,70

80,7

4,0

0,90

93,6

4,0

0,95

98,6

4,0

0,97

99,7

Bảng 4.3 Bảng tổng hợp kết quả thí nghiệm tác động của mƣa lên mái dốc

Ghi chú: RR: cường độ tràn ổn định (tại thời điểm sau khi mưa 1,0h); RC: tỷ lệ chảy tràn (tại thời điểm cuối trận mưa); RI: tỷ lệ thâm nhập(tại thời điểm cuối trận mưa).

4.7.1 Ảnh hưởng của độ chặt đất đắp đến cường độ tràn

Kết quả thí nghiệm trên các Hình 4.10, Hình 1.11 và Hình 4.12 cho thấy quy luật

chung của độ chặt đất đắp và cƣờng độ tràn đó là cƣờng độ tràn giảm (hay cƣờng độ

mƣa thâm nhập tăng) khi độ chặt đất đắp giảm. Ảnh hƣởng này ở mức độ lớn khi độ

chặt đất đắp thấp (K = 0,70) và giảm dần khi độ chặt đất đắp tăng dần.

Hình 4.10 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số mái m = 1

Hình 4.11 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số mái m = 2

Trong trƣờng hợp hệ số mái m = 1 và hệ số đầm chặt K = 0,70 thì cƣờng độ tràn ổn

định RR = 86,9 mm/giờ tƣơng ứng với tỷ lệ chảy tràn có giá trị RC = 74%. Khi hệ số

đầm chặt tăng lên K = 0,90; K = 0,95 và K =0,97 thì tỷ lệ chảy tràn tăng lên tƣơng

ứng 84%; 91% và 95%. Khi mái dốc thoải nhất và độ chặt thấp nhất (m = 4 và K =

0,70) thì tỷ lệ chảy tràn có giá trị thấp nhất 68% và tăng lên tới 95% khi mái dốc dốc

nhất và độ chặt cao nhất (m = 1 và K = 0,97).

Hình 4.12 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số mái m = 4

4.7.2 Ảnh hưởng của độ dốc mái đến cường độ tràn

Khi độ dốc mái tăng (hệ số mái giảm) thì cƣờng độ tràn tăng (hay cƣờng độ mƣa thâm

nhập giảm dần). Tuy nhiên sự ảnh hƣởng là không lớn khi so sánh với độ chặt đất đắp.

Khi độ chặt đất đắp thấp (K = 0,70) thì sự ảnh hƣởng này khá rõ ràng còn khi độ chặt

đất đắp trung bình và cao (K = 0,90; K = 0,95 và K =0,97) thì sự ảnh hƣởng hầu nhƣ

không đáng kể (Hình 4.13 và Hình 4.14). Khi đất có độ chặt cao nhất (K = 0,97) thì tỷ

lệ chảy tràn chỉ thay đổi từ 90% đến 95% khi hệ số mái thay đổi từ m = 4 đến m = 1.

Hình 4.13 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số đầm chặt K = 0,70

Hình 4.14 Sự thay đổi của cƣờng độ tràn khi hệ số đầm chặt K = 0,95

4.7.3 Sự thay đổi của lực hút dính trong quá trình mưa và sau khi mưa

Sự ảnh hƣởng của mƣa đến lực hút dính trong mái dốc đƣợc tiến hành với mẫu đất chế

bị đầm nén ở độ ẩm tối ƣu w = 10,85% và hệ số đầm chặt K = 0,97. Căng kế đƣợc lắp

đặt tại 2 vị trí ở độ sâu lần lƣợt là 10 cm và 35 cm tính từ bề mặt mái dốc. Quy trình

tạo mƣa có cƣờng độ 105mm/giờ trong thời gian liên tục 2 giờ vẫn đƣợc tiến hành

tƣơng tự nhƣ ở mục 4.6.3 .

Hình 4.15 Sự thay đổi của lực hút dính trong mái dốc sau thời gian mƣa 1 ngày

Hình 4.15 cho thấy quy luật thay đổi của lực hút dính theo thời gian của mẫu thí

nghiệm trong quá trình mƣa và sau khi mƣa. Kết quả thí nghiệm cho thấy, ban đầu lực

hút dính tại độ sâu 10 cm lớn hơn lực hút dính tại độ sâu 35 cm với khoảng chênh lệch

là 2,8 kPa. Trong thời gian mƣa liên tục 2 giờ thì lực hút dính tại 2 điểm đo không thay

100

đổi. Điều này chứng tỏ nƣớc mƣa trên bề mặt mái dốc chƣa thâm nhập tới 2 vị trí này.

Tuy nhiên, tại độ sâu 10 cm thì lực hút dính bắt đầu giảm mạnh sau khi dừng mƣa

khoảng 0,5 giờ, quá trình này giảm liên tục cho đến khi sau khi dừng mƣa khoảng 5,0

giờ thì giữ ổn định ở giá trị 16,5kPa trong ngày đầu tiên sau khi dừng mƣa. Sau đó lực

hút dính tại độ sâu 10cm có xu thế tăng ngƣợc trở lại, nguyên nhân là do hiện tƣợng

bốc hơi ở gần bề mặt mái dốc. Tuy nhiên tốc độ tăng khá chậm, cho đến 3 ngày sau

khi mƣa thì lực hút dính tại vị trí này đạt giá trị 20,5kPa (Hình 4.16).

Hình 4.16 Sự thay đổi của lực hút dính trong mái dốc sau thời gian mƣa 3 ngày

Trong khi đó, sự suy giảm của lực hút dính tại độ sâu 35 cm diễn ra chậm hơn và ít

hơn nhiều so với độ sâu 10 cm. Sau khi dừng mƣa khoảng 1,0 giờ thì lực hút dính tại

độ sâu 35 cm mới bắt đầu suy giảm dần từ giá trị ban đầu là 22,5kPa, cho đến sau khi

dừng mƣa khoảng 5,0 giờ thì giảm xuống còn 20,5 kPa. Sau đó, lực hút dính ở độ sâu

này không tăng ngƣợc trở lại giống nhƣ ở độ sâu 10cm mà tiếp tục giảm xuống với tốc

độc rất chậm, cho đến 3 ngày sau khi mƣa thì lực hút dính tại vị trí này đạt giá trị

19,5kPa (Hình 4.16).

Tại 2 điểm đo thì lực hút dính đều có xu thế giảm rất nhanh khi lực hút dính nhỏ hơn

giá trị tới hạn khí vào. Điều này cũng tƣơng tự quy luật ảnh hƣởng của lực hút dính tới

hàm thấm. Sự suy giảm của lực hút dính kéo theo sự giảm sức kháng cắt của đất đắp

và làm giảm sự ổn định của mái dốc đất đắp. Nhƣ vậy, đối với công trình đất đắp có độ

chặt cao nhƣ đê, đập, đƣờng, v.v… thì giai đoạn nguy hiểm nhất thƣờng là vài giờ sau

101

khi mƣa, sau đó lực hút dính của đất ở vùng gần bề mặt mái dốc sẽ tăng ngƣợc trở lại

do hiện tƣợng thẩm thấu và bốc hơi, và làm giảm nguy cơ mất ổn định mái dốc.

4.8 Kết luận chƣơng 4

Mƣa là một trong những tác nhân chính gây ra sự cố trƣợt lở cho mái dốc. Do ảnh

hƣởng của mƣa, nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc làm tăng độ ẩm của đất và dẫn đến

giảm sức kháng cắt của đất. Khi mƣa rơi xuống đất, một phần nƣớc mƣa sẽ ngấm vào

đất, một phần chảy tràn trên bề mặt và một phần bốc hơi. Nƣớc mƣa ngấm vào mái

dốc là một quá trình phức tạp, phụ thuộc vào nhiều tham số nhƣ cƣờng độ mƣa, thời

gian mƣa, độ dốc mái, loại đất, độ ẩm ban đầu, lớp phủ bề mặt, v.v… Tuy nhiên đối

với những công trình đắp bằng đất nhƣ đê, đập, đƣờng, v.v… thì độ chặt đất đắp là

một nhân tố quan trọng ảnh hƣởng tới sự xâm nhập của nƣớc mƣa vào mái dốc.

Nghiên cứu này đã làm sáng tỏ ảnh hƣởng của độ chặt đất đắp và độ dốc mái đến cơ

chế nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc. Kết quả nghiên cứu cho thấy hiện tƣợng nƣớc

chảy tràn chỉ bắt đầu sau một khoảng thời gian mƣa nhất định. Đối với đất có độ chặt

trung bình và cao (K=0,90; K=0,95 và K = 0,97) thì hiện tƣợng chảy tràn bắt đầu xuất

hiện sau thời gian mƣa từ 3 đến 5 phút, còn đối với đất có độ chặt thấp (K=0,70) thì

hiện tƣợng này xảy ra sau thời gian mƣa từ 8 đến 10 phút. Đồng thời cƣờng độ tràn có

xu thế tăng dần và tiến tới ổn định sau khoảng thời gian từ 30 đến 40 phút. Khi hệ số

mái dốc m = 2 thì cƣờng độ tràn giảm từ 100,2 mm/ giờ về 84,4 mm/ giờ khi độ chặt

đất đắp giảm từ K = 0,95 về K = 0,70. Ảnh hƣởng này ở mức độ lớn khi độ chặt đất

đắp thấp (K = 0,70) và giảm dần khi độ chặt đất đắp tăng dần. Khi độ chặt đất đắp K =

0,90 thì cƣờng độ tràn giảm từ 96,9 mm/giờ về 93,6 mm/giờ khi hệ số mái dốc tăng từ

m = 1,0 lên m = 4,0. Kết quả thực nghiệm cũng cho thấy độ chặt đất đắp có mức độ

ảnh hƣởng tới cƣờng độ tràn lớn hơn so với độ dốc mái. Mặt khác, lƣợng nƣớc mƣa

chảy tràn chiếm tỷ lệ lớn thay đổi từ 68% (ứng với độ chặt đất đắp K=0,70 và hệ số

mái dốc m=4) đến 95% (ứng với độ chặt đất đắp K=0,97 và hệ số mái dốc m=1). Nhƣ

vậy, lƣợng nƣớc mƣa thâm nhập vào mái dốc khá nhỏ chỉ chiếm tỷ lệ từ 5% đến 32%.

Do mƣa xâm nhập vào mái dốc, làm cho áp lực nƣớc lỗ rỗng tăng tức là lực hút dính

trong đất giảm đi. Trong thời gian mƣa, lực hút dính trong mái dốc hầu nhƣ không

thay đổi, tuy nhiên giảm rất nhanh khi kết thúc mƣa từ 0,5 đến 1,0 giờ. Sau đó lực hút

102

dính có xu thể hồi phục trở lại nhƣng tốc độ tăng rất chậm. Kết quả thí nghiệm cũng

cho thấy lực hút dính có xu thế giảm rất nhanh khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị tới hạn

khí vào. Điều này cũng tƣơng tự quy luật ảnh hƣởng của lực hút dính tới hàm thấm. Sự

suy giảm của lực hút dính kéo theo sự giảm sức kháng cắt của đất đắp và làm giảm sự

ổn định của mái dốc đất đắp. Nhƣ vậy, đối với công trình đất đắp có độ chặt cao nhƣ

đê, đập, đƣờng, v.v… thì giai đoạn nguy hiểm nhất thƣờng là vài giờ sau khi mƣa, sau

đó lực hút dính của đất ở vùng gần bề mặt mái dốc sẽ tăng ngƣợc trở lại do hiện tƣợng

thẩm thấu và bốc hơi, và làm giảm nguy cơ mất ổn định mái dốc.

103

CHƢƠNG 5

ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN

CHO MỘT SỐ MÁI DỐC CÔNG TRÌNH THỦY LỢI

5.1 Đặt vấn đề

Ở chƣơng này, tác giả tập trung vào việc ứng dụng các kết quả nghiên cứu từ các

chƣơng trƣớc để tính toán ổn định cho một số mái dốc đất đắp không bão hòa dƣới ảnh

hƣởng của mƣa. Các công trình thực tế đƣợc vận dụng tính toán ở trong chƣơng này là

các mái dốc đất đắp của đê hữu Cầu, đập Khau Piều và đập Chúc Bài Sơn.

Kết quả nghiên cứu đƣợc áp dụng vào tính toán bao gồm:

- Các đặc trƣng cơ bản của đất bao gồm trọng lƣợng riêng tự nhiên, góc ma sát

trong, lực dính đơn vị, hệ số thấm bão hòa, độ ẩm thể tích bão hòa đƣợc xác

định ở mục 3.3.5 và mục 3.4.3.

- SWCC của đất đƣợc ƣớc lƣợng theo phƣơng pháp đề xuất hiệu chỉnh của tác

giả ở mục 3.3.7.

- Hàm thấm của đất đƣợc xác định ở mục 3.3.8.

- Lƣợng nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc đƣợc tính toán dựa vào kết quả thực

nghiệm ở mục 4.7.

5.2 Phƣơng pháp tính toán

Trong tính toán, tác giả sử dụng bộ phần mềm Geo-Studio 2018 là phiên bản cập nhật

hiện nay để phân tích ổn định mái dốc với hai mô đun là SEEP/W và SLOPE/W [5].

Trong đó, mô đun SEEP/W đƣợc dùng để phân tích thấm không ổn định theo thời gian

nhằm xác định sự thay đổi của đƣờng bão hòa trong mái dốc khi có mƣa. SEEP/W sử

dụng phƣơng pháp phần từ hữu hạn để giải quyết bài toán thấm hai hƣớng với phƣơng

trình vi phân có dạng:

)

) (

(

 )

(5-1)

104

Ở đây: h là cột nƣớc tổng; kx là hệ số thấm của đất theo phƣơng x; ky là hệ số thấm của

đất theo phƣơng y; Q là điều kiện biên của dòng chảy tác dụng lên bề mặt mái dốc; 

nên phƣơng trình (5-1) có thể viết dƣới dạng:

là độ ẩm thể tích; t là thời gian.



Do  và

)

(

)  (

(5-2)

Ở đây: mw là độ dốc của SWCC; uw là áp lực nƣớc lỗ rỗng; w là trọng lƣợng thể tích

của nƣớc; y là thế năng.

Trong trƣờng hợp dòng thấm ổn định, phƣơng trình (5-1) suy biến về dạng sau:

)

(

(5-3)

Trong phân tích tính toán dòng thấm không ổn định, điều kiện ban đầu đƣợc thiết lập

tƣơng ứng với trƣờng hợp MNDBT. Để xét tới ảnh hƣởng của mƣa, điều kiện biên về

cƣờng độ mƣa (unit flow rate) thay đổi theo thời gian đƣợc tác dụng lên toàn bộ bề

mặt của mái dốc. Ở nghiên cứu này, mực nƣớc thƣợng lƣu đƣợc coi là không thay đổi

theo thời gian.

Sau đó, mô đun SLOPE/W đƣợc 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

phƣơng pháp khác nhau. Tuy nhiên, ở nghiên cứu này tác giả lựa chọn tính toán theo

phƣơng pháp của Bishop (1955). Ngoài ra, phƣơng trình cƣờng độ kháng cắt của đất

không bão hòa theo Vanapalli và cộng sự (1996) cho phép thể hiện sự phi tuyến của

cƣờng độ kháng cắt theo lực hút dính nên đƣợc lực chọn sử dụng trong nghiên cứu.

5.3 Mái dốc đất đắp đê hữu Cầu

5.3.1 Giới thiệu về đê hữu Cầu

Sông Cầu là một trong những con sông dài và có lƣu vực lớn nhất ở Việt Nam, trong

đó đoạn chảy qua Bắc Ninh có chiều dài 70 km. Vị trí công trình thuộc bờ hữu sông

Cầu, thuộc địa phận huyện Quế Võ, tỉnh Bắc Ninh. Mặt cắt tính toán thuộc dự án “Xử

105

lý cấp bách kè hộ đê và hoàn thiện mặt cắt, nâng cấp đê hữu Cầu từ K28+860-:-

K82+350”. Các thông tin cơ bản của dự án nhƣ sau [103]:

- Đại diện chủ đầu tƣ: Ban quản lý dự án xây dựng NN & PTNT Bắc Ninh

- Đơn vị Tƣ vấn thiết kế: Công ty Cổ phần Tƣ vấn XD & PTNT Bắc Ninh

- Loại công trình: Công trình đề điều, cấp II

- Diện tích vùng bảo vệ: 51.895 ha

- Dân số vùng bảo vệ là 830.601 ngƣời

- Mực nƣớc lũ thiết kế: +6,5 m

- Hệ số mái đê phía sông: m = 2,0

- Hệ số mái đê phía đồng: m = 3,0

- Cao trình đỉnh đê: +9,2 m

- Chiều rộng đỉnh đê: 6,0 m

5.3.2 Trường hợp tính toán ổn định mái dốc đê hữu Cầu

Mặt cắt đƣợc lựa chọn tính toán có lý trình K56+150, đây là mặt cắt nguy hiểm của

phân đoạn tính toán do có chiều dày lớn đất yếu khá lớn. Trƣờng hợp tính toán tƣơng

ứng với mực nƣớc sông ở cao trình mực nƣớc lũ thiết kế +6,5 m. Số liệu mƣa đƣợc

phân tích, lựa chọn từ dữ liệu thống kê các trận mƣa của trạm Bắc Ninh trong khoảng

thời gian 15 năm từ 2001 đến 2015. Theo dữ liệu này, các trận mƣa có cƣờng độ lớn

thƣờng xảy ra trong khoảng thời gian từ 1,0 giờ đến 2,0 giờ. Trong khi các trận mƣa

nhỏ có thể liên tiếp kéo dài từ 2,0 đến 3,0 ngày. Cƣờng độ mƣa giờ lớn nhất đƣợc ghi

nhận trong khu vực là 56,3 mm/giờ (từ 3 giờ đến 5 giờ ngày 08/09/2015). Trận mƣa

dài nhất trong khu vực kéo dài 46 giờ (từ 12 giờ ngày 01/08/2015 đến 10 giờ

03/08/2015) với tổng lƣợng mƣa là 117,1 mm. Vì vậy, để đánh giá ảnh hƣởng của mƣa

đến ổn định mái dốc đê hữu Cầu thì điều kiện biên đối với hai kiểu mƣa điển hình là

mƣa cƣờng độ lớn (HI) và mƣa kéo dài (LD) đƣợc lựa chọn nhƣ sau: kiểu mƣa HI có

cƣờng độ 56,3 mm/giờ với thời gian mƣa liên tục trong 2,0 giờ, kiểu mƣa LD có thời

gian mƣa liên tục trong 46,0 giờ với cƣờng độ phân bố đều từ tổng lƣợng mƣa (117,1

mm) trong thời gian mƣa.

106

5.3.3 Chỉ tiêu cơ lý của đất trong tính toán ổn định mái dốc đê hữu Cầu

Căn cứ vào tài liệu khảo sát, cấu tạo địa chất đoạn đê bao gồm lớp đất đắp (lớp 1)

thuộc loại đất sét màu xám, xám nâu, trạng thái dẻo cứng, chiều dày trung bình 6,0 m.

Bên dƣới lớp đất đắp là lớp đất yếu (lớp 2) á sét màu xám nâu, xám đen, trạng thái dẻo

mềm đến dẻo chảy. Chiều dày trung bình của lớp đất yếu là từ 3,0 m đến 5,0 m. Dƣới

cùng là lớp đất á sét (lớp 3) màu xám nâu, xám vàng trạng thái dẻo cứng [103]. Sơ đồ

tính toán ổn định mái dốc đê hữu Cầu đƣợc minh họa ở Hình 5.1.

Hình 5.1 Mặt cắt tính toán ổn định đê hữu Cầu

Bảng 5.1 Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý các lớp đất đê hữu Cầu

STT

Chỉ tiêu cơ lý

Đơn vị Lớp 1

Lớp 2

Lớp 3

Ký hiệu

kN/m3

19,3

18,4

19,2



Trọng lƣợng thể tích tự nhiên

2 Góc ma sát trong

14,6

10,2

18,8

‟

Lực dính đơn vị

c‟

7,8

22,0

4 Hệ số thấm bão hòa

độ kN/m2 cm/s

5,4.10-5 8,2.10-6

5 Hệ số đầm chặt

16,9 2,8.10-6 0,90

6 Giá trị khí vào

ks K AEV

kPa

42,0

Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất dùng trong tính toán ổn định mái dốc đê hữu Cầu đƣợc

nêu trong Bảng 5.1. Ngoài ra, để tính toán ổn định mái dốc trên cơ sở khoa học đất

không bão hòa thì các thông số về lực hút dính, đƣờng cong SWCC và hàm thấm đƣợc

lấy từ các kết quả nghiên cứu của tác giả ở CHƢƠNG 3.

107

5.3.4 Kết quả tính toán ổn định mái dốc đê hữu Cầu

Khi mực nƣớc sông ở cao trình mực nƣớc thiết kế +6,5 m, kết quả phân tích thấm bằng

mô đun SEEP/W nhƣ ở Hình 5.2. Giá trị cột nƣớc áp lực nhỏ nhất đạt trị số -4,0 m tại

vùng đỉnh đê. Kết quả này tƣơng đối phù hợp với dữ liệu đo lực hút dính ở vùng đỉnh

đê hữu Cầu là 36 kPa nhƣ đã trình bày ở mục 3.2.5. Đồng thời, khi tính toán dựa trên

cơ sở khoa học đất bão hòa thì hệ số ổn định mái dốc hạ lƣu đê hữu Cầu là Kmin =

1,281 (Hình 5.3).

Hình 5.2 Phân bố cột nƣớc áp lực trong thân và nền đê hữu Cầu

Hình 5.3 Hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu tính toán trên cơ sở khoa học đất bão hòa

Khi đó điều kiện về ổn định mái đê không thỏa mãn, do TCVN 9902: 2016 quy định

hệ số ổn định mái đê cho phép là [K] = 1,30 [104]. Chính vì vậy, đơn vị Tƣ vấn đã lựa

chọn giải pháp đắp áp trúc mái hạ lƣu đê để tăng hệ số ổn định mái đê [103]. Tuy

nhiên, khi tính toán dựa trên cơ sở khoa học đất không bão hòa thì hệ số thì hệ số ổn

định mái đê hạ lƣu ở trƣờng hợp trên tăng lên Kmin = 1,305 (Hình 5.4). Nguyên nhân

108

của sự gia tăng này là do áp lực nƣớc lỗ rỗng âm hay lực hút dính của đất ở vùng

không bão hòa đã làm tăng cƣờng độ kháng cắt ở đới không bão hòa. Mức độ chênh

lệch hệ số ổn định mái dốc ở hai trƣờng hợp không lớn, chỉ là 1,9% là do trong phạm

vi khối trƣợt thì vùng không bão hòa có tỷ lệ diện tích không lớn so với vùng bão hòa.

Tuy nhiên, điều quan trọng là hệ số ổn định mái đê khi tính toán trên cơ sở khoa học

đất không bão hòa đã thỏa mãn điều kiện ổn định cho phép [104]. Từ đó dẫn đến việc

không cần phải bổ sung giải pháp tăng cƣờng ổn định mái dốc ở trƣờng hợp này và

giảm chi phí đầu tƣ xây dựng cho công trình.

Hình 5.4 Hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH

Hình 5.5 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đê hữu Cầu với kiểu mƣa HI

Dƣới tác động của kiểu mƣa HI, mực nƣớc ngầm trong thân đê dâng cao và làm thu

hẹp đới không bão hòa. Biểu đồ phân bố cột nƣớc áp lực tại điểm A trên mặt cắt X-X

và cách bề mặt mái dốc 1,0 m cho thấy, khi bắt đầu mƣa thì áp lực nƣớc lỗ rỗng tăng

rất nhanh cho đến thời điểm kết thúc mƣa rồi giảm ngƣợc trở lại. Khoảng 2,0 giờ đầu

109

sau khi mƣa thì tốc độ giảm áp lực nƣớc khá nhanh, nhƣng sau đó giảm chậm dần

(Hình 5.5). Sự gia tăng của áp lực nƣớc lỗ rỗng trong quá trình mƣa ở vùng không bão

hòa đã dẫn đến sự giảm của hệ số ổn định mái dốc hạ lƣu. Hệ số ổn định mái dốc giảm

từ ngƣỡng an toàn Kmin = 1,305 về ngƣỡng không an toàn Kmin = 1,293 khi kết thúc

mƣa (Hình 5.6), nhƣng sau đó hồi phục trở lại nhƣng mức độ hồi phục hầu nhƣ không

đáng kể sau khi dừng mƣa 8,0 giờ (Hình 5.7).

Hình 5.6 Hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu khi dừng mƣa với kiểu mƣa HI

Hình 5.7 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu với kiểu mƣa HI

Trong khi đố kiểu mƣa LD đã làm cho mái đê hầu nhƣ bão hòa hoàn toàn. Khi bắt đầu

mƣa thì áp lực nƣớc lỗ rỗng tại A tăng rất nhanh. Cho đến thời điểm kết thúc mƣa, cột

nƣớc áp lực tại A có giá trị là 0,5 m chứng tỏ mực nƣớc ngầm đã dâng cao quá điểm

A. Sau khi ngừng mƣa, cột nƣớc áp lực tại A giảm nhanh và đạt giá trị -0,9 m sau thời

gian 30 giờ. Sau thời gian này, tốc độ giảm của cột nƣớc áp lực rất chậm (Hình 5.8).

110

Hình 5.8 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đê hữu Cầu với kiểu mƣa LD

Hình 5.9 Hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu khi dừng mƣa với kiểu mƣa LD

Hình 5.10 Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu với kiểu mƣa LD

Cũng giống nhƣ kiểu mƣa HI, ở kiểu mƣa LD thì sự gia tăng của áp lực nƣớc lỗ rỗng

trong quá trình mƣa cũng đã dẫn đến sự giảm của hệ số ổn định mái dốc hạ lƣu. Hệ số

111

ổn định mái dốc giảm từ ngƣỡng an toàn Kmin = 1,305 về ngƣỡng không an toàn Kmin =

1,262 khi kết thúc mƣa (Hình 5.9), tức là giảm đến 3,4%. Khi dừng mƣa, hệ số ổn định

mái dốc tăng ngƣợc trở lại, nhƣng tốc độ khá chậm. Sau khi ngừng mƣa một tuần, hệ

số ổn định mái dốc vẫn chƣa trở lại ngƣỡng an toàn (Hình 5.10).

5.4 Mái dốc đất đắp đập Khau Piều

5.4.1 Giới thiệu về hồ chứa nước Khau Piều

Đập Khau Piều là một hạng mục của công trình hồ chứa nƣớc Khau Piều thuộc xã Tú

Mịch, huyện Lộc Bình, tỉnh Lạng Sơn. Đây là một trong 10 hồ chứa thuộc tiểu dự án

“Sữa chữa và nâng cao an toàn đập (WB8) tỉnh Lạng Sơn” do WB tài trợ. Nhiệm vụ

chính của tiểu dự án là đầu tƣ sửa chữa, nâng cấp các hồ chứa có nguy cơ mất an toàn

cao, những công trình thiết yếu, quan trọng nhằm đảm bảo nâng cao năng lực hồ chứa,

giảm thiểu nguy cơ về rủi ro, phòng tránh giảm nhẹ thiên tai thích ứng với biến đổi khí

hậu. Các thông số cơ bản của hồ chứa nƣớc Khau Piều nhƣ sau [105]:

- Loại công trình: hồ chứa thủy lợi loại nhỏ, cấp III.

- Nhiệm vụ: đảm bảo nƣớc tƣới cho 50 ha diện tích đất nông nghiệp

- Diện tích lƣu vực: 1,18 km2

- Cao trình MNDBT: +312,1 m

- Dung tích hồ chứa: 210.000 m3

Đập Khau Piều thuộc loại đập đất đồng chất trên nền đá sét bột kết phong hóa mạnh

với các đặc điểm hiện trạng nhƣ sau:

- Cao trình đỉnh đập: 314,5 m

- Chiều rộng đỉnh đập: 5,0 m

- Chiều dài đập: 62,0 m

- Chiều cao đập lớn nhất: 12,0 m

- Hệ số mái thƣợng hạ lƣu đập: 2,75

- Kết cấu mái thƣợng lƣu: Đất và đá lát khan

- Kết cấu mái hạ lƣu: mái đất trồng cỏ.

112

5.4.2 Trường hợp tính toán ổn định mái dốc đập Khau Piều

Mặt cắt đƣợc lựa chọn tính toán là mặt cắt giữa đập C2, đây là mặt cắt có chiều cao

đập lớn nhất. Trƣờng hợp tính toán ứng với mực nƣớc trong hồ ở MNDBT +312,1 m.

Số liệu mƣa đƣợc phân tích, lựa chọn từ dữ liệu thống kê các trận mƣa của trạm Lạng

Sơn trong khoảng thời gian 10 năm từ 2000 đến 2009. Theo dữ liệu này, các trận mƣa

có cƣờng độ lớn thƣờng xảy ra trong khoảng thời gian từ 1,0 giờ đến 2,0 giờ. Trong

khi các trận mƣa nhỏ có thể liên tiếp kéo dài từ 2,0 đến 3,0 ngày. Cƣờng độ mƣa giờ

lớn nhất đƣợc ghi nhận trong khu vực là 45,4 mm/giờ (từ 16 giờ đến 17 giờ ngày

26/06/2001). Trận mƣa dài nhất trong khu vực kéo dài 78 giờ (từ 4 giờ ngày

28/07/2006 đến 10 giờ 31/07/2006) với tổng lƣợng mƣa là 139,2 mm. Vì vậy, để đánh

giá ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc đập Khau Piều thì điều kiện biên đối với

hai kiểu mƣa điển hình là mƣa cƣờng độ lớn (HI) và mƣa kéo dài (LD) đƣợc lựa chọn

nhƣ sau: kiểu mƣa HI có cƣờng độ 45,4 mm/giờ với thời gian mƣa liên tục trong 2,0

giờ, kiểu mƣa LD có thời gian mƣa liên tục trong 78,0 giờ với cƣờng độ phân bố đều

từ tổng lƣợng mƣa (139,2 mm) trong thời gian mƣa.

5.4.3 Chỉ tiêu cơ lý của đất trong tính toán ổn định mái dốc đập Khau Piều

Căn cứ vào tài liệu khảo sát, cấu tạo địa chất đập Khau Piều bao gồm lớp đất đắp (lớp

1) thuộc loại đất á sét màu xám nâu, nâu đỏ, trạng thái dẻo cứng đến nửa cứng. Tiếp

đến là đới phong hóa IA1 (lớp 2) và IA2 (lớp 3) của đá sét bột kết màu xám nâu, nâu

đỏ. Dƣới cùng là đới đá phong hóa IB (lớp 4) tƣơng đối cứng chắc [105]. Sơ đồ tính

toán ổn định mái dốc đập Khau Piều đƣợc minh họa ở Hình 5.11.

Hình 5.11 Mặt cắt tính toán ổn định đập Khau Piều

Bảng 5.2 Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý các lớp đất đập Khau Piều

113

STT

Chỉ tiêu cơ lý

Đơn vị Lớp 1

Lớp 2

Lớp 3

Ký hiệu

kN/m3

18,9

19,2

19,5



Trọng lƣợng thể tích tự nhiên

2 Góc ma sát trong

20,1

24,0

26,0

‟

Lực dính đơn vị

5,0

5,2

4 Hệ số thấm bão hòa

độ kN/m2 cm/s

3,2.10-5 9,5.10-5

5 Hệ số đầm chặt

8,1 3,8.10-5 0,92

6 Giá trị khí vào

c‟ ks K AEV

kPa

26,0

Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất dùng trong tính toán ổn định mái dốc đập Khau Piều

đƣợc nêu trong Bảng 5.2. Ngoài ra, để tính toán ổn định mái dốc trên cơ sở khoa học

đất không bão hòa thì các thông số về lực hút dính, đƣờng cong SWCC và hàm thấm

đƣợc lấy từ các kết quả nghiên cứu của tác giả ở CHƢƠNG 3.

5.4.4 Kết quả tính toán ổn định mái dốc đập Khau Piều

Khi mực nƣớc thƣợng lƣu ở cao trình MNDBT, kết quả phân tích thấm bằng mô đun

SEEP/W nhƣ ở Hình 5.12. Giá trị cột nƣớc áp lực nhỏ nhất đạt trị số -4,0 m tại vùng

đỉnh đập. Kết quả này tƣơng đối phù hợp với dữ liệu đo lực hút dính ở vùng đỉnh đập

Khau Piều là 43 kPa nhƣ đã trình bày ở mục 3.2.5. Đƣờng bão hòa trong thân đập khá

cao do không có vật thoát nƣớc ở hạ lƣu đập. Khi tính toán dựa trên cơ sở khoa học đất

bão hòa thì hệ số ổn định mái hạ lƣu đập Khau Piều ở trƣờng hợp này là Kmin = 1,289

(Hình 5.13). Khi đó điều kiện về ổn định mái đập không thỏa mãn do TCVN

8216:2018 quy định hệ số ổn định mái đập cho phép là [K] = 1,30 [106]. Chính vì vậy,

đơn vị Tƣ vấn đã lựa chọn giải pháp đắp áp trúc mái hạ lƣu đập để tăng hệ số ổn định

mái đập [105].

Hình 5.12 Phân bố cột nƣớc áp lực trong thân và nền đập Khau Piều

114

Hình 5.13 Hệ số ổn định đập Khau Piều tính toán trên cơ sở khoa học đất bão hòa

Hình 5.14 Hệ số ổn định đập Khau Piều tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH

Hình 5.15 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đập Khau Piều với kiểu mƣa HI

Tuy nhiên, khi tính toán trên cơ sở khoa học đất không bão hòa thì hệ số thì hệ số ổn

định mái hạ lƣu đập ở trƣờng hợp trên tăng lên là Kmin = 1,324 (Hình 5.14). Nguyên

nhân của sự gia tăng này là do áp lực nƣớc lỗ rỗng âm hay lực hút dính của đất ở vùng

không bão hòa đã làm tăng cƣờng độ kháng cắt ở đới không bão hòa. Mức độ chênh

lệch hệ số ổn định mái ở hai trƣờng hợp không lớn, chỉ là 2,7% là do trong phạm vi

khối trƣợt thì vùng không bão hòa có tỷ lệ diện tích không lớn so với vùng bão hòa.

115

Tuy nhiên điều quan trọng là hệ số ổn định mái đập khi tính toán trên cơ sở khoa học

đất không bão hòa đã thỏa mãn điều kiện ổn định cho phép [106]. Từ đó dẫn đến việc

không cần phải bổ sung giải pháp tăng cƣờng ổn định ở trƣờng hợp này và giảm chi

phí đầu tƣ, xây dựng cho công trình.

Hình 5.16 Hệ số ổn định đập Khau Piều khi dừng mƣa với kiểu mƣa HI

Hình 5.17 Sự thay đổi của hệ số ổn định đập Khau Piều với kiểu mƣa HI

Trong trƣờng hợp đập Khau Piều làm việc dƣới tác động của kiểu mƣa HI, kết quả tính

toán cho thấy mực nƣớc ngầm trong thân đập dâng cao và làm thu hẹp đới không bão

hòa. Biểu đồ phân bố cột nƣớc áp lực tại điểm A trên mặt cắt X-X và cách bề mặt mái

dốc 1,0 m cho thấy, khi bắt đầu mƣa thì áp lực nƣớc lỗ rỗng tăng rất nhanh cho đến

thời điểm kết thúc mƣa rồi giảm ngƣợc trở lại. Khoảng 1,0 giờ đầu sau khi mƣa thì tốc

độ giảm áp lực nƣớc khá nhanh, nhƣng sau đó giảm chậm dần (Hình 5.15). Sự gia tăng

của áp lực nƣớc lỗ rỗng trong quá trình mƣa ở vùng không bão hòa đã dẫn đến sự giảm

của hệ số ổn định mái dốc. Hệ số ổn định mái dốc giảm từ ngƣỡng an toàn Kmin =

1,324 về ngƣỡng không an toàn Kmin = 1,280 (giảm 3,4%) khi kết thúc mƣa (Hình

116

5.16), nhƣng sau đó hồi phục dần trở lại. Đặc biệt chỉ sau khi dừng mƣa 3,0 giờ thì hệ

số ổn định mái dốc đã vƣợt ngƣỡng an toàn nhƣ ở Hình 5.17.

Kiểu mƣa LD đã làm cho mái đập hầu nhƣ bão hòa, khi bắt đầu mƣa thì áp lực nƣớc lỗ

rỗng tại A tăng rất nhanh trong khoảng thời gian 4,0 giờ đầu tiên, sau đó tăng rất chậm

cho đến khi kết thúc mƣa thì đạt giá 0,7 m chứng tỏ mực nƣớc ngầm đã dâng cao quá

điểm A. Sau khi ngừng mƣa, cột nƣớc áp lực tại A giảm rất nhanh trong khoảng 2,0

giờ đầu tiên. Sau thời gian này, tốc độ giảm của cột nƣớc áp lực rất chậm và đạt giá trị

-1,3 m sau khi ngừng mƣa 3 ngày (Hình 5.18).

Hình 5.18 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đập Khau Piều với kiểu mƣa LD

Hình 5.19 Hệ số ổn định đập Khau Piều khi dừng mƣa với kiểu mƣa LD

Sự gia tăng của áp lực nƣớc lỗ rỗng trong quá trình mƣa cũng đã dẫn đến sự giảm của

hệ sô ổn định mái dốc. Hệ số ổn định mái dốc giảm rất nhanh từ ngƣỡng an toàn Kmin

= 1,324 trong khoảng 30 giờ kể từ lúc bắt đầu mƣa. Sau đó, hệ số ổn định mái dốc hầu

nhƣ không đổi cho đến khi kết thúc mƣa với giá trị Kmin = 1,117 (Hình 5.19), tức là

117

giảm đến 18,5% kể từ lúc bắt đầu mƣa. Nguyên nhân là do đất trong mái dốc đã hầu

nhƣ bão hòa. Khi dừng mƣa, hệ số ổn định mái dốc tăng nhanh trở lại trong khoảng 10

giờ đầu tiên, sau đó tốc độ giảm dần. Sau khi ngừng mƣa một tuần, hệ số ổn định mái

dốc vẫn chƣa trở lại ngƣỡng an toàn (Hình 5.20).

Hình 5.20 Sự thay đổi của hệ số ổn định đập Khau Piều với kiểu mƣa LD

5.5 Mái dốc đất đắp đập Chúc Bài Sơn

5.5.1 Giới thiệu về hồ chứa nước Chúc Bài Sơn

Đập Chúc bài Sơn là một hạng mục của công trình hồ chứa nƣớc Chúc Bài Sơn thuộc

xã Quảng Sơn, huyện Hải Hà, tỉnh Quảng Ninh. Đây là một trong 8 hồ chứa thuộc tiểu

dự án “Sữa chữa và nâng cao an toàn đập (WB8) tỉnh Quảng Ninh” do WB tài trợ.

Nhiệm vụ chính của tiểu dự án là đầu tƣ sửa chữa, nâng cấp các hồ chứa có nguy cơ

mất an toàn cao, những công trình thiết yếu, quan trọng nhằm đảm bảo nâng cao năng

lực hồ chứa, giảm thiểu nguy cơ về rủi ro, phòng tránh giảm nhẹ thiên tai thích ứng

với biến đổi khí hậu. Các thông số của hồ chứa nƣớc Chúc Bài Sơn nhƣ sau [107]:

- Loại công trình: hồ chứa thủy lợi loại vừa, cấp II.

- Nhiệm vụ: đảm bảo nƣớc tƣới cho 3.100 ha diện tích đất nông nghiệp, cung cấp

nƣớc sinh hoạt cho 20.000 nhân khẩu và một phần nƣớc công nghiệp của thị

trấn Hà Cối.

- Diện tích lƣu vực: 18,2 km2

- Cao trình MNDBT: +75,27 m

118

- Dung tích hồ chứa: 15.106 m3

Đập Chúc Bài Sơn thuộc loại đập đất đồng chất trên nền đá sét phiến sét phong hóa

mạnh đến trung bình với các đặc điểm hiện trạng nhƣ sau:

- Cao trình đỉnh đập: +80,3 m

- Chiều rộng đỉnh đập: 5,0 m

- Chiều dài đập: 235,0 m

- Chiều cao đập lớn nhất: 25,0 m

- Hệ số mái thƣợng hạ lƣu đập: m1 = 4,0; m2 = 3,0

- Kết cấu mái thƣợng lƣu: Tấm lát bê tông cốt thép

- Kết cấu mái hạ lƣu: mái đất trồng cỏ.

5.5.2 Trường hợp tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn

Mặt cắt đƣợc lựa chọn tính toán là mặt cắt giữa đập D3. Đây là mặt cắt có chiều cao

đập lớn nhất nên có mức độ nguy hiểm nhất. Trƣờng hợp tính toán ứng với mực nƣớc

trong hồ ở MNDBT +75,27 m. Số liệu mƣa đƣợc phân tích, lựa chọn từ dữ liệu thống

kê các trận mƣa của trạm Quảng Hà trong khoảng thời gian 15 năm từ 2001 đến 2015.

Theo dữ liệu này, các trận mƣa có cƣờng độ lớn thƣờng xảy ra trong khoảng thời gian

từ 1,0 giờ đến 3,0 giờ. Trong khi các trận mƣa nhỏ có thể liên tiếp kéo dài từ 3,0 đến

4,0 ngày, cá biệt kéo dài đến 7 ngày. Cƣờng độ mƣa giờ lớn nhất đƣợc ghi nhận trong

khu vực là 91,0 mm/giờ (từ 6 giờ đến 9 giờ ngày 29/06/2003). Trận mƣa dài nhất trong

khu vực kéo dài 162 giờ (từ 2 giờ ngày 26/07/2015 đến 20 giờ 01/08/2015) với tổng

lƣợng mƣa là 1150,1 mm. Vì vậy, để đánh giá ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái

dốc đập Chúc Bài Sơn thì điều kiện biên đối với hai kiểu mƣa điển hình là mƣa cƣờng

độ lớn (HI) và mƣa kéo dài (LD) đƣợc lựa chọn nhƣ sau: kiểu mƣa HI có cƣờng độ

91,0 mm/giờ với thời gian mƣa liên tục trong 3,0 giờ, kiểu mƣa LD có thời gian mƣa

liên tục trong 162,0 giờ với cƣờng độ phân bố đều từ tổng lƣợng mƣa (1150,1 mm)

trong thời gian mƣa.

119

5.5.3 Chỉ tiêu cơ lý của đất tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn

Căn cứ vào tài liệu khảo sát, cấu tạo địa chất đập Chúc Bài Sơn bao gồm lớp đất đắp

(lớp 1a) thuộc loại đất á sét màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn dăm sạn,trạng thái dẻo cứng.

Tiếp đến là lớp á sét (lớp 1b) màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn dăm sạn,trạng thái dẻo mềm.

Bên dƣới là lớp cuội lẫn cát (lớp 2) màu xám nâu, xám vàng, trạng thái chặt vừa. Dƣới

cùng là đới đá phong hóa IA2 (lớp 3), đá phiến sét phong hóa mạnh đến trung bình

[107]. Sơ đồ tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn đƣợc minh họa ở Hình 5.21.

Hình 5.21 Mặt cắt tính toán ổn định đập Chúc Bài Sơn

Bảng 5.3 Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý các lớp đất đập Chúc Bài Sơn

STT

Chỉ tiêu cơ lý

Đơn vị Lớp 1a Lớp 1b Lớp 2

Ký hiệu

kN/m3

19,2

18,6

19,5



Trọng lƣợng thể tích tự nhiên

2 Góc ma sát trong

26,7

17,0

‟

Lực dính đơn vị

c‟

14,9

0,1

4 Hệ số thấm bão hòa

độ kN/m2 cm/s

7,6.10-5 1,0.10-4

5 Hệ số đầm chặt

14,5 6,2.10-5 0,93

6 Giá trị khí vào

ks K AEV

kPa

18,0

Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất dùng trong tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn

đƣợc nêu trong Bảng 5.3. Ngoài ra, để tính toán ổn định mái dốc trên cơ sở khoa học

đất không bão hòa thì các thông số về lực hút dính, đƣờng cong SWCC và hàm thấm

đƣợc lấy từ các kết quả nghiên cứu của tác giả ở CHƢƠNG 3.

120

5.5.4 Kết quả tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn

Khi mực nƣớc thƣợng lƣu ở cao trình MNDBT, kết quả phân tích thấm bằng mô đun

SEEP/W nhƣ ở Hình 5.22. Giá trị cột nƣớc áp lực nhỏ nhất đạt trị số -5,0 m tại vùng

đỉnh đập. Kết quả này tƣơng đối tƣơng đồng với dữ liệu đo đạc lực hút dính ở đỉnh mái

đập Chúc Bài Sơn là 44 kPa nhƣ đã trình bày ở mục 3.2.5 Đƣờng bão hòa trong thân

đập đƣợc hạ thấp do tác dụng của đống đá tiêu nƣớc phía hạ lƣu đập. Khi tính toán dựa

trên cơ sở khoa học đất bão hòa thì hệ số ổn định mái hạ lƣu đập Chúc Bài Sơn này là

Kmin = 1,505 (Hình 5.23).

Hình 5.22 Phân bố cột nƣớc áp lực trong thân và nền đập Chúc Bài Sơn

Hình 5.23 Hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn tính toán trên cơ sở khoa học đất bão hòa

Khi tính toán dựa trên cơ sở khoa học đất không bão hòa thì hệ số thì hệ số ổn định

mái hạ lƣu đập tăng lên tƣơng ứng là Kmin = 1,633 (Hình 5.24). Nguyên nhân của sự

gia tăng này là do áp lực nƣớc lỗ rỗng âm hay lực hút dính của đất ở vùng không bão

hòa đã làm tăng cƣờng độ kháng cắt ở đới không bão hòa. Mức độ chênh lệch hệ số ổn

định mái ở hai trƣờng hợp khá lớn, là 8,5 % là do trong phạm vi khối trƣợt thì vùng

không bão hòa có tỷ lệ diện tích tƣơng đối lớn so với vùng bão hòa. Vì vậy, mức độ

121

gia tăng của hệ số ổn định mái đập trong trƣờng hợp này lớn hơn nhiều so với trƣờng

hợp của đê hữu Cầu và đập Khau Piều.

Hình 5.24 Hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH

Hình 5.25 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đập Chúc Bài Sơn với kiểu mƣa HI

Tƣơng tự nhƣ đối với đê hữu Cầu và đập Khau Piều, dƣới tác động của kiểu mƣa HI

đã làm cho mực nƣớc ngầm trong thân đập dâng cao và thu hẹp đới không bão hòa.

Biểu đồ phân bố cột nƣớc áp lực tại điểm A trên mặt cắt X-X và cách bề mặt mái dốc

1,0 m cho thấy, khi bắt đầu mƣa thì áp lực nƣớc lỗ rỗng tăng rất nhanh cho đến thời

điểm kết thúc mƣa. Ngƣợc lại với trƣờng hợp của đê hữu Cầu và đập Khau Piều, cột

nƣớc áp lực tại A tiếp tục tăng chậm sau khi ngừng mƣa (Hình 5.25). Sự gia tăng của

áp lực nƣớc lỗ rỗng trong quá trình mƣa ở vùng không bão hòa đã dẫn đến sự 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 mƣa (Hình 5.26). Sau khi ngừng mƣa, hệ số ổn định mái dốc

tăng ngƣợc trở lại và đạt giá trị Kmin = 1,59 sau khi ngừng mƣa 8,0 giờ (Hình 5.27).

122

Hình 5.26 Hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn khi dừng mƣa với kiểu mƣa HI

Hình 5.27 Sự thay đổi của hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn với kiểu mƣa HI

Hình 5.28 Sự thay đổi cột nƣớc áp lực tại A của đập Chúc Bài Sơn với kiểu mƣa LD

Kiểu mƣa LD đã làm cho mái đập hầu nhƣ bão hòa hoàn toàn. Khi bắt đầu mƣa thì áp

lực nƣớc lỗ rỗng tại A tăng rất nhanh trong khoảng thời gian 15,0 giờ đầu tiên, sau đó

tăng rất chậm cho đến khi kết thúc mƣa thì đạt giá 0,5 m chứng tỏ mực nƣớc ngầm đã

dâng cao quá điểm A. Sau khi ngừng mƣa, cột nƣớc áp lực tại A giảm rất nhanh trong

123

khoảng 20,0 giờ đầu tiên, sau thời gian này, tốc độ giảm của cột nƣớc áp lực rất chậm

và đạt giá trị -1,3 m sau khi ngừng mƣa 7 ngày (Hình 5.28).

Hình 5.29 Hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn khi dừng mƣa với kiểu mƣa LD

Hình 5.30 Sự thay đổi của hệ số ổn định đập Chúc Bài Sơn với kiểu mƣa LD

Sự gia tăng của áp lực nƣớc lỗ rỗng trong quá trình mƣa cũng đã dẫn đến sự giảm của

hệ số ổn định mái dốc. Hệ số ổn định mái dốc giảm rất nhanh từ giá trị Kmin = 1,633

trong khoảng 70 giờ kể từ lúc bắt đầu mƣa. Sau đó, hệ số ổn định mái dốc hầu nhƣ

không đổi cho đến khi kết thúc mƣa với giá trị ở ngƣỡng an toàn Kmin = 1,304 (Hình

5.29), tức là giảm đến 20,1 % kể từ lúc bắt đầu mƣa. Nguyên nhân là do đất trong mái

dốc đã hầu nhƣ bão hòa. Quy luật biến thiên cột nƣớc áp lực và hệ số ổn định mái dốc

với kiểu mƣa LD xảy ra ở đập Chúc Bài Sơn hoàn toàn tƣơng tự với đập Khau Piều

nhƣng khác biệt so với đê hữu Cầu. Nguyên nhân là do hệ số thấm của vật liệu đất đắp

của hai đập tƣơng đối tƣơng đồng nhau. Khi dừng mƣa, hệ số ổn định mái dốc tăng

124

nhanh trở lại trong khoảng 20 giờ đầu tiên, sau đó tốc độ giảm dần. Sau khi ngừng

mƣa một tuần, hệ số ổn định mái dốc đạt giá trị Kmin = 1,51 (Hình 5.30).

5.6 Kết luận chƣơng 5

Ở chƣơng này, tác giả đã sử dụng bộ phần mềm Geo-Studio 2018 [5] để đánh giá ảnh

hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc đất không bão hòa cho ba công trình thực tế là đê

hữu Cầu, đập Khau Piều và đập Chúc Bài Sơn. Các thông số của đất không bão hòa

đƣợc sử dụng từ các kết quả nghiên cứu ở CHƢƠNG 3. Điều kiện biên tính toán các

trận mƣa điển hình đƣợc lựa chọn, phân tích từ dữ liệu thống kê các trận mƣa của các

trạm khí tƣợng trong vùng dự án. Ở nghiên cứu này, hai kiểu mƣa điển hình đƣợc lựa

chọn là là mƣa ngắn cƣờng độ lớn (HI) và mƣa dài cƣờng độ nhỏ (LD).

Kết quả nghiên cứu đã cho thấy khi tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH thì hệ số ổn

định mái dốc của đê hữu Cầu và đập Khau Piều tăng lần lƣợt là 1,9% và 2,7% so với

tính toán trên cơ sở khoa học đất bão hòa. Mức tăng không lớn nhƣng điều quan trọng

là khi tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH thì hệ số ổn định của hai công trình này

thỏa mãn điều kiện ổn định theo tiêu chuẩn thiết kế quy định. Từ đó dẫn đến việc

không cần phải bổ sung giải pháp tăng cƣờng ổn định và giảm chi phí xây dựng cho

công trình. Đối với đập Chúc Bài Sơn thì mức độ gia tăng hệ số ổn định lớn hơn, lên

tới 8,5% khi tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH.

Kết quả tính toán cũng đã cho thấy sự tác động của mƣa đến sự ổn định mái dốc đất

KBH. Đối với cả hai kiểu mƣa HI và LD, cột nƣớc áp lực hay áp lực nƣớc lỗ rỗng

trong mái dốc đều thể hiện xu thế tăng trong quá trình mƣa và giảm sau khi dừng mƣa,

tuy nhiên cơ chế không hoàn toàn giống nhau. Với kiểu mƣa HI, áp lực nƣớc lỗ rỗng

trong mái dốc có xu thế tăng dần đều và giảm dần đều trong quá trình mƣa và sau khi

dừng mƣa. Tuy nhiên kiểu mƣa LD cho thấy xu thế áp lực nƣớc lỗ rỗng tăng nhanh và

giảm nhanh khi bắt đầu mƣa và sau khi dừng mƣa. Sau đó tốc độ tăng và giảm chậm

dần khi thời gian tăng dần. Sự thay đổi của áp lực nƣớc lỗ rỗng kéo theo sự thay đổi

của cƣờng độ kháng cắt và hệ số ổn định mái dốc. Quy luật thay đổi của hệ số ổn định

mái dốc với các kiểu mƣa là đi ngƣợc lại với quy luật của biến thiên áp lực nƣớc lỗ

rỗng. Đặc biệt, trong khi kiểu mƣa HI chỉ làm giảm hệ số ổn định mái dốc của ba công

trình đê hữu Cầu, đập Khau Piều và đập Chúc Bài Sơn lần lƣợt là 1%; 3,4% và 5,7%

125

thì kiểu mƣa LD làm giảm hệ số ổn định mái dốc lớn hơn nhiều với các giá trị lần lƣợt

là 3,4%; 18,5% và 20,1%. Vì vậy, kiểu mƣa LD có xu thế gây mất ổn định mái dốc lớn

hơn so với kiểu mƣa HI.

Các tính toán ở trên cũng cho thấy mƣa tác động rất lớn đến vấn đề ổn định mái dốc.

Tuy nhiên, các tiêu chuẩn thiết kế công trình thủy lợi TCVN 9902:2016 và TCVN

8216:2018 không yêu cầu rõ ràng về trƣờng hợp tính toán ổn định mái dốc dƣới ảnh

hƣởng của mƣa [104], [106]. Vì vậy, để đảm bảo an toàn trong các điều kiện làm việc

thực tế của công trình, tác giả kiến nghị cần bổ sung quy định kiểm toán trƣờng hợp

ảnh hƣởng của mƣa kéo dài trong tính toán ổn định mái dốc công trình thủy lợi.

126

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

1. Các kết quả đạt đƣợc của luận án

(1) Luận án đã phân tích tổng quan nghiên cứu về ổn định mái dốc đất không bão hòa

ở trên thế giới và ở Việt Nam. Nghiên cứu cũng chỉ rõ vai trò của đƣờng cong SWCC

trong cơ học đất không bão hòa và tầm quan trọng của cơ học đất không bão hòa trong

phân tích ổn định mái dốc. Từ đó đã nêu lên đƣợc tính cấp thiết của đề tài, những vấn

đề mà luận án cần tập trung giải quyết để ứng dụng cụ thể vào công tác phân tích, thiết

kế mái dốc ở Việt Nam.

(2) Tác giả luận án đã cải tiến đƣợc quy trình đo đạc xác định lực hút dính của đất ở

hiện trƣờng bằng phƣơng pháp sử dụng căng kế. Đã tiến hành thực nghiệm xác định

đƣợc giá trị lực hút dính ở trong mái dốc một số công trình thủy lợi ở phía Bắc Việt

Nam. Đồng thời đề xuất biểu thức thực nghiệm tƣơng quan giữa lực hút dính và độ

bão hòa. Kết quả nghiên cứu có thể đƣợc vận dụng vào việc khống chế điều kiện biên

khi tính toán phân tích ổn định mái dốc.

(3) Tác giả đã tiến hành thực nghiệm và bổ sung đƣợc nguồn cơ sở dữ liệu về các đặc

trƣng của đất không bão hòa cho một số loại đất ở phía Bắc Việt Nam bao gồm đƣờng

cong SWCC, hàm thấm và cƣờng độ kháng cắt. Từ các kết quả thực nghiệm ban đầu,

tác giả đã đề xuất công cụ ƣớc lƣợng SWCC khi không có các kết quả thí nghiệm xác

định SWCC. Đó là sử dụng phƣơng trình của Modified Kovacs với hai tham số sửa đổi

theo kiến nghị của tác giả là ac và m. Điều này rất có ý nghĩa trong thực tế ứng dụng

tính toán phân tích ổn định mái dốc đất không bão hòa trong điều kiện ở Việt Nam do

dữ liệu về đƣờng cong cấp phối hạt là rất phổ biến.

(4) Đã nghiên cứu chế tạo và ứng dụng thành công máng thí nghiệm và dàn tạo mƣa

trong công tác thực nghiệm. Máng thí nghiệm và dàn tạo mƣa có cấu tạo đơn giản,

thuận tiện sử dụng và khắc phục đƣợc một số nhƣợc điểm của các thiết bị tƣơng đồng.

(5) Đã tiến hành thực nghiệm xác định đƣợc cơ chế nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc.

Xác định đƣợc quy luật ảnh hƣởng của độ chặt đất đắp và độ dốc mái đến lƣợng nƣớc

mƣa xâm nhập vào mái dốc cho một loại đất cụ thể.

127

(6) Đã tiến hành thực nghiệm xác định đƣợc cơ chế biến thiên của áp lực nƣớc lỗ rỗng

trong mái dốc đất đắp trong quá trình mƣa và sau khi dừng mƣa cho một loại đất cụ

thể.

(7) Đã vận dụng đƣợc các kết quả nghiên cứu thực nghiệm kết hợp với mô hình số để

phân tích, đánh giá ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc đất không bão hòa cho

một số công trình thủy lợi thực tế.

2. Những đóng góp mới của luận án

1) Xác định đƣợc những đặc trƣng cơ bản của đất không bão hòa (đƣờng cong đặc

trƣng đất nƣớc, góc ma sát biểu kiến b) của một số loại đất đắp ở miền Bắc

Việt Nam.

2) Đánh giá đƣợc mức độ ổn định mái dốc hạ lƣu công trình (đê, đập) trong điều

kiện tác động đồng thời của dòng thấm bão hòa và không bão hòa dƣới tác động

của mƣa.

3) Bƣớc đầu chế tạo và ứng dụng thành công máng thí nghiệm và dàn tạo mƣa,

nghiên cứu thực nghiệm đƣợc cơ chế biến thiên của áp lực nƣớc lỗ rỗng trong

mái dốc đất đắp trong quá trình mƣa và sau khi mƣa.

3. Những tồn tại và hƣớng phát triển

3.1 Những tồn tại

Do thời gian và kinh phí hạn chế, nên nghiên cứu mới chỉ tập trung cho một số loại đất

phân bố ở phía Bắc Việt Nam.

Kết quả đánh giá ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc mới chỉ xét đƣợc sự biến

đổi của áp lực nƣớc lỗ rỗng kéo theo sự thay đổi cƣờng độ kháng cắt và hệ số ổn định

mái dốc do nƣớc mƣa xâm nhập vào mái dốc, mà chƣa nghiên cứu đƣợc các tác động

khác nhƣ bốc hơi, xói mòn.

Nghiên cứu mới chỉ tiến hành thực nghiệm và mô phỏng cho kiểu mƣa có cƣờng độ

không đổi mà chƣa thực hiện đƣợc đối với kiểu mƣa có cƣờng độ thay đổi theo thời

gian.

128

3.2 Hướng phát triển

Bổ sung kết quả nghiên cứu cho các loại đất ở các vùng khác nhau để có đƣợc bộ số

liệu đầy đủ và hoàn chỉnh về đặc tính không bão hòa của đất ở Việt Nam.

Bổ sung nghiên cứu ảnh hƣởng của các kiểu mƣa, các kiểu bảo vệ mái dốc, độ dốc và

độ chặt của đất đắp để thiết lập đƣợc mối tƣơng quan giữa lƣợng nƣớc mƣa xâm nhập

vào mái dốc và các yếu tố liên quan.

129

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ

1. P.H. Dũng, H.V. Hùng, N.C. Mẫn, “Nghiên cứu ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định

của đập đất trên cơ sở khoa học đất không bão hòa,” Tạp chí Địa kỹ thuật, Số 4, tr.

12-19, 2020.

2. T.T. Viet, H.V. Hung, P.H. Dung and G.Sato, “Use of Scoops3D and GIS for the

Assessment of Slope Stability in Three-Dimensional: A Case Study in Sapa,

Vietnam,” ProcProeedings of the International Conference on Innovations for

Sustainable and Responsible Mining, ISRM 2020 - Volume 2, 2020.

3. P.H. Dũng, “Nghiên cứu ảnh hƣởng của lực hút dính đến cƣờng độ kháng cắt đất

không bão hòa trong mái dốc công trình thủy lợi,” Tuyển tập hội nghị khoa học

thƣờng niên trƣờng Đại học Thủy lợi, 2018.

4. T.T. Viet, P.H. Dung, H.V. Hung, T.M. Thu, “Soil type, rainfall infiltration and

the stability of unsaturated soil slopes,” International Symposium on Lowland

Technology, Hanoi, Vietnam, 2018.

5. P.H. Dũng, H.V. Hùng, N.C. Mẫn, “Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hƣởng của mƣa

lên mái dốc đất đắp không bão hòa,” Tạp chí Địa kỹ thuật, Số 2+3, tr. 50-58, 2018.

6. P.H. Dũng, H.V. Hùng, N.C. Mẫn, “Nghiên cứu ảnh hƣởng của mƣa tới lực hút

dính của đất không bão hòa trong mái dốc đắp,” Tuyển tập hội nghị khoa học

thƣờng niên trƣờng Đại học Thủy lợi, 2017.

7. P.H. Dũng, P.V. Tuấn, N.H. Huế, “Nghiên cứu đánh giá nguyên nhân sạt lở mái

đê Thanh Hƣơng K3+00-K6+500, Nam Định,” Tuyển tập hội nghị khoa học

thƣờng niên trƣờng Đại học Thủy lợi, 2016.

130

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] D. G. Fredlund and H. Rahardjo, Soil Mechanics for Unsaturated Soils. New

York: Wiley, 1993.

[2] H. Rahardjo et al, "Unsaturated soil mechanics for slope stabilization," Geotechnical Engineering Journal of the SEAGS & AGSSEA, vol. 43, No1, 2012.

[3] D. G. Fredlund, "An Overview of Unsaturated Soil Behavior," in Unsaturated

Soils, Proceedingsof sessions of ASCE Convention, Dallas, TX, 1993, pp. 1-31.

[4] M. D. Fredlund, "The role of unsaturated soil property functions in the practice of unsaturated soil mechanics," University of Saskatchewan, Saskatoon, SK, PhD Thesis 2000.

[5] GEO-SLOPE International Ltd, Stability modelling with GeoStudio, 2018.

[6] H. S. Yu et al, "Limit analysis versus limit equilibrium for slope stability," Jounal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, vol. 124, No.1, 1998.

[7] D. V. Griffiths and P. A. Lane, "Slope stability analysis by finite elements,"

Geotechnique 49, No. 3, pp. 387–403, 1999.

[8] Fine engineering software, Engineering manuals for GEO5 programs, 2018.

[9] B. S. Satija, "Shear behaviour of partly saturated soils," Indian Institute of

Technology, New Delhi, PhD Thesis 1978.

[10] R. K. H. Ching et al, "Increase in factor of safety due to soil suction for two Hong Kong slopes," in Fourth International Symposium on Landslides, Toronto, 1984, pp. 617-623.

[11] D. G. Fredlund et al, "The shear strength of unsaturated soils," Canadian

Geotechnical Journal, vol. 15, No. 3, pp. 313–321, 1978.

[12] H. E. Dregne, Soils in Arid Regions. New York: Elsevier, 1976.

[13] Tổng cục thống kê, "Tổng điều tra dân số và nhà ở năm 2009," 2009.

[14] W. R. Gardner, "Some steady state solutions of the unsaturated moisture flow equation with application to vaporation from a water-table," Soil Science Journal, vol. 85, No. 4, pp. 228-232, 1958.

[15] W. Brutsaert, "Some methods of calculating unsaturated permeability,"

Transactions of ASABE, vol. 10, pp. 400-404, 1967.

[16] C. R. McKee and A. C. Bumb, "The importance of unsaturated flow parameters in designing a hazardous waste site," in Hazardous Waste and Environmental Emergencies: Hazardous Materials Control Research Institute National Conference, Houston, TX, 1984, pp. 50-58.

131

[17] M. T. van Genuchten, "A closed-form equation for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated soils," Journal of Soil Science Society of America, vol. 44, pp. 892-898, 1980.

[18] D. G. Fredlund and A. Xing, "Equations for the soil-water characteristic curve,"

Canadian Geotechnical Journal, vol. 31, No. 3, pp. 521–532, 1994.

[19] H. Q. Pham and D. G. Fredlund, "A volume-mass constitutive model for unsaturated soils," in Proceedings of the FiftyEighth Canadian Geotechnical Conference, Saskatoon, SK, 2005, Vol. 2, pp. 173–181.

[20] K. Terzaghi, "The shear strength of saturated soils," in Proceedings of the First International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Cambridge, MA, 1936, Vol. 1, pp. 54-56.

[21] W. S. Sillers, "Mathematical representation of the soilwater characteristic

curve," University of Saskatchewan, Saskatoon, SK, M.Sc. Thesis 1997.

[22] H. Q. Pham, "An engineering model of hysteresis for the soil-water characteristic curve," University of Saskatchewan, Saskatoon, SK, M.Sc. Thesis 2002.

[23] P. G. Bruch, "A laboratory study of evaporative fluxes in homogeneous and

layered soils," University of Saskatchewan, Saskatoon, SK, M.Sc. Thesis 1993.

[24] D. G. Fredlund, "An introduction to unsaturated soil mechanics," in paper presented at the Geotechnical Engineering Division GeoLogan Conference, ASCE, Special Geotechnical Publication, Logan, UT, 1997, Vol. 68, pp. 1–37.

[25] A. W. Bishop et al, "Factors controlling the shear strength of partly saturated cohesive soils," in paper presented at the Research Conference on Shear Strength of Cohesive Soils, ASCE, University of Colorado, Boulder, CO, 1960, pp. 503–532.

[26] V. Escario, "Suction–controlled penetration and shear tests," in Proceedings of the Fourth International Conference on Expansive Soils, American Society of Civil Engineers, Denver, CO, 1980, Vol. 2, pp. 781–797.

[27] J. Krahn et al, "Effect of soil suction on slope stability at Notch Hill," Canadian

Geotechnical Journal, vol. 26, No. 2, pp. 269–278, 1989.

[28] D. G. Fredlund et al, Unsaturated Soil Mechanics in Engineering Practice. New

Jersey: John Wiley & Sons, Inc., 2012.

[29] T. M. Thu et al, "Shear strength and pore-water pressure characteristics during tests," Journal of Geotechnical and triaxial

constant water content Geoenvironmental Engineering, ASCE, vol. 132, No. 3, pp. 411–419, 2006.

[30] D. T. Toan, "Đặc điểm sức hút dính của một số loại đất bờ Sông Hồng khu vực Hà Nội," Tạp chí Khoa học ĐHQGHN: Các Khoa học Trái đất và Môi trường, Tập 32, Số 2S, pp. 9-18, 2016.

132

[31] N. T. N. Hƣơng, "Nghiên cứu ảnh hƣởng của cƣờng độ chống cắt đất không bão hòa đến sự ổn định đất," Trƣờng Đại học Thủy lợi, Luận án Tiến sỹ kỹ thuật, 2013.

[32] http://www.ccb-boulder.org/landslide-questions/.

[33] S. L. Gariano et al, "Changes in the occurrence of rainfall-induced landslides in Calabria, southern Italy, in the 20th century," Natural Hazards and Earth System Sciences , vol. 15, pp. 2313-2330, 2015.

[34] https://japan.landslide-soc.org/overview.html?lang=en.

[35] https://www.rfa.org/vietnamese/news/vietnamnews/more-than-200-deaths-due-

to-natural-disasters-in-vietnam-06202019082523.html.

[36] N. C. Thắng, "Phân tích nguyên nhân sự cố sạt trƣợt mái dốc viền hồ Đắk Lông

Thƣợng," in Tuyển tập hội nghị KHTN Trường Đại học Thủy lợi, 2016.

[37] X. Sơn, "Sạt trƣợt mái đào vai phải hố xói đập tràn Thủy điện Trung Sơn," https://kinhtenongthon.vn/sat-truot-mai-dao-vai-phai-ho-xoi-dap-tran-thuy-dien- trung-son-post22222.html, Sep. 13,2018.

[38] V. Thành, "Nguy cơ vỡ hồ thuỷ điện Đăk Kar, hàng nghìn hộ dân phải sơ tán khẩn cấp," http://cand.com.vn/doi-song/Nguy-co-vo-ho-thuy-dien-hang-nghin- ho-dan-phai-so-tan-khan-cap-556683/, Aug. 09,2019.

[39] Trần Trọng Huệ, "Báo cáo Nghiên cứu đánh giá tổng hợp các loại hình tai biến địa chất trên lãnh thổViệt Nam và các giải pháp phòngtránh," Viện Địa chất, Viện KH&CN Việt , Hà Nội, Đềtài độc lập cấp nhà nƣớc 2004.

[40] T. Duy, "Sạt lở chƣa từng có ở Yên Bái, 7 toa tầu vùi trong đất đá,"

https://www.tienphong.vn/xa-hoi/sat-lo-chua-tung-co-o-yen-bai-7-toa-tau-vui- trong-dat-da-1196290.tpo, Oct.10, 2017.

[41] J. M. Gamo, "Infiltration effects on stability of a residual soil slope," Computers

and Geotechnics 26, pp. 145–165, 2000.

[42] H. Rahardjo et al, "Studies of rainfall-induced slope failures," in Proceedings of the National Seminar, Slope 2002, Bandung, Indonesia, 2002, pp. 15-29.

[43] T. T. Viet et al, "Effect of Rainfall Patterns on the Response of Water Pressure and Slope Stability Within a Small Catchment: A Case Study in Jinbu-Myeon, South Korea," Journal of the Korean Geo-Environmental Society, pp. 5-16, 2016.

[44] P. H. Dũng, "Nghiên cứu đánh giá nguyên nhân sạt lở mái đê Thanh Hƣơng K3+00¸K6+500, Nam Định," in Tuyển tập hội nghị KHTN Trường Đại học Thủy lợi, 2016.

[45] N. C. Thắng, "Phân tích ảnh hƣởng của lực hút dính đến hệ số ổn định mái đê tả

Đuống, Hà Nội," in Tuyển tập hội nghị KHTN Trường Đại học Thủy lợi, 2017.

133

[46] T. T. Viet et al, "Effect of Extreme Rainfall on Cut Slope Stability: Case Study in Yen Bai City, Viet Nam," Journal of the Korean Geo-Environmental Society, pp. 23-32, 2015.

[47] M. T. Tân và nnk, "Phân tích tƣơng quan giữa trƣợt lở đất và lƣợng mƣa khu vực Mai Châu-Hòa Bình," Tạp chí Khoa học ĐHQGHN: Các Khoa học Trái đất và Môi trường, vol. 31, Số 4, pp. 51-63, 2015.

[48] N. Khampilang and M. Nillorm, "Landslide risk management in Thailand,"

2018.

[49] N. V. Hoàng và U. Q. Khang, "Mô hình thấm nƣớc mƣa phục vụ phân tích ổn định sƣờn dốc khu vực thị trấn Cốc Pài, huyện Xín Mần, tỉnh Hà Giang," Tạp chí các khoa học về trái đất, vol. 33, pp. 78-84, 2011.

[50] M. A. Biot, "General theory for three-dimensional consolidation," Journal of

Applied Physics, vol. Vol. 12, No. 2, pp. 155-164, 1941.

[51] J. D. Coleman, "Stress strain relations for partly saturated soils," Geotechnique,

vol. Vol. 12, No. 4, pp. 348-350, 1962.

[52] A. W. Bishop and G. E. Blight, "Some aspects of effective stress in saturated and unsaturated soils," Geotechnique, vol. Vol. 13, No. 3, pp. 177-197, 1963.

[53] E. L. Matyas and H. S. Radhakrishna, "Volume change characteristics of

partially saturated soils," Geotechnique, vol. Vol. 18, No. 4, pp. 432-448, 1968.

[54] L. Barden et al, "Volume change characteristics of unsaturated clay," Journal of

the Soil Mechanics and Foundation Division, ASCE, vol. 95, pp. 33-52, 1969.

[55] D. G. Fredlund, "Volume change behaviour of unsaturated soils," Department of

Civil Engineering, University of Alberta, Edmonton, PhD Thesis 1973.

[56] D. G. Fredlund and N. R. Morgenstern, "Stress state variables for unsaturated soils," Journal of Geotechnical Engineering Division, ASCE, vol. 103, No. GT5, pp. 447-466, 1977.

[57] D. G. Fredlund, "Appropriate concepts and technology for unsaturated soils," Second Canadian Geotechnical Colloquium, Canadian Geotechnical Journal, vol. 16, No. 1, pp. 121-139, 1979.

[58] D. G. Fredlund and H. Rahardjo, "Soil mechanics principles for highway engineering in arid regions," Transportation Research Record, vol. 1138, pp. 1- 11, 1987.

[59] G. D. Aitchison, "Engineering concepts of moisture equilibria and moisture changes in soils," in Statement of the Review Panel, In Moisture Equilibria and Moisture Changes in Soils Beneath Covered Areas, A Symposium in Print, Butterworths, Sydney, 1964, pp. 7-21.

[60] D. G. Fredlund and H. Rahardjo, "The role of unsaturated soil behaviour in geotechnical engineering practice," in Eleventh Southeast Asian Geotechnical

134

Conference, Singapore, 1993.

[61] Soil moisture equipment Corp., "2710ARL Tensiometer and 2725ARL Jet Fill

Tensiometer," Operating instructions, 2011.

[62] I. Meilani et al, "Mini suction probe for matric suction measurement," Canadian

Geotechnical Journal, vol. 39, No. 6, pp. 1427-1432, 2002.

[63] D. G. Fredlund, "Use of the soil-water characteristic curve in the implementation of unsaturated soil mechanics," in Proceedings of the Third International Conference on Unsaturated Soilsl, Recife, Brazi, 2002, pp. 887-902,.

[64] R. J. Reginato and van Bavel, "Pressure cell for soil cores," Soil Science Society

of America, vol. 26, pp. 1-3, 1962.

[65] American Society for Testing and Materials (ASTM), Standards test methods for determination of the soil- water characteristic curve for desorption using a hanging column, pressure extractor, chilled mirror hygrometer, and/or centrifuge, ASTM D6836–02. West Conshohocken, PA, 2008.

[66] M. Aubertin et al, "A model to predict the water retention curve from basic teotechnical properties," Canadian Geotechnical Journal, vol. 40, pp. 104–1122, 2003.

[67] H. Darcy, "Histoire des Foundataines Publique de Dijon," Dalmont, Paris,

pp.590–594, 1856.

[68] E. C. Childs and N. Collis-George, "Soil geometry and soilwater equilibria,"

Faraday Society, vol. 3, pp. 78–85, 1948.

[69] E. C. Childs, "An Introduction to the Physical Basis of Soil Water Phenomena,"

in Wiley-Interscience, London, p. 1969.

[70] T. W. Lambe and R. V. Whitman, Soil Mechanics. New York: Wiley, 1979.

[71] A. Lloret and E. E. Alonso, "Consolidation of unsaturated soils including swelling and collapse behaviour," Geotechnique, vol. 30, No. 4, pp. 449–477, 1980.

[72] D. G. Fredlund, "Seepage in saturated soils. Session 3 on Groundwater and Seepage Problems," in Proceedings of the Tenth International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Stockholm, 1981, Vol. 4, pp. 629– 641.

[73] R. H. Brooks and A. T. Corey, "Hydraulic properties of porous media," in Colorado State University Hydrology Paper, No. 3. , Fort Collins, CO, 1964.

[74] S. F. Averjanov, "About permeability of subsurface soils in case of incomplete

saturation," English Collection, vol. 7, pp. 19–21, 1950.

[75] A. T. Corey, "The interrelation between gas and oil relative permeabilities,"

Producer’s Monthly, vol. 19, No. 1, pp. 38–41, 1954.

135

[76] D. G. Fredlund et al, "Predicting the permeability function for unsaturated soils using the soil-water characteristics curve," Canadian Geotechnical Jounal, no. 31(3), pp. 521-532, 1994.

[77] E. C. Leong and H. Rahardjo, "Permeability functions for unsaturated soils," Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, ASCE, vol. 123, No.12, pp. 1118–1126, 1997.

[78] D. G. Fredlund et al, "Predicting the permeability function for unsaturated soils," the International Symposium on Suction, Swelling,

in Proceedings of Permeability and Structured Clays, Shizuoka, Japan, 2001, pp. 215–222.

[79] S. K. Vanapalli et al, "Model for the prediction of shear strength with respect to soil suction," Canadian Geotechnical Journal, vol. 33, pp. 379–392, 1996.

[80] D. G. Fredlund et al, "The relationship of the unsaturated soil shear strength of the soil-water characteristic curve," Canadian Geotechnical Journal, vol. 32, pp. 440–448, 1996.

[81] E. A. Garven and S. K. Vanapalli, "Evaluation of empirical procedures for predicting the shear strength of unsaturated soils," in Proceedings of the Fourth International Conference on Unsaturated Soils, Reston, VA, 2006, pp. 2570– 2581.

[82] A. Oberg and G. Sallfors, "Determination of shear strength parameters of unsaturated silts and sands based on water retention curve," ASTM Geotechnical Testing Journal, vol. 20, pp. 40–48, 1997.

[83] C. Bao et al, "Properties of unsaturated soils and slope stability of expansive soils," in Proceedings of the Second International Conference on Unsaturated Soils, Beijing, Vol. 1, 1998, pp. 71–98.

[84] I. M. Lee et al, "Effect of stress state on the unsaturated shear strength of weathered granite," Canadian Geotechnical Journal, vol. 42, pp. 624–631, 2005.

[85] O. M. Vilar, "A simplified procedure to estimate the shear strength envelope of unsaturated soil," Canadian Geotechnical Journal, vol. 43, pp. 1088–1095, 2006.

[86] V. Escario and J. Saez, "The shear strength of partly saturated soils,"

Geotechnique, vol. 36, No. 3, pp. 453–456, 1986.

[87] M. R. Cunningham et al, "Mechanical behaviour of a reconstituted unsaturated

silty clay," Geotechnique, vol. 53, No. 2, pp. 183–194, 2003.

[88] D. G. Fredlund and J. Krahn, "Comparison of slope stability methods of

analysis," Canadian Geotechnical Journal, vol. 14, No. 3, pp. 429-439, 1977.

[89] D. G. Fredlund et al, "The relationship between limit equilibrium slope stability methods," in 10th Int. Conf. Soil Mech. Found. Eng., Stockholm, 1981, pp. 409- 416.

136

[90] T. T. Lim et al, "Effect of rainfall on matric suctions in a residual soil slope,"

Canadian Geotechnical Journal , vol. 33, pp. 618–628, 1996.

[91] A. G. Li et al, "Field-monitored variations of soil moisture and matric suction in a saprolite slope," Canadian Geotechnical Journal, vol. 42, pp. 13-26, 2005.

[92] Y. Cui et al, "Monitoring Field Soil Suction Using a Miniature Tensiometer,"

Geotechnical Testing Journal , vol. 31, pp. 95-100, 2008.

[93] D. G. Fredlund et al, "Nonlinearity of strength envelope for unsaturated soils," in Proceedings of the Sixth International Conference on Expansive Soils, New Delhi, 1987, Vol. 1, pp. 49–54.

[94] R. C. Sydor, "Engineered mine tailings cover : verification of drainage behaviour and investigations of design," University of Waaterloo, Thesis of the degree of Master Science in Earth Science 1992.

[95] TCVN 8868:2011, "Thí nghiệm xác định sức kháng cắt không cố kết - không

thoát nƣớc và cố kết - thoát nƣớc của đất dính trên thiết bị nén ba trục".

[96] S. H. Nassif and E. M. Wilson, "The influence of slope and rain intensity on runoff and infiltration," Hydrological Sciences Jounal, Taylor & Francis Group , pp. 539-553, 1975.

[97] J. Poesen, "The influence of slope angle on infiltration rate and Hotornian overland flow," Z.Geomorph. N.F, Suppl-49, Berlin. Stuttgart, pp. 117-131, 1984.

[98] V. U. Joshi and D. T.Tambe, "Estimation of infiltration rate, run-off and sediment yield under simulated rainfall experiments in in upper Pravara Basin, India: Effect of slope angle and grass-cover," J.Earth Syst.Sci.119, Indian Academy of Sciences, pp. 763-773, 2010.

[99] W. Mu et al, "Effect of rainfall intensity and slope gradient on runoff and soil moisture content on different growing stages of Spring maize," Water 7, pp. 2990-3008, 2015.

[100] P. H. Dũng và H. V. Hùng, "Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hƣởng của mƣa lên

mái dốc đất đắp không bão hòa," Tạp chí Địa kỹ thuật, vol. 2+3, 2018.

[101] Tổng cục Địa chất và Khoáng sản Việt Nam, "Bản đồ địa chất, bản đồ khoáng

sản Việt Nam tỷ lệ 1:200.000," 2005.

[102] Bộ xây dựng, "QCVN 02:2009/BXD, Quy chuẩn kỹ thuật Quốc gia - Số liệu

điều kiện tự nhiên dùng trong xây dựng," 2009.

[103] Công ty Cổ phần Tƣ vấn XD & PTNT Bắc Ninh, "Xử lý cấp bách kè hộ đê và hoàn thiện mặt cắt, nâng cấp đê hữu Cầu từ K28+860 - K82+350," 2009.

[104] Bộ Khoa học và Công nghệ , "TCVN 9902:2016, Công trình thủy lợi - Yêu cầu

thiết kế đê sông ," 2016.

137

[105] Công ty TNHH Tƣ vấn Trƣờng Đại học Thủy lợi, "Hồ sơ thiết kế hồ chứa nƣớc Khau Piều," Tiểu dự án Sửa chữa và nâng cao an toàn đập (WB8) tỉnh Lạng Sơn, 2017.

[106] Tổng cục Tiêu chuẩn Đo lƣờng Chất lƣợng, "TCVN 8216:2018 Công trình thủy

lợi - Thiết kế đập đất đầm nén," 2018.

[107] Viện kỹ thuật công trình, "Hồ sơ thiết kế dự án hồ chứa nƣớc Chúc Bài Sơn,"

2017.

[108] A. W Bishop, "The use of the slip circle in the stability analysis of slopes,"

Geotechnique 5, No.1, pp. 7-17, 1955.

[109] E. Spencer, "A method of analysis of the stability of embankments assuming

parallel interslice forces," Geotechnique 17, No. 1, pp. 11–26, 1967.

[110] D. W. Taylor, "Stability of earth slopes," J. BostonSoc. Civ. Eng. 24, pp. 197–

246, 1937.

[111] N. Janbu, "Applications of Composite Slip Surfaces for Stability Analysis," in European Conference on the Stability of Earth Slopes, 1954., pp. Vol. 3, p. 39- 43.

[112] N. R. Morgenstern and V. E. Price, "The Analysis of the Stability of General

Slip Surfaces," Geotechnique, vol. 15, pp. 79-93, 1965.

[113] S. K. Sarma, "Stability Analysis of Embankments and Slopes," Geotechnique,

vol. 23(3), pp. 423-433, 1973.

[114] D. Y. F. Ho and D. G. Fredlund, "A multi-stage triaxial test for unsaturated soils," Geotechnical Testing Journal, ASTM , vol. Vol. 5, pp. 18– 25, 1982.

[115] J. K-M. Gan et al, "Determination of the shear strength parameters of an unsaturated soil using the direct shear test," Canadian Geotechnical Journal, vol. 25, No. 8, pp. 500–510, 1988.

[116] H. Rahardjo and A. Satyanaga, "Sensing and Monitoring for Assessment of infall-induced Slope Failures in Residual Soil," Journal of Geotechnical Engineering, March 2019.

[117] L. T. B. Hằng và nnk, "Nghiên cứu đặc trƣng cƣờng độ chống cắt của đất không

bão hòa," Tạp chí Địa Kỹ Thuật, Số 2, 2010.

[118] N. H. Nhung và nnk, "Ảnh hƣởng của cƣờng độ chống cắt của đất không bão

hòa đến ổn định mái dốc," Tạp chí Địa Kỹ Thuật, Số 2, 2010.

[119] N. V. Thìn, "Ảnh hƣởng của mƣa đến ổn định mái dốc," Tạp chí Khoa học kỹ

thuật Thủy lợi và Môi trường, Số 16, 2007.

[120] N. T. N Hƣơng và T. M. Thụ, "N. T. N Hƣơng và Xác định cƣờng độ chống cắt của đất không bão hòa băng thí nghiệm cắt trực tiếp," Tạp chí khoa học kỹ thuật thủy lợi và môi trường, vol. 42, 2013.

138

[121] F. L. Duley and L. L. Kelly , "Effect of soil type, slope and surface conditions on intake of water," University of Nebraska, College of Agriculture, Agricultural experiment station, Research bulletin 112, 1939.

[122] M. R. Hakro and I. S. H. Harahap, "Laboratory experiments on rainfall-induced flowslide from pore pressure and moisture content measurements," Natural Hazards Earth System Science , vol. Discuss., 3, pp. 1575–1613.

139

PHỤ LỤC I: HIỆU CHUẨN ÁP KẾ ĐO LỰC HÚT DÍNH

Bảng I.1: Kết quả thí nghiệm mẫu đất đắp đê hữu Cầu

STT Lực hút (kPa) Số đọc trên đồng hồ áp lực (kPa)

1 0 0

2 5 5.1

3 10 10.2

4 15 14.8

5 20 20.2

6 25 25.3

7 30 30.3

8 35 35.4

9 40 40.3

10 50 50.3

11 60 60.4

12 70 70.6

13 80 80.8

14 90 91.1

PHỤ LỤC II: KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM VÀ TÍNH TOÁN XÁC ĐỊNH ĐƯỜNG

CONG ĐẶC TRƯNG ĐẤT NƯỚC

Bảng II.1: Kết quả thí nghiệm mẫu đất đắp đê hữu Cầu

KL dao+đất KL thể tích Độ ẩm thể Lực hút dính Độ ẩm trọng khi ổn đinh lượng (%) tích  ua-uw (kPa) (g) đơn vị (g/cm3)

159.076 1.932 0 30.52 0.452

157.621 1.908 20 28.89 0.428

156.162 1.883 40 27.24 0.403

148.125 1.749 100 18.19 0.269

144.157 1.683 150 13.73 0.203

142.365 1.653 200 11.71 0.173

141.262 1.635 300 10.47 0.155

140.823 1.628 400 9.97 0.148

Bảng II.2: Kết quả thí nghiệm mẫu đất đắp đập Khau Piều

KL dao+đất KL thể tích Độ ẩm thể Lực hút dính Độ ẩm trọng khi ổn đinh lượng (%) tích  ua-uw (kPa) (g) đơn vị (g/cm3)

159.75 1.949 0 29.04 0.439

158.873 1.934 20 28.07 0.424

154.232 1.857 40 22.95 0.347

149.984 1.786 80 18.26 0.276

144.637 1.697 150 12.36 0.187

143.365 1.676 200 10.96 0.165

141.973 1.653 300 9.42 0.142

141.234 1.640 400 8.61 0.130

Bảng II.3: Kết quả thí nghiệm mẫu đất đắp đập Chúc Bài Sơn

KL dao+đất KL thể tích Độ ẩm thể Lực hút dính Độ ẩm trọng khi ổn đinh lượng (%) tích  ua-uw (kPa) (g) đơn vị (g/cm3)

160.412 1.955 0 28.62 0.435

158.971 1.931 15 27.04 0.411

154.567 1.857 40 22.21 0.338

148.412 1.755 80 15.46 0.235

144.135 1.684 150 10.77 0.164

142.683 1.659 200 9.18 0.140

141.263 1.636 300 7.62 0.116

140.762 1.627 400 7.07 0.107

Bảng II.4: Kết quả tính toán theo mô hình MK mẫu đất đắp đê hữu Cầu

Lực hút  (mô Sc Sa Sa* Sr C (kPa) hình MK)

1.0000 1.0000 1.1206 1.0000 1.0000 0.4518 1

1.0000 1.0000 0.8570 0.8570 1.0000 0.4518 5

1.0000 1.0000 0.7634 0.7634 1.0000 0.4518 10

1.0000 0.9999 0.7135 0.7135 1.0000 0.4518 15

0.9997 0.9999 0.6801 0.6801 0.9999 0.4517 20

0.8652 0.9998 0.6059 0.6059 0.9469 0.4278 40

0.2742 0.9996 0.5199 0.5199 0.6516 0.2943 100

0.1326 0.9993 0.4858 0.4858 0.5540 0.2503 150

0.0768 0.9991 0.4630 0.4630 0.5043 0.2278 200

0.0498 0.9989 0.4460 0.4460 0.4736 0.2139 250

0.0348 0.9987 0.4325 0.4325 0.4523 0.2043 300

0.0256 0.9984 0.4215 0.4215 0.4363 0.1971 350

0.0197 0.9982 0.4121 0.4121 0.4237 0.1914 400

0.0155 0.9980 0.4040 0.4040 0.4133 0.1867 450

0.0126 0.9978 0.3969 0.3969 0.4045 0.1827 500

0.0031 0.9956 0.3528 0.3528 0.3548 0.1603 1000

0.0007 0.9912 0.3129 0.3129 0.3134 0.1416 2000

0.0001 0.9783 0.2651 0.2651 0.2652 0.1198 5000

10000 0.0000 0.9576 0.2312 0.2312 0.2312 0.1045

50000 0.0000 0.8224 0.1518 0.1518 0.1518 0.0686

100000 0.0000 0.6999 0.1151 0.1151 0.1151 0.0520

500000 0.0000 0.2458 0.0309 0.0309 0.0309 0.0140

1000000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

Bảng II.5: Kết quả tính toán theo mô hình MK mẫu đất đắp đập Khau Piều

Lực hút  (mô Sc Sa Sa* Sr C (kPa) hình MK)

1.0000 1.0000 1.0975 1.0000 1.0000 0.4385 1

1.0000 1.0000 0.8393 0.8393 1.0000 0.4385 5

1.0000 1.0000 0.7477 0.7477 1.0000 0.4385 10

1.0000 0.9999 0.6988 0.6988 1.0000 0.4385 15

0.9992 0.9999 0.6661 0.6661 0.9997 0.4384 20

0.8321 0.9998 0.5934 0.5934 0.9317 0.4086 40

0.3598 0.9996 0.5285 0.5285 0.6981 0.3061 100

0.1190 0.9993 0.4758 0.4758 0.5382 0.2360 150

0.0687 0.9991 0.4534 0.4534 0.4910 0.2153 200

0.0445 0.9988 0.4368 0.4368 0.4618 0.2025 250

0.0310 0.9986 0.4236 0.4236 0.4415 0.1936 300

0.0228 0.9984 0.4128 0.4128 0.4262 0.1869 350

0.0175 0.9981 0.4036 0.4036 0.4140 0.1816 400

0.0138 0.9979 0.3956 0.3956 0.4040 0.1772 450

0.0112 0.9977 0.3887 0.3887 0.3955 0.1734 500

0.0027 0.9954 0.3455 0.3455 0.3472 0.1523 1000

0.0006 0.9908 0.3063 0.3063 0.3068 0.1345 2000

0.0001 0.9773 0.2594 0.2594 0.2594 0.1138 5000

10000 0.0000 0.9559 0.2260 0.2260 0.2260 0.0991

50000 0.0000 0.8169 0.1477 0.1477 0.1477 0.0648

100000 0.0000 0.6928 0.1116 0.1116 0.1116 0.0489

500000 0.0000 0.2415 0.0297 0.0297 0.0297 0.0130

1000000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

Bảng II.6: Kết quả tính toán theo mô hình MK mẫu đất đắp đập Chúc Bài Sơn

Lực hút  (mô Sc Sa Sa* Sr C (kPa) hình MK)

0 1.0000 1.0000 1.0270 1.0000 1.0000 0.4350

5 1.0000 1.0000 0.7854 0.7854 1.0000 0.4350

10 1.0000 0.9999 0.6997 0.6997 1.0000 0.4350

15 1.0000 0.9999 0.6539 0.6539 1.0000 0.4350

20 0.9969 0.9999 0.6233 0.6233 0.9988 0.4345

40 0.7634 0.9998 0.5552 0.5552 0.8948 0.3893

100 0.3024 0.9996 0.4946 0.4946 0.6474 0.2816

150 0.0972 0.9992 0.4452 0.4452 0.4991 0.2171

200 0.0558 0.9990 0.4243 0.4243 0.4564 0.1985

250 0.0360 0.9987 0.4087 0.4087 0.4300 0.1870

300 0.0251 0.9985 0.3963 0.3963 0.4115 0.1790

350 0.0185 0.9982 0.3862 0.3862 0.3975 0.1729

400 0.0141 0.9980 0.3776 0.3776 0.3864 0.1681

450 0.0112 0.9977 0.3702 0.3702 0.3772 0.1641

500 0.0090 0.9975 0.3636 0.3636 0.3694 0.1607

1000 0.0022 0.9950 0.3231 0.3231 0.3246 0.1412

2000 0.0005 0.9900 0.2864 0.2864 0.2868 0.1248

5000 0.0001 0.9754 0.2423 0.2423 0.2423 0.1054

10000 0.0000 0.9524 0.2107 0.2107 0.2107 0.0917

50000 0.0000 0.8064 0.1364 0.1364 0.1364 0.0594

100000 0.0000 0.6796 0.1024 0.1024 0.1024 0.0446

500000 0.0000 0.2338 0.0269 0.0269 0.0269 0.0117

1000000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

Bảng II.7: Kết quả hiệu chỉnh của tác giả mẫu đất đắp đê hữu Cầu

 (hiệu Lực hút chỉnh của Sc Sa Sa* Sr C (kPa) tác giả

1.0000 1.0000 0.8005 0.8005 1.0000 0.4518 0

1.0000 1.0000 0.6121 0.6121 1.0000 0.4518 5

1.0000 1.0000 0.5453 0.5453 1.0000 0.4518 10

0.9999 0.9999 0.5097 0.5097 1.0000 0.4517 15

0.9952 0.9999 0.4858 0.4858 0.9975 0.4506 20

0.7372 0.9998 0.4328 0.4328 0.8509 0.3844 40

0.1924 0.9996 0.3714 0.3714 0.4923 0.2224 100

0.0905 0.9993 0.3470 0.3470 0.4061 0.1835 150

0.0519 0.9991 0.3307 0.3307 0.3654 0.1651 200

0.0335 0.9989 0.3186 0.3186 0.3414 0.1542 250

0.0233 0.9987 0.3090 0.3090 0.3251 0.1469 300

0.0172 0.9984 0.3011 0.3011 0.3131 0.1414 350

0.0131 0.9982 0.2944 0.2944 0.3036 0.1372 400

0.0104 0.9980 0.2886 0.2886 0.2960 0.1337 450

0.0084 0.9978 0.2835 0.2835 0.2895 0.1308 500

0.0020 0.9956 0.2520 0.2520 0.2535 0.1145 1000

0.0005 0.9912 0.2235 0.2235 0.2239 0.1011 2000

0.0001 0.9783 0.1894 0.1894 0.1894 0.0856 5000

10000 0.0000 0.9576 0.1651 0.1651 0.1652 0.0746

50000 0.0000 0.8224 0.1085 0.1085 0.1085 0.0490

100000 0.0000 0.6999 0.0822 0.0822 0.0822 0.0371

500000 0.0000 0.2458 0.0221 0.0221 0.0221 0.0100

1000000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

Bảng II.8: Kết quả hiệu chỉnh của tác giả mấu đất đắp đập Khau Piều

 (hiệu Lực hút chỉnh của Sc Sa Sa* Sr C (kPa) tác giả

0 1.0000 1.0000 0.7839 0.7839 1.0000 0.4385

5 1.0000 1.0000 0.5995 0.5995 1.0000 0.4385

10 1.0000 1.0000 0.5341 0.5341 1.0000 0.4385

15 0.9998 0.9999 0.4992 0.4992 0.9999 0.4385

20 0.9914 0.9999 0.4758 0.4758 0.9955 0.4365

40 0.6957 0.9998 0.4238 0.4238 0.8247 0.3616

100 0.2572 0.9996 0.3775 0.3775 0.5376 0.2357

150 0.0810 0.9993 0.3399 0.3399 0.3933 0.1725

200 0.0463 0.9991 0.3239 0.3239 0.3552 0.1558

250 0.0299 0.9988 0.3120 0.3120 0.3325 0.1458

300 0.0208 0.9986 0.3026 0.3026 0.3171 0.1390

350 0.0153 0.9984 0.2948 0.2948 0.3056 0.1340

400 0.0117 0.9981 0.2883 0.2883 0.2966 0.1301

450 0.0092 0.9979 0.2826 0.2826 0.2892 0.1268

500 0.0075 0.9977 0.2776 0.2776 0.2830 0.1241

1000 0.0018 0.9954 0.2468 0.2468 0.2481 0.1088

2000 0.0004 0.9908 0.2188 0.2188 0.2191 0.0961

5000 0.0000 0.9773 0.1853 0.1853 0.1853 0.0813

10000 0.0000 0.9559 0.1614 0.1614 0.1614 0.0708

50000 0.0000 0.8169 0.1055 0.1055 0.1055 0.0463

100000 0.0000 0.6928 0.0797 0.0797 0.0797 0.0350

500000 0.0000 0.2415 0.0212 0.0212 0.0212 0.0093

1000000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

Bảng II.9: Kết quả hiệu chỉnh của tác giả mẫu đất đắp đập Chúc Bài Sơn

 (hiệu Lực hút chỉnh của Sc Sa Sa* Sr C (kPa) tác giả

0 1.0000 1.0000 0.7336 0.7336 1.0000 0.4350

5 1.0000 1.0000 0.5610 0.5610 1.0000 0.4350

10 1.0000 0.9999 0.4998 0.4998 1.0000 0.4350

15 0.9989 0.9999 0.4671 0.4671 0.9994 0.4348

20 0.9786 0.9999 0.4452 0.4452 0.9881 0.4299

40 0.6175 0.9998 0.3966 0.3966 0.7692 0.3346

100 0.2135 0.9996 0.3533 0.3533 0.4913 0.2137

150 0.0659 0.9992 0.3180 0.3180 0.3630 0.1579

200 0.0376 0.9990 0.3030 0.3030 0.3292 0.1432

250 0.0242 0.9987 0.2919 0.2919 0.3090 0.1344

300 0.0168 0.9985 0.2831 0.2831 0.2951 0.1284

350 0.0123 0.9982 0.2758 0.2758 0.2848 0.1239

400 0.0094 0.9980 0.2697 0.2697 0.2766 0.1203

450 0.0074 0.9977 0.2644 0.2644 0.2699 0.1174

500 0.0060 0.9975 0.2597 0.2597 0.2642 0.1149

1000 0.0014 0.9950 0.2308 0.2308 0.2319 0.1009

2000 0.0003 0.9900 0.2046 0.2046 0.2049 0.0891

5000 0.0000 0.9754 0.1730 0.1730 0.1731 0.0753

10000 0.0000 0.9524 0.1505 0.1505 0.1505 0.0655

50000 0.0000 0.8064 0.0975 0.0975 0.0975 0.0424

100000 0.0000 0.6796 0.0732 0.0732 0.0732 0.0318

500000 0.0000 0.2338 0.0192 0.0192 0.0192 0.0084

1000000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

PHỤ LỤC III: KẾT QUẢ TÍNH TOÁN XÁC ĐỊNH HÀM THẤM

Bảng III.1: Kết quả tính toán hàm thấm mẫu đất đắp đê hữu Cầu

Lực hút (kPa) kw (mô hình MK)  (mô hình MK)  (hiệu chỉnh của tác giả)

kw (hiệu chỉnh của tác giả) 2.84E-06 2.84E-06 0 0.4518 0.4518

2.84E-06 2.84E-06 5 0.4518 0.4518

2.84E-06 2.84E-06 10 0.4518 0.4518

2.84E-06 2.83E-06 15 0.4518 0.4517

2.83E-06 2.81E-06 20 0.4517 0.4506

2.37E-06 1.67E-06 40 0.4278 0.3844

6.93E-07 2.75E-07 100 0.2943 0.2224

4.06E-07 1.46E-07 150 0.2503 0.1835

2.98E-07 1.03E-07 200 0.2278 0.1651

2.42E-07 8.26E-08 250 0.2139 0.1542

2.08E-07 7.03E-08 300 0.2043 0.1469

1.85E-07 6.21E-08 350 0.1971 0.1414

1.68E-07 5.62E-08 400 0.1914 0.1372

1.55E-07 5.16E-08 450 0.1867 0.1337

1.44E-07 4.80E-08 500 0.1827 0.1308

9.37E-08 3.10E-08 1000 0.1603 0.1145

6.23E-08 2.06E-08 2000 0.1416 0.1011

3.60E-08 1.19E-08 5000 0.1198 0.0856

2.29E-08 7.58E-09 10000 0.1045 0.0746

5.75E-09 1.90E-09 50000 0.0686 0.0490

2.31E-09 7.64E-10 100000 0.0520 0.0371

3.06E-11 1.01E-11 500000 0.0140 0.0100

2.84E-48 7.46E-49 1000000 0 0.0000

Bảng III.2: Kết quả tính toán hàm thấm mẫu đất đắp đập Khau Piều

Lực hút (kPa) kw (mô hình MK)  (mô hình MK)  (hiệu chỉnh của tác giả)

kw (hiệu chỉnh của tác giả) 3.78E-05 3.78E-05 0 0.4385 0.4385

3.78E-05 3.78E-05 5 0.4385 0.4385

3.78E-05 3.78E-05 10 0.4385 0.4385

3.78E-05 3.78E-05 15 0.4385 0.4385

3.78E-05 3.72E-05 20 0.4384 0.4365

2.99E-05 2.00E-05 40 0.4086 0.3616

1.16E-05 4.90E-06 100 0.3061 0.2357

4.92E-06 1.75E-06 150 0.2360 0.1725

3.64E-06 1.25E-06 200 0.2153 0.1558

2.97E-06 1.01E-06 250 0.2025 0.1458

2.57E-06 8.63E-07 300 0.1936 0.1390

2.28E-06 7.65E-07 350 0.1869 0.1340

2.08E-06 6.93E-07 400 0.1816 0.1301

1.92E-06 6.38E-07 450 0.1772 0.1268

1.79E-06 5.94E-07 500 0.1734 0.1241

1.16E-06 3.85E-07 1000 0.1523 0.1088

7.74E-07 2.56E-07 2000 0.1345 0.0961

4.46E-07 1.47E-07 5000 0.1138 0.0813

2.83E-07 9.37E-08 10000 0.0991 0.0708

6.99E-08 2.31E-08 50000 0.0648 0.0463

2.78E-08 9.19E-09 100000 0.0489 0.0350

3.59E-10 1.19E-10 500000 0.0130 0.0093

1.76E-47 4.62E-48 1000000 0.0000 0.0000

Bảng III.3: Kết quả tính toán hàm thấm mẫu đất đắp đập Chúc Bài Sơn

Lực hút (kPa) kw (mô hình MK)  (mô hình MK)  (hiệu chỉnh của tác giả)

kw (hiệu chỉnh của tác giả) 6.24E-05 6.24E-05 0 0.4350 0.4350

6.24E-05 6.24E-05 5 0.4350 0.4350

6.24E-05 6.24E-05 10 0.4350 0.4350

6.24E-05 6.23E-05 15 0.4350 0.4348

6.22E-05 6.00E-05 20 0.4345 0.4299

4.33E-05 2.63E-05 40 0.3893 0.3346

1.49E-05 6.02E-06 100 0.2816 0.2137

6.35E-06 2.22E-06 150 0.2171 0.1579

4.73E-06 1.61E-06 200 0.1985 0.1432

3.88E-06 1.31E-06 250 0.1870 0.1344

3.36E-06 1.13E-06 300 0.1790 0.1284

3.00E-06 1.00E-06 350 0.1729 0.1239

2.73E-06 9.10E-07 400 0.1681 0.1203

2.52E-06 8.39E-07 450 0.1641 0.1174

2.36E-06 7.82E-07 500 0.1607 0.1149

1.54E-06 5.10E-07 1000 0.1412 0.1009

1.02E-06 3.39E-07 2000 0.1248 0.0891

5.89E-07 1.95E-07 5000 0.1054 0.0753

3.72E-07 1.23E-07 10000 0.0917 0.0655

8.90E-08 2.94E-08 50000 0.0594 0.0424

3.47E-08 1.15E-08 100000 0.0446 0.0318

4.28E-10 1.42E-10 500000 0.0117 0.0084

7.18E-48 1.89E-48 1000000 0.0000 0.0000

PHỤ LỤC IV Phßng thÝ nghiÖm kü thuËt c«ng tr×nh vµ m«i trêng Trêng ®¹i häc thuû lîi hµ néi (las - xd 381) §Þa chØ: 175 T©y S¬n - §èng §a - Hµ Néi Tel: 043 5636473

CU Triaxial compression test - ThÝ nghiÖm nÐn 3 trôc CU Standard (tiªu chuÈn) :astm - d4767; BS 1377

Test No. (Sè TN):

Project/C«ng tr×nh:

ĐÊ HỮU CẦU - BẮC NINH

Borehole (Lç khoan):

Sample (MÉu):

Sample type (lo¹i mÉu):

Undisturbed (nguyªn d¹ng)

Compacte d

Diameter (®êng kÝnh):

39 mm

Date of test (ngµy TN):

Preparation procedure (ph¬ng ph¸p chuÈn bÞ):

Specimen - mÉu

parameter - th«ng sè kü thuËt

Unit/§.vÞ

Cell pressure (¸p suÊt buång)

200

250

150

kN/m2

Back stress (øng suÊt ngîc)

100

kN/m2

Consolidation stage

giai §o¹n Cè kÕt

Initial PWP (¸p suÊt lç rçng ban ®Çu)

176,5

224,7

123,7

kN/m2

Final PWP (¸p suÊt lç rçng cuèi cïng)

100,0

kN/m2

Cell pressure (¸p suÊt buång)

200

250

150

kN/m2

Back stress (øng suÊt ngîc)

100

kN/m2

compression stage

Giai §O¹n nÐn

Initial PWP (¸p suÊt lç rçng ban ®Çu)

100,7

102,2

103,6

kN/m2

Strain (biÕn d¹ng) ( e )

7,7

9,66

9,09

119,7

122,35

127,5

kN/m2

200

250

150

kN/m2

77,65

122,50

30,30

s'3

kN/m2

falure condition

§iÒu KiÖn ph¸ hñy

176,85

252,70

95,30

s'1

kN/m2

182,50

249,60

315,10

(s 1+s3)/2

kN/m2

127,25

187,60

62,80

(s'1+s'3)/2

kN/m2

49,60

65,10

32,50

(s 1-s3)/2

kN/m2

18,68

m2/year

consolidation

3,311

m2/MN

Cè kÕt

K x 10 -9

m/s

19,180

C = 2,43

φ = 14°20'

kN/m2

shear strength parameters

cêng ®é chèng c¾t

C' = 16,90

φ' = 14°36'

kN/m2

Vice chief of lab/P.Trëng phßng

Tested by/ThÝ nghiÖm

Phßng thÝ nghiÖm kü thuËt c«ng tr×nh vµ m«i trêng Trêng ®¹i häc thuû lîi hµ néi (las - xd 381) §Þa chØ: 175 T©y S¬n - §èng §a - Hµ Néi Tel: 043 5636473

CU Triaxial compression test - ThÝ nghiÖm nÐn 3 trôc CU Standard (tiªu chuÈn) : astm - d4767; BS1377

Test No. (Sè TN):

Project/C«ng tr×nh:

ĐÊ HỮU CẦU - BẮC NINH

Borehole (Lç khoan):

Sample (MÉu):

Sample type (lo¹i mÉu):

Undisturbed (nguyªn d¹ng)

Compacte d

Diameter (®êng kÝnh):

39 mm

Date of test (ngµy TN):

Preparation procedure (ph¬ng ph¸p chuÈn bÞ):

250

) 2

m n k ( 2 / )

200

3 s - 1 s ( :

150

t ¾ c s

100

y = 0,26x + 16,90

s s e r t s r a e h s

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

effective stress - s hiÖu qu¶: (s'1+s'3)/2 (kn/m2)

Vice chief of lab/P.Trëng phßng

Tested by/ThÝ nghiÖm

Phßng thÝ nghiÖm kü thuËt c«ng tr×nh vµ m«i trêng

Trêng ®¹i häc thuû lîi hµ néi (las - xd 381)

Test No. (Sè TN):

ĐÊ HỮU CẦU - BẮC NINH

Project/ C«ng tr×nh:

Borehole (Lç khoan):

Undisturbed (nguyªn d¹ng)

Compacted (chÕ bÞ)

Sample (MÉu):

Sample type (lo¹i mÉu):

Diameter (®êng kÝnh):

Date of test (ngµy TN):

diagram deviator stress and strain - biÓu ®å øng suÊt lÖch vµ biÕn d¹ng

350

300

m n k ( )

250

h c Ö L

200

150

T Ê U S G N ø

(

100

S S E R T S

R O T A V E D

strain (biÕn d¹ng) ( % )

diagram pore pressure and strain - biÓu ®å ¸p suÊt níc lç rçng vµ biÕn d¹ng

200

180

m n k ( )

160

140

g n ç r ç l

120

100

t Ê u s p ¸

(

e r u s s e r p e r o p

strain (biÕn d¹ng) ( % ) strain (biÕn d¹ng) ( % ) ( % ) ( strain (biÕn d¹ng

Tested by/ThÝ nghiÖm

Vice chief of lab/P.Trëng phßng

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THUỶ LỢI HÀ NỘI PTN KỸ THUẬT CÔNG TRÌNH VÀ MÔI TRƯỜNG (LAS - XD 381)

CU Triaxial compression test - ThÝ nghiÖm nÐn 3 trôc CU Standard (tiªu chuÈn) :astm - d4767; BS 1377

Test No. (Sè TN):

ĐẬP KHAU PIỀU - LẠNG SƠN

Project/ C«ng tr×nh:

Borehole (Lç khoan):

Sample (MÉu):

Sample type (lo¹i mÉu):

Undisturbed (nguyªn d¹ng)

Compacte d

Diameter (®êng kÝnh):

39 mm

Date of test (ngµy TN):

Preparation procedure (ph¬ng ph¸p chuÈn bÞ):

Specimen - mÉu

parameter - th«ng sè kü thuËt

Unit/§.vÞ

Cell pressure (¸p suÊt buång)

250

300

200

kN/m2

Back stress (øng suÊt ngîc)

100

kN/m2

Consolidation stage

giai §o¹n Cè kÕt

Initial PWP (¸p suÊt lç rçng ban ®Çu)

176,5

224,7

123,7

kN/m2

Final PWP (¸p suÊt lç rçng cuèi cïng)

100,0

kN/m2

Cell pressure (¸p suÊt buång)

250

300

200

kN/m2

Back stress (øng suÊt ngîc)

100

kN/m2

compression stage

Giai §O¹n nÐn

Initial PWP (¸p suÊt lç rçng ban ®Çu)

100,9

101,1

101,3

kN/m2

Strain (biÕn d¹ng) ( e )

16,69

13,53

10,39

110,3

125,15

145,2

kN/m2

150

200

300

kN/m2

39,70

74,85

154,80

s'3

kN/m2

falure condition

§iÒu KiÖn ph¸ hñy

107,50

181,65

343,60

s'1

kN/m2

183,90

253,40

394,40

(s1+s3)/2

kN/m2

128,25

249,20

73,60

(s'1+s'3)/2

kN/m2

53,40

94,40

33,90

(s1-s3)/2

kN/m2

18,68

m2/year

consolidation

3,311

m2/MN

Cè kÕt

K x 10 -9

m/s

19,180

C = 2,43

φ = 14°20'

kN/m2

shear strength parameters

cêng chèng c¾t

C' = 8,10

φ' = 20°07'

kN/m2

Thí nghiệm/ Tested by

P.Trưởng phòng/Vice chief of lab

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THUỶ LỢI HÀ NỘI PTN KỸ THUẬT CÔNG TRÌNH VÀ MÔI TRƯỜNG (LAS - XD 381)

CU Triaxial compression test - ThÝ nghiÖm nÐn 3 trôc CU Standard (tiªu chuÈn) : astm - d4767; BS1377

Test No. (Sè TN):

ĐẬP KHAU PIỀU - LẠNG SƠN

Project/ C«ng tr×nh:

Borehole (Lç khoan):

Sample (MÉu):

Sample type (lo¹i mÉu):

Undisturbed (nguyªn d¹ng)

Compacte d

Diameter (®êng kÝnh):

39 mm

Date of test (ngµy TN):

Preparation procedure (ph¬ng ph¸p chuÈn bÞ):

300

) 2

250 m N k (

y = 0,37x + 8,10

200 t ắ c g n 150 ¸ h k ộ đ 100 g n ờ ư C

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

Ứng suất hiệu quả (kN/m2)

Thí nghiệm/ Tested by

P.Trưởng phòng/Vice chief of lab

TRƯỜNG ĐẠI HỌC THUỶ LỢI HÀ NỘI PTN KỸ THUẬT CÔNG TRÌNH VÀ MÔI TRƯỜNG (LAS - XD 381)

Standard (tiªu chuÈn) : BS 1377:Part 8

Test No. (Sè TN):

ĐẬP KHAU PIỀU - LẠNG SƠN

Project/ C«ng tr×nh:

Borehole (Lç khoan):

Sample (MÉu):

Undisturbed (nguyªn d¹ng)

Compacted (chÕ bÞ)

Sample type (lo¹i mÉu):

Diameter (®êng kÝnh):

1/0/00

Date of test (ngµy TN):

diagram deviator stress and strain - biÓu ®å øng suÊt lÖch vµ biÕn d¹ng

450

400

350

300

m n k (

250

200

150

ấ u s g n ứ h c ệ

100

ộ Đ

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

Biến dạng dọc trục (%)

diagram pore pressure and strain - biÓu ®å ¸p suÊt níc lç rçng vµ biÕn d¹ng

200

180

m n k ( )

160

140

g n ç r ç l

120

100

t Ê u s p ¸

(

e r u s s e r p e r o p

strain (biÕn d¹ng) ( % )

Thí nghiệm/ Tested by

P.Trưởng phòng/Vice chief of lab

Phßng thÝ nghiÖm ®Þa kü thuËt

CU Triaxial compression test - ThÝ nghiÖm nÐn 3 trôc CU Standard (tiªu chuÈn) :astm - d4767; BS 1377

Test No. (Sè TN):

CHÚC BÀI SƠN - QUẢNG NINH

Project/C«ng tr×nh:

Borehole (Lç khoan):

Sample (MÉu):

Sample type (lo¹i mÉu):

Undisturbed (nguyªn d¹ng)

Compacte d

Diameter (®êng kÝnh):

39 mm

Date of test (ngµy TN):

Preparation procedure (ph¬ng ph¸p chuÈn bÞ):

Specimen - mÉu

parameter - th«ng sè kü thuËt

Unit/§.vÞ

Cell pressure (¸p suÊt buång)

200

250

300

kN/m2

Back stress (øng suÊt ngîc)

100

kN/m2

Consolidation stage

giai §o¹n Cè kÕt

Initial PWP (¸p suÊt lç rçng ban ®Çu)

123,7

176,5

224,7

kN/m2

Final PWP (¸p suÊt lç rçng cuèi cïng)

100,0

kN/m2

Cell pressure (¸p suÊt buång)

200

250

300

kN/m2

Back stress (øng suÊt ngîc)

100

kN/m2

compression stage

Giai §O¹n nÐn

Initial PWP (¸p suÊt lç rçng ban ®Çu)

101,2

102,0

102,4

kN/m2

Strain (biÕn d¹ng) ( e )

11,55

12,88

10,39

109,7

114,1

126,1

kN/m2

150

200

300

kN/m2

40,30

85,90

173,90

s'3

kN/m2

falure condition

§iÒu KiÖn ph¸ hñy

160,70

276,10

509,50

s'1

kN/m2

210,20

295,10

467,80

(s 1+s3)/2

kN/m2

100,50

181,00

341,70

(s'1+s'3)/2

kN/m2

60,20

95,10

167,80

(s 1-s3)/2

kN/m2

0,42

m2/year

consolidation

3,311

m2/MN

Cè kÕt

K x 10 - 7

0,434

m/s

C = 2,43

φ = 14°20'

kN/m2

shear strength parameters

cêng chèng c¾t

C' = 14,50

φ' = 26°42'

kN/m2

Tested by/ThÝ nghiÖm

Chief of lab/ Trëng phßng

Phßng thÝ nghiÖm ®Þa kü thuËt Trêng ®¹i häc thuû lîi hµ néi (las - xd 381)

CU Triaxial compression test - ThÝ nghiÖm nÐn 3 trôc CU Standard (tiªu chuÈn) : astm - d4767; BS1377

Test No. (Sè TN):

CHÚC BÀI SƠN - QUẢNG NINH

Project/C«ng tr×nh:

Borehole (Lç khoan):

Sample (MÉu):

Sample type (lo¹i mÉu):

Undisturbed (nguyªn d¹ng)

Compacte d

Diameter (®êng kÝnh):

39 mm

Date of test (ngµy TN):

Preparation procedure (ph¬ng ph¸p chuÈn bÞ):

300

) 2

y = 0,503x + 14,5

250

m n k ( 2 / )

3 s - 1 s ( :

200

t ¾ c s

150

100

s s e r t s r a e h s

100

150

200

250

300

350

400

450

500

550

600

effective stress - s hiÖu qu¶: (s'1+s'3)/2 (kn/m2)

Tested by/ThÝ nghiÖm

Chief of lab/ Trëng phßng

Phßng thÝ nghiÖm ®Þa kü thuËt

Standard (tiªu chuÈn) : BS 1377:Part 8

Test No. (Sè TN):

Project/ C«ng tr×nh:

CHÚC BÀI SƠN - QUẢNG NINH

Borehole (Lç khoan):

Sample (MÉu):

Undisturbed (nguyªn d¹ng)

Compacted (chÕ bÞ)

Sample type (lo¹i mÉu):

Diameter (®êng kÝnh):

16/2/2012

Date of test (ngµy TN):

diagram deviator stress and strain - biÓu ®å øng suÊt lÖch vµ biÕn d¹ng

400

350

m n k ( )

300

h c Ö L

250

200

T Ê U S G N ø

(

150

100

S S E R T S

R O T A V E D

strain (biÕn d¹ng) ( % )

diagram pore pressure and strain - biÓu ®å ¸p suÊt níc lç rçng vµ biÕn d¹ng

140

120

m n k ( )

100

g n ç r ç l

t Ê u s p ¸

(

e r u s s e r p e r o p

( % ) ( strain (biÕn d¹ng) ( % ) strain (biÕn d¹ng strain (biÕn d¹ng) ( % )

Chief of lab/ Trëng phßng

Tested by/ThÝ nghiÖm

C a o

1/200

t r ì

n h g h

1 / 2 0 0

G H I C H Ú

i t r o n g

0 . 0

1 . 0

2 . 0

3 . 0

4 . 0

5 . 0

6 . 0

7 . 0

8 . 0

9 . 0

b ả n

1 0

1 0 . 0

- 9 . 0

- 8 . 0

- 7 . 0

- 6 . 0

- 5 . 0

- 4 . 0

- 3 . 0

- 2 . 0

- 1 . 0

- 1 0 . 0

v ẽ

à m

2 0

, k í c h

3 0

h ư ớ c l

à m

4 0 m

- 7 .

- 1 .

8 1

9 1

9 9

1 9

H C 1

1 5

4 2

0 0

9 1

K Ý H I Ệ U Q U Y Ư Ớ C

Ị

- 5

- 1

8 2

9 2

6 8

1 8

1 5

1 1

H C 2

6 5

0 0

T Ỷ L Ệ

S é t

P H Ụ L Ụ C V

Đ Ứ N G 1 : 1 0 0

N G A N G 1 : 1 0 0

m à u x á m

t r ạ n g t h á i d ẻ o m ề m

, x á m n â u .

Đ ấ t đ ắ p : S é t p h a m à u x á m n â u .

, b ã o h ò a n ư ớ c .

- 3 8 0

0 0

6 0

2 0

H C 3

6 2

2 6

0 0

1 0 . 0

m à u x á m x a n h , x á m v à n g l ẫ n k ế t v ó n

T r ạ n g t h á i d ẻ o c ứ n g

M Ặ T C Ắ T Đ A C H Ấ T C Ô N G T R N H T U Y Ế N Đ Ê H Ữ U C Ầ U K 5 6 + 1 5 0

T r ạ n g t h á i d ẻ o c ứ n g

T r ạ n g t h á i d ẻ o c ứ n g x e n k ẹ p l ớ p m ỏ n g

C a o

t r ì

C ù

C a o

T ª n

l y

C ù

® é

1/200

n h g h

l y

t ù

c ä c

G H I C H Ú

l Î (

i t r o n g

1 / 2 0 0

)

c é n g d å n (

n h i ª n (

b ả n

1 0

)

2 9 2

2 9 4

2 9 6

2 9 8

3 0 0

3 0 2

3 0 4

3 0 6

3 0 8

3 1 0

3 1 2

3 1 4

3 1 6

3 1 8

3 2 0

3 2 2

3 2 4

v ẽ

à m

2 0

0 0

, k í c h

3 0

32.00

h ư ớ c l

à m

0 0

4 0 m

304.02

35.00

3 0 0

38.00

3 0 0

305.22

41.00

3 0 0

44.00

3 0 0

K Ý H I Ệ U Q U Y Ư Ớ C

47.00

3 4 0

307.52

50.40

1 0

53.50

5 . 5 0

3 1 0 . 9 8

2 9 5 . 9 8

2 9 7 . 2 8

3 0 1 . 0 8

310.08

59.00

K P 1

0 . 0

9 . 9

1 5 . 0

1 3 . 7

Đ ớ i I

5 . 5 0

Đ ấ t đ ắ p :

h ó a m ạ n h .

64.50

t ư ơ n g đ ố i c ứ n g .

Đ ớ i p h o n g h ó a I

2 . 3 0

66.80

Đ ấ t á s é t

A 2 :

d ẻ o c ứ n g - n ử a c ứ n g .

Đ á s é t b ộ t k ế t

3 . 5 3

70.33 70.33

2 9 4 . 5 3

2 9 7 . 6 3

3 0 1 . 4 3

3 1 4 . 5 3

314.56

72.00 1

Đ á s é t b ộ t k ế t

. 8 0

K P 2

0 . 0

73.80

2 0 . 0

1 6 . 9

1 3 . 1

T Ỷ L Ệ : Đ Ứ N G 1 : 2 0 0

N G A N G 1 : 2 0 0

3 . 7 0

312.98

77.50

2 . 8 0

m ầ u x á m n â u , n â u đ ỏ , l ẫ n í t d ă m

80.30

1 . 6 0

s ạ n .

310.47

81.90

m ầ u x á m n â u , n â u đ ỏ , đ á p h o n g h ó a v ừ a .

5 . 6 0

Đ á

m ầ u x á m n â u , n â u đ ỏ , đ á p h o n g

2 9 9 .

3 0 1 .

3 0 3 .

3 0 9 .

T r ạ n g t h á i

8 5

6 5

0 5

8 5

309.85

87.50

K P 3

8 2

6 8

0 0

1 0 0

M Ặ T C Ắ T Đ Ị A C H Ấ T C Ọ C C 2 N G A N G T U Y Ế N Đ Ậ P H Ồ K H A U P I Ề U

4 . 8 0

308.20

92.30 1 . 4 0

2 . 6 0

307.27

96.70

5 . 7 0

102.40

4 . 6 0

107.00

5 . 0 0

302.76

112.00

2 9 2

2 9 4

2 9 6

2 9 8

3 0 0

3 0 2

3 0 4

3 0 6

3 0 8

3 1 0

3 1 2

3 1 4

3 1 6

3 1 8

3 2 0

3 2 2

3 2 4

1/200

1 / 2 0 0

C a o

K ý h i Ö u

+ 6 1

+ 6 2

+ 6 3

+ 6 4

+ 6 5

+ 6 6

t r ì

+ 5 3

+ 5 4

+ 5 5

+ 5 6

+ 5 7

+ 5 8

+ 5 9

+ 6 0

+ 6 7

+ 6 8

+ 6 9

+ 7 0

+ 7 1

+ 7 2

+ 7 3

+ 7 4

+ 7 5

+ 7 6

+ 7 7

+ 7 8

+ 7 9

+ 8 0

C a o ® é H K

(

n h g h

K h o ¶ n g c ¸ c h (

)

G H I C H Ú

)

i t r o n g

b ả n

1 0

v ẽ

à m

2 0

, k í c h

1 5

3 0

h ư ớ c l

à m

4 0 m

K Ý H I Ệ U Q U Y Ư Ớ C

6 9 . 1 6

7 6 . 3 6

7 6 . 6 6

5 4 . 9 6

5 3 . 6 6

5 6 . 7 6

1 b

1 a

T L 1

7 . 5

0 . 3

0 . 0

T L 1

+ 7 6 6 6

2 1 . 7

2 3 . 0

1 9 . 9

1 1 / 2 0 1 7

Đ ấ t đ ắ p :

9 . 5

1 a

1 b

Đ ấ t á s é t

C 8

C 9

2 0

+ 7 9 + 6 7 4 9 7 4

6 8 . 8 3

7 9 . 0 3

7 9 . 8 3

5 2 . 8 3

5 6 . 5 3

5 8 . 0 3

T r ạ n g t h á i d ẻ o c ứ n g - n ử a c ứ n g .

m ầ u x á m n â u

m ầ u n â u v à n g

T D 1

1 1

2 7

2 3

2 1

T D 1

V ậ t l i ệ u s a n l ấ p g ồ m c á t l ẫ n c u ộ i s ỏ i .

n â u

2 . 3

C 1 0

v à n g

C 1 1

+ 7 9 . 8 3+ 7 9 . 7 7+ 7 9 . 6

n â u đ ỏ l ẫ n d ă m s ạ n

7 . 3

, l ẫ n d ă m s ạ n

d ă m c ụ c .

C 1 2

+ 7 6 . 9 3

T r ạ n g t h á i d ẻ o m ề m

7 . 5

c h ỗ

Đ ớ i

C 1 3

p h ớ t

+ 7 4 . 2 4

p h o n g

C u ộ i s ỏ i l ẫ n

h ó a I

c á t

x á m x a n h

A 2 :

m ầ u

8 . 5

L ớ p

1 b

1 a

T Ỷ L Ệ : Đ Ứ N G 1 : 1 0 0

N G A N G 1 : 1 0 0

đ á

x á m n â u

p h i ế n

+ 7 1 . 0 6

C 1 4

0 . 6

1 1 2 0 1 7

C 1 5

+ 7 0 . 4 2

3 . 4

C 1 6

+ 7 0 . 8 4

8 . 6

M Ặ T C Ắ T Đ Ị A C H Ấ T C Ọ C D 3 N G A N G Đ Ậ P H Ồ C H Ú C B À I S Ơ N

s é t , đ á p h o n g h ó a m ạ n h , đ á c ó m ầ u x á m

C 1 7

+ 6 8 . 4 5

x á m v à n g ; c u ộ i c ó đ ộ m à i t r ò n t ố t k í c h t h ư ớ c 2 - 5 c m

, x á m v à n g

7 . 5

n â u h ồ n g

đ ô i

K ế t c ấ u c h ặ t v ừ a .

5 2 4 7

5 7 4 7

5 9 2 7

6 2 0 7

6 6 4 7

H L 1

+ 6 6

9 . 0

7 . 2

4 . 4

0 . 0

H L 1

1 4 . 0

4 7

4 1