BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PTNT
TRƯỜNG ĐẠI HỌC THỦY LỢI PHẠM HUY DŨNG NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA MƯA ĐẾN ỔN ĐỊNH MÁI DỐC ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA
Ngành: Địa kỹ thuật xây dựng
Mã số: 9580211
TÓM TẮT LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT HÀ NỘI, NĂM 2020
Công trình được hoàn thành tại Trường Đại học Thủy lợi Người hướng dẫn khoa học 1: PGS.TS. Hoàng Việt Hùng
Người hướng dẫn khoa học 2: GS. Nguyễn Công Mẫn
Phản biện 1: PGS.TS. Nguyễn Huy Phương - Trường Đại học Mỏ - Địa chất
Phản biện 2: PGS.TSKH. Trần Mạnh Liểu - Trường Đại học Khoa học Tự
nhiên – Đại học Quốc gia Hà Nội
Phản biện 3: PGS.TS. Đoàn Thế Tường - Viện Địa kỹ thuật
Luận án sẽ được bảo vệ trước Hội đồng chấm luận án họp tại
Room 5 - K1, trường Đại học Thủy lợi, 175 Tây Sơn, Đống Đa, Hà Nội
vào lúc 8 giờ 30 ngày 23 tháng 12 năm 2020
Có thể tìm hiểu luận án tại:
- Thư viện Quốc gia; - Thư viện Trường Đại học Thủy lợi.
MỞ ĐẦU
1. Tính cấp thiết của đề tài
Trong những năm vừa qua, ở nước ta đã xảy ra hàng loạt sự cố công trình liên
quan đến hiện tượng trượt lở mái dốc gây thiệt hại lớn về người và tài sản. Hiện
tượng trượt lở không chỉ xảy ra đối với các mái dốc tự nhiên, mà còn là sự cố
thường xuyên đối với mái dốc đất đắp như đường, đê, đập, hố móng... Một
trong những tác nhân chính dẫn đến mất ổn định mái dốc là do mưa. Gần đây
nhất là vào tháng 10 năm 2020, một loạt các sự cố trượt lở đất liên tiếp xảy ra ở
miền Trung Việt Nam đã để lại những hậu quả thảm khốc.
Áp lực nước lỗ rỗng và cường 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 dưới mực nước ngầm và khô hoàn toàn
khi nằm trên mực nước ngầm. Tuy nhiên, kết quả nghiên cứu của nhiều nhà
khoa học đã chứng minh sự gia tăng của cường độ kháng cắt trong đất không
bão hòa (KBH) là do tác dụng của áp lực nước 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 KBH trong phân tích ổn định mái dốc, đặc biệt là
những nơi có mực nước ngầm ở dưới sâu.
Đối với đất KBH, đường cong đặc trưng đất nước (SWCC) được coi là thông số
quan trọng, nó thường được dùng để xác định các đặc tính của đất KBH như hệ
số thấm, cường độ kháng cắt và biến thiên thể tích của đất [3], [4]. Phương
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 KBH 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 mưa 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
1
lực nước lỗ rỗng (lực hút dính) và hệ số ổn định mái dốc theo thời gian trong
quá trình mưa. Tuy nhiên, các số liệu thực nghiệm về lượng mưa xâm nhập vào
mái dốc, sự thay đổi của áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình mưa và sau khi
dừng mưa vẫn chưa 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 mưa đến sự ổn định
mái dốc của đất KBH để có những giải pháp công trình phù hợp và hiệu quả.
Với những lý do nêu trên, đề tài ‘Nghiên cứu ảnh hưởng của mưa 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 nghiên cứu của đề tài là nghiên cứu sự thay đổi của hệ số ổn định mái
dốc đất không bão hòa dưới tác động của mưa.
3. Phạm vi và đối tượng nghiên cứu
3.1 Phạm vi nghiên cứu
Phạm vi nghiên cứu của đề tài là nghiên cứu quá trình biến đổi áp lực nước lỗ
rỗng trong mái dốc dẫn đến sự thay đổi cường độ kháng cắt của đất và hệ số ổn
định mái dốc của các loại mái dốc đất đắp công trình thủy lợi như đê, đập.
3.2 Đối tượng nghiên cứu
Đối tượng nghiên cứu của đề tài là mái dốc đất không bão hòa đắp bằng đất đa
nguồn gốc phân bố ở phía Bắc Việt Nam.
4. Nội dung nghiên cứu
Nội dung nghiên cứu bao gồm: Nghiên cứu tổng quan về ổn định mái dốc đất
không bão hòa ở trên thế giới và Việt Nam; 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 các đặc trưng của đất không bão hòa; nghiên cứu chế tạo
máng thí nghiệm và dàn tạo mưa; nghiên cứu thực nghiệm quá trình nước mưa
xâm nhập vào mái dốc; nghiên cứu thực nghiệm cơ chế biến thiên áp lực nước
lỗ rỗng trong mái dốc trong quá trình mưa và sau khi dừng mưa; ứng dụng kết
2
quả nghiên cứu để phân tích, đánh giá ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc
đất đắp không bão hòa cho một số công trình thực tế.
5. Phương pháp nghiên cứu
Các phương pháp được áp dụng trong đề tài: Phương pháp lý thuyết; phương
pháp thực nghiệm trong phòng và hiện trường xác định các đặc trưng của đất
không bão hòa; phương pháp mô hình số và phương pháp chuyên gia.
6. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn
6.1 Ý nghĩa khoa học:
Đóng góp bộ cơ sở dữ liệu về các đặc trưng của đất KBH ở Việt Nam. -
Thực nghiệm xác định được lượng nước mưa xâm nhập vào mái dốc và -
cơ chế biến thiên áp lực nước lỗ rỗng trong mái dốc trong quá trình mưa
và sau khi dừng mưa
6.2 Ý nghĩa thực tiễn:
Đề xuất công cụ ước lượng 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 hưởng của mưa kéo dài đến ổn định mái -
dốc trong công tác thiết kế công trình thủy lợi như đê và đập quy định
trong các tiêu chuẩn thiết kế TCVN 9902:2016 và TCVN 8216:2018.
- 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 được trình bày trong 5
chương bao gồm: Chương 1: Tổng quan nghiên cứu về ổn định mái dốc đất
không bão hòa; Chương 2: Cơ sở lý thuyết tính toán ổn định mái dốc đất không
bão hòa; Chương 3: Nghiên cứu thực nghiệm xác định các đặc trưng của đất
không bão hòa; Chương 4: Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hưởng của mưa lên
mái dốc đất đắp; Chương 5: Ứng dụng kết quả nghiên cứu tính toán cho một số
mái dốc công trình thủy lợi.
3
CHƯƠNG 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 phương pháp (PP) để phân tích ổn định mái dốc, các PP này
được phân thành ba nhóm chính là PP cân bằng giới hạn, PP phân tích giới hạn
và PP số.
1.1.2 Phân tích ổn định mái dốc trên cơ sở khoa học đất không bão hòa
Có 2 PP để xét ảnh hưởng của áp lực nước lỗ rỗng âm khi phân tích ổn định
mái dốc đất không bão hòa là PP “lực dính toàn phần” và PP “cường độ kháng
cắt mở rộng”.
1.2 Tầm quan trọng của cơ học đất không bão hòa
1.2.1 Môi trường đất không bão hòa
Fredlund và Rahardjo (1993) đã đưa ra quá trình thay đổi áp lực nước lỗ rỗng ở
vùng đất nằm trên đường bão hòa khi có mưa và bốc hơi như ở Hình 1.1 [1].
1.2.2 Các trường hợp điển hình liên quan đến cơ học đất không bão hòa
Trong thực tế xây dựng, có rất nhiều loại công trình làm việc liên quan đến cơ
học đất không bão hòa. Chẳng hạn như quá trình thi công và vận hành của đập
đất, mái dốc tự nhiên hoặc mái hố móng chịu tác động của mưa. Ở trong các
trường hợp này, rõ ràng xuất hiện hai vùng đất riêng biệt ở bên trên và bên dưới
đường bão hòa.
1.3 Tổng quan nghiên về cứu cường độ kháng cắt đất không bão hòa
1.3.1 Khái niệm đường cong đặc trưng đất-nước
Đường cong đặc trưng đất- nước (SWCC) là mối quan hệ giữa lượng chứa nước
trong đất và lực hút của đất. SWCC được coi là thông số trung tâm của đất
không bão hòa, nó được dùng để xác định các đặc tính của đất không bão hoà
như hệ số thấm, cường độ chống cắt và biến thiên thể tích (Hình 1.5).
4
Hình 1.1 Phân bố áp lực nước lỗ rỗng trong đới không bão hòa [1] Hình 1.5 Đường cong đặc trưng đất nước điển hình [1]
1.3.2 Cường độ kháng cắt của đất không bão hòa
Đối với đất bão hòa, Tezaghi (1936) sử dụng tiêu chuẩn phá hoại Mohr-
Coulomb biểu diễn phương trình cường độ kháng cắt như ở phương trình (1-1).
Đối với đất không bão hòa, Fredlund và cộng sự (1978) 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 (1-2) có dạng:
(1-2) f= c’+( – ua) tg’+(ua – uw) tgb f= c’+(-uw) tg ’ (1-1)
1.3.3 Tình hình nghiên cứu về SWCC và cường độ kháng cắt của đất không bão hòa trên thế giới
Các nghiên cứu đều chỉ ra xu hướng biến thiên của giá trị khí vào (AEV) và lực
hút dính dư tăng dần khi thay đổi từ đất cát đến đất bụi, đất á sét và đất sét.
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 cường độ kháng cắt đất không
không bão hòa ở Việt Nam còn rất hạn chế do thiếu các thiết bị thí nghiệm liên
quan. Toan (2016) đã nghiên cứu sự ảnh hưởng của thành phần hạt và trọng
lượng riêng của đất đến AEV và lực hút dính dư cho một số loại đất dọc bờ
sông Hồng khu vực Hà Nội. Tuy nhiên thiết bị thí nghiệm được hỗ trợ bởi
định SWCC và cường độ kháng cắt của các loại đất ở 3 địa phương khác nhau của
Việt Nam là Quảng Ninh, Yên Bái và Ninh Thuận.
trường đại học Ibaraki, Nhật Bản. Hương (2013), đã tiến hành thí nghiệm xác
5
1.4 Tổng quan nghiên cứu ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc đất không bão hòa
1.4.1 Ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc
Mưa là tác nhân chủ yếu dẫn đến mất ổn định mái dốc. Khi có mưa, nước mưa
xâm nhập vào mái dốc làm tăng độ ẩm, tăng trọng lượng, tăng áp lực nước lỗ
rỗng, giảm cường độ kháng cắt, dâng cao mực nước ngầm và dẫn đến giảm hệ
số ổn định mái dốc. Các sự cố về trượt lở đất liên quan đến mưa đã xảy ra ở
nhiều nơi trên thế giới và Việt Nam, gây tổn thất lớn về tài sản và con người.
1.4.2 Tình hình nghiên cứu ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc đất không bão hòa trên thế giới và Việt Nam
Nhiều tác giả trên thế giới và Việt Nam đã sử dụng mô hình số để nghiên cứu
ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc. Các quy luật nghiên cứu đều cho thấy
quá trình gia tăng áp lực nước lỗ rỗng dẫn đến giảm cường độ kháng cắt và
giảm hệ số ổn định mái dốc trong quá trình mưa. Một số tác giả đã thiết lập
được biểu đồ tương quan giữa hệ số ổn định mái dốc ở các thời điểm khác nhau
đối với các trận mưa có thời gian kéo dài khác nhau.
1.5 Kết luận chương 1
Đối với đất không bão hòa, SWCC được coi là thông số quan trọng nhất. Tuy
nhiên, việc xác định SWCC bằng thực nghiệm thường 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 các phương trình
thực nghiệm có sử dụng các tham số hiệu chỉnh phù hợp với đặc tính của đất ở
Việt Nam là có giá trị thực tế.
Trong thực tế, các sự cố công trình về mất ổn định mái dốc phần lớn liên quan
đến mưa. Tuy nhiên, điều kiện biên về lượng mưa xâm nhập vào mái dốc, cơ
chế biến thiên của áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình mưa và sau khi dừng
mưa vẫn chưa thực sự sáng tỏ. Vì vậy, các nghiên cứu thực nghiệm trong điều
kiện ở Việt Nam sẽ được tiến hành nhằm đánh giá ảnh hưởng của mưa lên mái
dốc và ứng dụng vào các bài toán thực tế.
6
CHƯƠNG 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
Đối với đất không bão hòa, 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) được
chấp nhận rộng rãi nhất đối với đất không bão hòa.
2.2 Lực hút dính của đất không bão hòa và cách xác định
Lực hút dính (ua - uw) là hiệu số của áp lực khí lỗ rỗng, ua, thường là áp lực khí
quyển ở ngoài trời và áp lực nước lỗ rỗng, uw. Hiện nay có thể đo lực hút dính
bằng phương pháp đo trực tiếp hoặc bằng phương pháp đo gián tiếp.
Căng kế (Tensometer) là loại thiết bị để đo trực tiếp lực hút dính trong đất. Tuy
nhiên, nhược điểm của căng kế là chỉ đo giá trị lực hút dính ở dải thấp. Phương
pháp đo lực hút dính gián tiếp bằng cảm biến có thể cho phép xác định lực hút
dính ở dải cao.
2.3 Xác định đường cong đặc trưng đất-nước
2.3.1 Thí nghiệm xác định SWCC
Ở trong phòng thí nghiệm, phương pháp sử dụng đĩa gốm và bình áp lực cao
thường được sử dụng rộng rãi. Kỹ thuật tịnh tiến trục được sử dụng để tạo ra
lực hút dính khác nhau cho các mẫu đất trong quá trình thí nghiệm.
2.3.2 Phương trình SWCC
Các phương trình SWCC đều chứa một tham số liên quan đến AEV và một
tham số liên quan đến tốc độ thoát nước. Một số phương trình sử dụng tham số
thứ ba để phân biệt đường cong khi giá trị lực hút dính nhỏ so với phạm vi lực
hút dính lớn. Việc sử dụng tham số thứ ba cho phép sự linh hoạt hơn khi hiệu
chỉnh với kết quả thí nghiệm. Mỗi phương trình thực nghiệm có thể phù hợp
với nhánh tăng ẩm hoặc giảm ẩm. Trong thực tế, phương trình của Fredlund và
Xing (1994) thường được lựa chọn để biểu diễn SWCC.
7
2.3.3 Ước lượng SWCC
Hiện nay có ba cách phổ biến để ước lượng SWCC bao gồm: (1) sử dụng chuỗi
dữ liệu sẵn có của các loại đất tương tự; (2) sử dụng đường cong cấp phối hạt;
(3) so sánh tương quan giữa chỉ tiêu cơ lý của đất và các tham số của SWCC.
Trong ba cách này, thì hai cách đầu tiên được sử dụng phổ biến hơn do dễ dàng
sử dụng và tính phổ biến của dữ liệu đầu vào. Nhiều mô hình đã được đề xuất
để ước lượng SWCC từ đường cong cấp phối hạt, trong đó mô hình Modified
Kovacs (2003) (mô hình MK) được biết đến rộng rãi vì nó phù hợp với nhiều
loại đất bao gồm cả đất rời và đất dính.
2.4 Dòng thấm trong đất không bão hòa
Đối với đất không bão hòa, Leong và Rahardjo (1997) đã sử dụng các chỉ tiêu
phân loại đất để xác định hàm thấm có dạng: (2-15) 𝑘 = 𝑘𝑠.p
Trong đó: p là hệ số tùy thuộc vào từng loại đất.
Công thức này thường được lựa chọn sử dụng vì tính chất đơn giản, đồng thời
dễ dàng thấy được sự liên hệ giữa hàm thấm và SWCC.
2.5 Xác định cường độ kháng cắt của đất không bão hòa
2.5.1 Phương trình cường độ kháng cắt của đất không bão hòa
Có nhiều tác giả đã phát triển các phương trình cường độ kháng cắt của đất
không bão hòa. Các phương trình này đều liên quan đến tham số đặc trưng cho
đất không bão hòa như lực hút dính, độ ẩm thể tích. Trong các phương trình
nêu trên, thì phương trình (1-2) do Fredlund và cộng sự (1978) đề xuất và
phương trình do Vanapalli và cộng sự (1996) đề xuất được sử dụng rộng rãi
nhất. Phương trình do Vanapalli và cộng sự (1996) đề xuất có dạng:
(2-16) f = c’+( – ua) tan’+(ua – uw) [tan' ( )] θ-θr θs-θr
Với: là độ ẩm thể tích; s là độ ẩm thể tích bão hòa; r là độ ẩm thể tích dư.
8
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. Đối với thí nghiệm ba trục, có 5 sơ
đồ được áp dụng để xác định cường độ kháng cắt của đất.
2.6 Phương pháp cân bằng giới hạn tổng quát trong phân tích ổn định mái dốc đẩt không bão hòa
Phương pháp cân bằng giới hạn tổng quát (GLE) phát triển bởi Fredlund và
cộng sự trong những năm 1970 (Fredlund và Karhn (1977); Fredlund và cộng
𝑓).
sự (1981)). Phương pháp này dựa vào hai phương trình hệ số an toàn và cho
phép biến đổi lực tương tác giữa các thỏi. Trong đó một phương trình tính toán 𝑚) và một phương trình tính toán hệ số hệ số ổn định theo cân bằng mô men (𝐹𝑠 ổn định theo cân bằng lực (𝐹𝑠 2.7 Kết luận chương 2
Lực hút dính, SWCC, hàm thấm và cường độ kháng cắt là những thông số cơ
bản của đất không bão hòa thường được sử dụng khi tính toán ổn định mái dốc.
SWCC có thể được xác định bằng thí nghiệm hoặc từ các phương trình thực
nghiệm. Các phương trình SWCC đều chứa một số tham số hiệu chỉnh thống kê
liên quan đến giá trị khí vào AEV và tốc độ thoát nước. Hiện nay, trong điều
kiện ở Việt Nam thì ước lượng SWCC bằng cách sử dụng đường cong cấp hối
hạt là một trong những phương pháp thuận lợi nhất.
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 nước. Phương pháp
hiện nay thường dùng là thiết lập tương quan giữa hàm thấm và SWCC. Đối
với cường độ kháng cắt của đất không bão hòa thì phương trình của Fredlund
và cộng sự (1978) và của Vanapalli và cộng sự (1996) là được sử dụng phổ biến
hơn cả. 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.
9
CHƯƠNG 3 NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƯNG CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA
3.1 Xác định lực hút dính của đất
3.1.1 Quy trình thí nghiệm xác định lực hút dính bằng căng kế 2725ARL
Ở nghiên cứu này, tác giả sử dụng căng kế 2725ARL-Jet fill để xác định lực hút
dính trong mái dốc ở hiện trường, trình tự thực hiện như sau:
(1) Làm bão hòa cốc gốm; (2) Kết nối các bộ phận của căng kế; (3) Bơm nước
vào trong ống dẫn ngược từ dưới lên; (4) Đóng ống thép rỗng có đường kính d
= 22 mm vào mái dốc đến độ sâu dự kiến lắp đặt căng kế; (5) Đặt căng kế vào
lỗ hổng vừa tạo được, lấp kín kẽ hổng giữa căng kế và đất nền; (6) Chờ giá trị
lực hút ổn định, đọc số chỉ áp kế sau khoảng thời gian khoảng 10÷15 phút.
3.1.2 Lựa chọn vị trí thí nghiệm xác định lực hút dính
Trong nghiên cứu, tác giả đã lựa chọn một số mái dốc điển hình ở các tỉnh Lạng
Sơn, Quảng Ninh, Bắc Giang, Bắc Ninh và Hưng Yên (Hình 3.4).
Ở mỗi mái dốc, lực hút dính được
đo đạc tại mặt cắt giữa đập với ba
vị trí là đỉnh mái dốc, giữa mái
dốc hạ lưu và chân mái dốc hạ lưu.
Các điểm đo ở độ sâu 25 cm và 45
cm. Ngoài ra, tại 3 đập Khau Piều,
Bầu Lầy và Chúc Bài Sơn lực hút Hình 3.4 Hình ảnh minh họa đo lực hút dính còn được đo tại độ sâu 1,0 m dính ở hiện trường tính từ đỉnh đập.
3.1.3 Kết quả thí nghiệm xác định lực hút dính
Tại thời điểm đo, các giá trị của lực hút dính trong mái dốc một số công trình
thủy lợi ở miền Bắc Việt Nam có giá trị trong khoảng từ 30 ÷ 50 kPa. Ngoài ra,
tác giả cũng đã thí nghiệm xác định độ bão hòa S của đất tại các vị trí đo đạc
lực hút dính. Từ kết quả thực nghiệm của 37 điểm đo ở các mái dốc, xử lý
10
thống kê theo phương pháp bình phương nhỏ nhất thì quy luật này có dạng hàm
(3-1) số mũ với mức độ tương quan chặt chẽ theo như sau: (ua-uw)= 255,80e-0,0228S; R2=0,92
Trong đó: S là độ bão hòa (%); (ua – uw) là lực hút dính.
Hình 3.8 Quan hệ tương quan giữa lực hút dính và độ bão hòa trong mái dốc
công trình thủy lợi
3.2 Xác định SWCC bằng bình áp lực và đĩa tiếp nhận khí cao
3.2.1 Vị trí lấy mẫu thí nghiệm xác định SWCC
Các mẫu đất để thí nghiệm xác định SWCC là các mẫu nguyên dạng được lấy ở
độ sâu từ 1,0÷2,0 m ở các công trình đê hữu Cầu - Bắc Ninh, đập Khau Piều -
Lạng Sơn và đập Chúc Bài Sơn - Quảng Ninh.
Hình 3.17 Đê hữu Cầu
Hình 3.19 Đập Chúc Bài Sơn
Hình 3.18 Đập Khau Piều
3.2.2 Thí nghiệm xác định SWCC
Ước lượng SWCC của 3 loại đất thí nghiệm
Thí nghiệm xác định SWCC được thực hiện tại Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật,
Trường Đại học Thủy lợi theo các bước chính sau: (1) Bão hòa đĩa tiếp nhận khí cao; (2) Đưa mẫu vào dao vòng có chiều cao 2,0 cm và thể tích 60 cm3; (3)
11
Đặt mẫu thí nghiệm vào bình áp lực, tăng áp lực khí trong buồng lên 10 kPa, đo
lường khi khối lượng mẫu không đổi; (4) Tăng áp lực khí lên cấp áp lực cần
thiết, đo lường khi khối lượng mẫu không đổi.
3.2.3 Xác định hàm thấm từ SWCC
Từ kết quả ước lượng SWCC, sử dụng phương trình hàm thấm của Leong và
Hình 3.20 Đê hữu Cầu
Rahardjo (1997) để xác định hệ số thấm tại các giá trị lực hút dính khác nhau:
Hình 3.21 Đập Khau Piều Hình 3.22 Đập Chúc Bài Sơn
Hàm thấm của 3 loại đất thí nghiệm
3.3 Xác định cường độ kháng cắt của đất
Cường độ kháng cắt của đất được xác định theo cả 2 phương pháp là sử dụng
máy nén ba trục TRIAX50 của hãng Wykeham Farrance và máy cắt trực tiếp
kiểu ứng biến EDJ-2 của hãng ZheJiang TuGong tại Phòng thí nghiệm Địa kỹ
Hình 3.30 Đê hữu Cầu
thuật. Kết quả được tổng hợp trong các bảng và biểu đồ sau:
Hình 3.34 Đập Khau Piều
Hình 3.38 Đập Chúc Bài Sơn
Hình 3.33 Đê hữu Cầu
Mặt bao phá hoại của 3 loại đất thí nghiệm
Hình 3.37 Đập Khau Piều Hình 3.41 Đập Chúc Bài Sơn
Góc ma sát biểu kiến b của 3 loại đất thí nghiệm
12
Bảng 3.9 Bảng tổng hợp cường độ kháng cắt của 3 loại đất thí nghiệm
Thí nghiệm cắt phẳng Thí nghiệm nén 3 trục STT Loại đất
’ (độ) C’ (kN/m2) ’ (độ) C’ (kN/m2)
1 Đê hữu Cầu 16,2 17,8 14,6 16,9
2 Đập Khau Piều 18,8 14,3 20,1 8,1
3 Đập Chúc Bài Sơn 23,5 20,2 26,7 14,5
3.4 Kết luận chương 3
Chương 3 của luận án đã trình bày các kết quả nghiên cứu thực nghiệm xác
định các đặc trưng cơ bản của đất không bão hòa của một số loại đất đắp ở
miền Bắc Việt Nam. Tác giả đã cập nhật, bổ sung được 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 phương trình tương quan giữa lực hút dính (ua-uw) và độ bão hòa S.
Tác giả đã sử dụng bình áp lực khí cao và kỹ thuật tịnh tiến trục để thí nghiệm
xác định SWCC, đồng thời kiến nghị sử dụng hai tham số trong phương trình
MK lần lượt là ac =0,0005 và m=0,00002 để ước lượng SWCC cho một số loại
đất dính ở khu vực nghiên cứu trong trường hợp không có các số liệu thí
nghiệm xác định SWCC. Từ kết quả ước lượng SWCC, tác giả đã sử dụng
phương trình hàm thấm của Leong và Rahardjo (1997) để xác định hệ số thấm
tại các giá trị lực hút dính khác nhau.
Ngoài ra, tác giả cũng đã tiến hành thí nghiệm xác định cường độ kháng cắt cho
ba loại đất. Kết quả thí nghiệm cho thấy sự gia tăng của cường độ kháng cắt theo lực hút dính. Góc ma sát biểu kiến b của 3 loại đất đắp đê hữu Cầu, đập Khau Piều và đập Chúc Bài Sơn ở giá trị lực hút dính lớn lần lượt là 8,2o; 9,5 o và 9,4 o. Quy luật biến đổi b theo lực hút dính 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 b của đất
đắp đập Chúc Bài Sơn nhiều hơn và biên độ giảm cũng nhanh hơn.
13
CHƯƠNG 4 NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ẢNH HƯỞNG CỦA MƯA LÊN MÁI DỐC ĐẤT ĐẮP
4.1 Nghiên cứu chế tạo máng thí nghiệm
Trên cơ sở kế thừa các nghiên cứu trước đây, máng thí nghiệm được lựa chọn
cấu tạo dạng hình hộp chữ nhật với kích thước 150x50x70 cm. Máng thí
nghiệm được đặt trên một trục quay tự do ở giữa máng kết hợp với bệ đỡ ở hai
bên máng, đồng thời bố trí van xả mặt và đồng hồ đo lưu lượng (Hình 4.1).
b) Sơ đồ a) Hình ảnh thực tế
Hình 4.1 Cấu tạo máng thí nghiệm
4.2 Nghiên cứu chế tạo dàn tạo mưa
Dàn tạo mưa được chế tạo bằng máng nhựa mica dạng hình hộp chữ nhật với
kích thước 150x50x20 cm. Đáy máng được khoan tạo mặt khum lõm với đường
kính mũi khoan 2 mm, sau đó sử dụng mũi khoan đường kính 0,5 mm khoan
xuyên qua đáy máng. Ngoài ra, các đồng hồ đo lưu lượng cũng được gắn vào
các đầu cấp nước vào và đầu thoát nước ra của máng (Hình 4.2).
a) Hình ảnh thực tế b) Sơ đồ
Hình 4.2 Cấu tạo của dàn tạo mưa
14
4.3 Đo lường và thu thập dữ liệu lực hút dính
Trong nghiên cứu này, tác giả sử dụng căng kế 2100F-Remote Tensometer để
đo trực tiếp lực hút dính trong môi trường đất. Thiết bị này đã được thương mại
hóa và chế tạo bởi Công ty Soilmoisture Equipment Corp (Hình 4.3). Căng kế
được kết nối với cảm biến ứng suất và liên kết với thiết bị ghi đọc dữ liệu
Dataloger, cho phép thu thập liên tục giá trị lực hút dính (Hình 4.4).
Hình 4.4 Dataloger Hình 4.3 Căng kế 2100F-Remote Tensometer
Thiết bị đo và thu thập lực hút dính
4.4 Trình tự thí nghiệm
4.4.1 Chuẩn bị thí nghiệm
a) Hình ảnh thực tế b) Sơ đồ
Hình 4.9 Mô hình thí nghiệm mưa lên mái dốc
Ban đầu, điều chỉnh máng thí nghiệm ở trạng thái cân bằng. Sau đó, phủ lớp
dăm lọc dày 10 cm và phủ một lớp vải địa kỹ thuật lên trên lớp dăm lọc. Tiếp
đó, trộn đất ở độ ẩm tối ưu w = 10,85%, san thành từng lớp mỏng và tiến hành
15
đầm nén để đạt độ chặt yêu cầu. Sau đó sử dụng kích thủy lực để điều chỉnh
máng thí nghiệm về độ dốc thiết kế. Trong nghiên cứu này, độ dốc mái được
thay đổi 3 trường hợp ứng với hệ số mái m = 1,0; m = 2,0 và m = 4,0. Độ chặt
đất đắp cũng được thay đổi 4 trường hợp ứng với hệ số đầm chặt K = 0,70; K =
0,90; K = 0,95 và K=0,97 (Hình 4.9).
4.4.2 Thông số của mưa dùng trong thí nghiệm
Ở nghiên cứu này, tác giả lựa chọn kiểu mưa ngắn với cường độ lớn (HI) để
tiến hành thí nghiệm. Căn cứ theo dữ liệu thống kê trong QCVN 02:2009/BXD
và các trạm quan trắc khí tượng trong khu vực nghiên cứu, thì trận mưa điển
hình sử dụng trong thí nghiệm có cường độ mưa 105 mm/giờ và diễn ra liên
tục trong thời gian 2,0 giờ.
4.4.3 Tiến hành thí nghiệm
Ban đầu, mở van cấp nước vào dàn tạo mưa, chờ đến khi tạo thành dòng chảy
tràn ổn định thì bắt đầu cho nước mưa rơi lên mái dốc. Quá trình mưa được tiến
hành liên tục trong thời gian 2 giờ với cường độ mưa 105 mm/giờ cho tất cả các
chuỗi thí nghiệm. Trong quá trình thí nghiệm, tiến hành ghi chép và đo đạc
lượng nước mưa chảy tràn trên bề mặt mái dốc QT (lít/phút) sau từng đoạn thời
gian 5 phút trong 1,0 giờ mưa đầu tiên và 10 phút trong 1,0 giờ mưa tiếp theo.
4.5 Phân tích, đánh giá kết quả thí nghiệm
Từ các kết quả đo QT, tính toán Bảng 4.3 Bảng tổng hợp kết quả thí nghiệm tác động của mưa lên mái dốc được cường độ tràn RR. RR là tỷ
số giữa lượng nước chảy tràn QT chia cho diện tích bề mặt tràn (m2).
Tỷ lệ chảy tràn RC (%) được tính
bằng tỷ số giữa tổng lượng nước
tràn chia cho tổng lượng mưa của
cả trận mưa. Tỷ lệ thâm nhập RI
(%) là hiệu số của 100% và RC.
Kết quả được tổng hợp ở Bảng 4.3.
16
4.5.1 Ảnh hưởng của độ chặt đất đắp đến cường độ tràn
Kết quả thí nghiệm cho thấy quy luật chung của độ chặt đất đắp và cường độ
tràn đó là cường độ tràn giảm (hay cường độ mưa xâm nhập tăng) khi độ chặt
đất đắp giảm. Ảnh hưởng 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 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 4.10 Sự thay đổi của cường độ tràn khi hệ số mái m = 1 Hình 4.14 Sự thay đổi của cường độ tràn khi hệ số đầm chặt K =0,95
4.5.2 Ảnh hưởng của độ dốc mái đến cường độ tràn
Khi độ dốc mái tăng thì cường độ tràn tăng (hay cường độ mưa thâm nhập giảm
dần). Tuy nhiên sự ảnh hưởng là không lớn khi so sánh với độ chặt đất đắp.
4.5.3 Sự thay đổi của lực hút dính trong quá trình mưa và sau khi mưa
Để đánh giá sự thay đổi của lực hút dính trong mái dốc, tác giả đã lắp đặt căng
kế tại 2 vị trí ở độ sâu lần lượt là 10 cm và 35 cm tính từ bề mặt mái dốc.
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
mưa liên tục 2 giờ thì lực hút dính tại 2 điểm đo không thay đổi. Tuy nhiên, tại
độ sâu 10 cm thì lực hút dính bắt đầu giảm mạnh sau khi dừng mưa khoảng 0,5
giờ, quá trình này giảm liên tục cho đến khi sau khi dừng mưa khoảng 5,0 giờ
thì giữ ổn định ở giá trị 16,5kPa trong ngày đầu tiên sau khi dừng mưa. Sau đó
lực hút dính tại độ sâu 10 cm có xu thế tăng ngược trở lại, nguyên nhân là do
hiện tượng bốc hơi ở gần bề mặt mái dốc.
17
Hình 4.15 Sự thay đổi của lực hút dính sau thời gian mưa 1 ngày Hình 4.16 Sự thay đổi của lực hút dính sau thời gian mưa 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 mưa 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 22,5
kPa, cho đến sau khi dừng mưa khoảng 5,0 giờ thì giảm xuống còn 20,5 kPa.
Sau đó, lực hút dính ở độ sâu này không tăng ngược trở lại giống như ở độ sâu
10 cm mà tiếp tục giảm xuống với tốc độc rất chậm, cho đến 3 ngày sau khi
mưa thì lực hút dính tại vị trí này đạt giá trị 19,5 kPa.
4.6 Kết luận chương 4
Kết quả nghiên cứu cho thấy hiện tượng nước chảy tràn trên mái dốc chỉ bắt
đầu sau một khoảng thời gian mưa nhất định. Kết quả thực nghiệm cũng cho
thấy độ chặt đất đắp có mức độ ảnh hưởng tới cường độ tràn lớn hơn so với độ
dốc mái. Mặt khác, lượng nước mưa 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). Như vậy, lượng nước mưa thâm
nhập vào mái dốc khá nhỏ chỉ chiếm tỷ lệ từ 5% đến 32%.
Do mưa xâm nhập vào mái dốc, làm cho áp lực nước lỗ rỗng tăng tức là lực hút
dính trong đất giảm đi. Trong thời gian mưa, lực hút dính trong mái dốc có độ
chặt đất đắp lớn hầu như không thay đổi, tuy nhiên giảm rất nhanh khi kết thúc
mưa từ 0,5 đến 1,0 giờ. Sau đó lực hút dính có xu thế hồi phục trở lại nhưng tốc
độ tăng rất chậm.
18
CHƯƠNG 5 ỨNG DỤNG KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU TÍNH TOÁN CHO MỘT SỐ MÁI DỐC CÔNG TRÌNH THỦY LỢI
5.1 Đặt vấn đề
Ở chương này, tác giả tập trung vào việc ứng dụng các kết quả nghiên cứu từ
các chương trước để tính toán ổn định cho một số mái dốc đất đắp KBH dưới
ảnh hưởng của mưa. Các công trình thực tế được vận dụng tính toán ở trong
chương này là các mái dốc đất đắp của đê hữu Cầu, đập Khau Piều và đập Chúc
Bài Sơn.
5.2 Mái dốc đất đắp đê hữu Cầu
5.2.1 Kết quả tính toán ổn định mái dốc đê hữu Cầu khi không có mưa
Khi tính toán dựa trên cơ sở khoa học đất bão hòa thì hệ số ổn định mái dốc hạ
lưu đê hữu Cầu là Kmin = 1,281 (Hình 5.3). Nếu tính toán dựa trên cơ sở khoa
học đất KBH thì giá trị này tăng 1,9%, đạt Kmin = 1,305 (Hình 5.4). Khi đó điều
kiện về ổn định mái dốc được thỏa mãn theo TCVN 9902: 2016 với yêu cầu hệ
Hình 5.3 Trên cơ sở khoa học đất bão hòa
Hình 5.4 Trên cơ sở khoa học đất KBH
số ổn định mái đê là [K] = 1,30.
Hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu khi không có mưa
5.2.2 Ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc đê hữu Cầu
Dưới tác động của kiểu mưa HI đã dẫn đến sự giảm của hệ số ổn định mái dốc
hạ lưu. Hệ số ổn định mái dốc giảm từ ngưỡng an toàn Kmin = 1,305 về ngưỡng
không an toàn Kmin = 1,293 khi kết thúc mưa. Sau đó hồi phục trở lại nhưng
mức độ hồi phục hầu như không đáng kể sau khi dừng mưa 8,0 giờ (Hình 5.7).
Cũng giống như kiểu mưa HI, kiểu mưa LD cũng dẫn đến sự giảm của hệ số ổn
định mái dốc hạ lưu. Hệ số ổn định mái dốc giảm từ ngưỡng an toàn Kmin =
19
1,305 về ngưỡng không an toàn Kmin = 1,262 khi kết thúc mưa, tức là giảm
3,4%. Khi dừng mưa, hệ số ổn định mái dốc tăng ngược trở lại, nhưng tốc độ
khá chậm. Sau khi ngừng mưa một tuần, hệ số ổn định mái dốc vẫn chưa trở lại
Hình 5.7 Kiểu mưa HI
Hình 5.10 Kiểu mưa LD
ngưỡng an toàn (Hình 5.10).
Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc đê hữu Cầu khi có mưa
5.3 Mái dốc đất đắp đập Khau Piều
5.3.1 Kết quả tính toán ổn định mái dốc đập Khau Piều khi không có mưa
Khi tính toán dựa trên cơ sở khoa học đất bão hòa thì hệ số ổn định mái hạ lưu
đập Khau Piều là Kmin = 1,289 (Hình 5.11). Nếu tính toán dựa trên cơ sở khoa
học đất KBH thì giá trị này tăng 2,7%, đạt Kmin = 1,324 (Hình 5.14). Khi đó
điều kiện về ổn định mái dốc được thỏa mãn theo TCVN 8216: 2018 với yêu
cầu hệ số ổn định mái đập là [K] = 1,30.
Hình 5.11 Trên cơ sở khoa học đất bão hòa Hình 5.14 Trên cơ sở khoa học đất KBH
Hệ số ổn định mái dốc đập Khau Piều khi không có mưa
5.3.2 Ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc đập Khau Piều
Đối với kiểu mưa HI, hệ số ổn định mái dốc giảm từ ngưỡng an toàn Kmin =
1,324 về ngưỡng không an toàn Kmin = 1,280 (giảm 3,4%) khi kết thúc mưa,
20
nhưng sau đó hồi phục dần trở lại. Đặc biệt chỉ sau khi dừng mưa 3,0 giờ thì hệ
số ổn định mái dốc đã vượt ngưỡng an toàn (Hình 5.17).
Với kiểu mưa LD, hệ số ổn định mái dốc giảm nhanh trong khoảng 30 giờ đầu
tiên, sau đó duy trì ở Kmin = 1,117 (giảm 18,5%) khi dừng mưa. Tiếp đó, hệ số
ổn định mái dốc hồi phục trở lại khá nhanh trong khoảng 10 giờ đầu tiên, sau
đó tốc độ giảm dần. Sau khi ngừng mưa một tuần, hệ số ổn định mái dốc vẫn
chưa đạt ngưỡng an toàn (Hình 5.20).
Hình 5.17 Kiểu mưa HI Hình 5.20 Kiểu mưa LD
Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc đập Khau Piều khi có mưa
5.4 Mái dốc đất đắp đập Chúc Bài Sơn
5.4.1 Kết quả tính toán ổn định mái đập Chúc Bài Sơn khi không có mưa
Hình 5.23 Trên cơ sở khoa học đất bão hòa Hình 5.24 Trên cơ sở khoa học đất KBH
Hệ số ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn khi không có mưa
Khi tính toán dựa trên cơ sở khoa học đất bão hòa thì hệ số ổn định mái hạ lưu
đập Chúc Bài Sơn là Kmin = 1,505 (Hình 5.23). Khi tính toán trên cơ sở khoa
học đất KBH thì hệ số thì hệ số ổn định mái hạ lưu đập tăng 8,5% đạt tới Kmin =
1,633 (Hình 5.24). Mức độ chênh lệch hệ số ổn định mái dốc ở hai trường hợp
khá lớn là do trong phạm vi khối trượt thì vùng đất KBH có tỷ lệ diện tích
tương đối lớn so với vùng đất bão hòa.
21
5.4.2 Ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn
Dưới tác động của kiểu mưa HI, hệ số ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn giảm
từ Kmin = 1,633 về Kmin = 1,545 (giảm 5,7%) khi kết thúc mưa. Sau khi ngừng
mưa, hệ số ổn định mái dốc tăng ngược trở lại và đạt giá trị Kmin = 1,59 sau khi
ngừng mưa 8,0 giờ (Hình 5.27).
Với kiểu mưa LD, hệ số ổn định mái dốc giảm nhanh từ Kmin = 1,633 trong
khoảng 70 giờ đầu tiên, sau đó duy trì ở Kmin = 1,304 (giảm 20,1%) khi dừng
mưa. Tiếp đó, hệ số ổn định mái dốc hồi phục trở lại khá nhanh trong khoảng
20 giờ đầu tiên, sau đó tốc độ hồi phục giảm dần. Sau khi ngừng mưa một tuần,
hệ số ổn định mái dốc đạt giá trị Kmin = 1,51 (Hình 5.30).
Hình 5.30 Kiểu mưa LD Hình 5.27 Kiểu mưa HI
Sự thay đổi của hệ số ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn khi có mưa
5.5 Kết luận chương 5
Kết quả nghiên cứu đã cho thấy, khi tính toán trên cơ sở khoa học đất KBH thì
hệ số ổn định mái dốc hạ lưu của đê hữu Cầu, đập Khau Piều và đập Chúc Bài
Sơn tăng lần lượt là 1,9% ; 2,7% và 8,5% khi so với tính toán trên cơ sở khoa
học đất bão hòa. Cả hai kiểu mưa HI và LD đều có xu thế chung là làm giảm hệ
số ổn định mái dốc. Tuy nhiên, trong khi kiểu mưa 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 lượt là 1%; 3,4% và 5,7% thì kiểu mưa LD làm giảm hệ số ổn định mái
dốc lớn hơn nhiều với các giá trị lần lượt là 3,4%; 18,5% và 20,1%. Vì vậy,
kiểu mưa LD có xu thế gây mất ổn định mái dốc lớn hơn so với kiểu mưa HI.
22
KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
1. Các kết quả đạt được 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.
(2) Tác giả luận án đã cải tiến được quy trình đo đạc xác định lực hút dính của
đất ở hiện trường bằng phương pháp sử dụng căng kế. Đã tiến hành thực
nghiệm xác định được giá trị lực hút dính ở trong mái dốc một số công trình
thủy lợi ở miền Bắc Việt Nam. Đồng thời đề xuất biểu thức thực nghiệm tương
quan giữa lực hút dính và độ bão hòa.
(3) Tác giả đã tiến hành thực nghiệm và bổ sung được nguồn cơ sở dữ liệu về
các đặc trưng của đất không bão hòa cho một số loại đất ở miền Bắc Việt Nam
bao gồm đường cong SWCC, hàm thấm và cường độ kháng cắt. Từ các kết quả
thực nghiệm ban đầu, tác giả đã đề xuất công cụ ước lượng SWCC khi không
có các kết quả thí nghiệm xác định SWCC.
(4) Đã nghiên cứu chế tạo và ứng dụng thành công máng thí nghiệm và dàn tạo
mưa trong công tác thực nghiệm. Máng thí nghiệm và dàn tạo mưa có cấu tạo
đơn giản, thuận tiện sử dụng và khắc phục được một số nhược điểm của các
thiết bị tương đồng.
(5) Đã tiến hành thực nghiệm xác định được cơ chế nước mưa xâm nhập vào
mái dốc. Xác định được quy luật ảnh hưởng của độ chặt đất đắp và độ dốc mái
đến lượng nước lượng nước chảy tràn trên mái dốc cho một loại đất cụ thể.
(6) Đã tiến hành thực nghiệm xác định được cơ chế biến thiên của áp lực nước
lỗ rỗng trong mái dốc đất đắp trong quá trình mưa và sau khi dừng mưa cho
một loại đất cụ thể.
(7) Đã vận dụng được các kết quả nghiên cứu thực nghiệm kết hợp với mô hình
số để phân tích, đánh giá ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc đất không
bão hòa cho một số công trình thủy lợi thực tế.
23
2. Những tồn tại và hướng phát triển
2.1 Những tồn tại
(1) Do thời gian và kinh phí hạn chế, nên nghiên cứu mới chỉ tập trung cho một
số loại đất phân bố ở miền Bắc Việt Nam.
(2) Kết quả đánh giá ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái dốc mới chỉ xét được
sự biến đổi của áp lực nước lỗ rỗng kéo theo sự thay đổi cường độ kháng cắt và
hệ số ổn định mái dốc do nước mưa xâm nhập vào mái dốc, mà chưa nghiên
cứu được các tác động khác như bốc hơi, xói mòn.
(3) Nghiên cứu mới chỉ tiến hành thực nghiệm và mô phỏng cho kiểu mưa có
cường độ không đổi mà chưa thực hiện được đối với kiểu mưa có cường độ
thay đổi theo thời gian.
2.2 Hướng phát triển
(1) Bổ sung kết quả nghiên cứu cho các loại đất ở các vùng khác nhau để có
được bộ số liệu đầy đủ và hoàn chỉnh về đặc tính không bão hòa của đất ở Việt
Nam.
(2) Bổ sung nghiên cứu ảnh hưởng của các kiểu mưa, các kiểu bảo vệ mái dốc,
độ dốc và độ chặt của đất đắp để thiết lập được mối tương quan giữa lượng
nước mưa xâm nhập vào mái dốc và các yếu tố liên quan.
24
DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ
