Luận án Tiến sĩ Kĩ thuật: Nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý của đất đắp đập do ảnh hưởng của dòng thấm theo thời gian

ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

NGUYỄN THANH QUANG

NGHIÊN CỨU SỰ THAY ĐỔI TÍNH CHẤT CƠ LÝ CỦA ĐẤT ĐẮP ĐẬP DO ẢNH HƯỞNG CỦA DÒNG THẤM THEO THỜI GIAN

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

Đà Nẵng - 2021

ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

NGUYỄN THANH QUANG

NGHIÊN CỨU SỰ THAY ĐỔI TÍNH CHẤT CƠ LÝ CỦA ĐẤT ĐẮP ĐẬP DO ẢNH HƯỞNG CỦA DÒNG THẤM THEO THỜI GIAN

Chuyên ngành: Kỹ thuật xây dựng công trình thủy Mã số: 958.02.02

LUẬN ÁN TIẾN SĨ KỸ THUẬT

Người hướng dẫn khoa học 1. GS. TS. Nguyễn Thế Hùng 2. PGS. TS. Châu Trường Linh

Đà Nẵng - 2021

i

LỜI CAM ĐOAN

Tôi là Nguyễn Thanh Quang. Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu

của riêng tôi. Các nội dung và kết quả nghiên cứu trong Luận án là trung thực và chưa

được ai công bố trong bất kỳ công trình khoa học nào.

Tác giả

Nguyễn Thanh Quang

ii

LỜI CÁM ƠN

Đầu tiên Tác giả xin trân trọng và tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến Giáo sư, Tiến sĩ

Nguyễn Thế Hùng và Phó giáo sư, Tiến sĩ Châu Trường Linh, những người Thầy tâm

huyết đã tận tình hướng dẫn, động viên khích lệ, dành nhiều thời gian trao đổi và định

hướng cho Tác giả trong quá trình thực hiện luận án.

Tác giả cũng xin bày tỏ lòng biết ơn Ban Giám hiệu nhà trường, Khoa Xây

dựng Thủy Lợi-Thủy Điện, Khoa Xây dựng Cầu Đường, Phòng Đào tạo Đại học và

Sau đại học, thuộc Trường Đại học Bách Khoa, Đại học Đà Nẵng đã giúp đỡ và tạo

điều kiện cho Tác giả tiến hành nghiên cứu.

Cuối cùng Tác giả xin bày tỏ lòng biết ơn tới gia đình luôn sát cánh, động viên

Tác giả vượt qua mọi khó khăn để thực hiện luận án.

Tác giả

Nguyễn Thanh Quang

iii

MỤC LỤC

Trang

Trang phụ bìa

Lời cam đoan ................................................................................................................ i

Lời cám ơn .................................................................................................................. ii

Mục lục ...................................................................................................................... iii

Danh mục các bảng biểu ........................................................................................... vii

Danh mục các hình vẽ và đồ thị ................................................................................. ix

Danh mục các ký hiệu và chữ viết tắt ....................................................................... xv

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

1. Lý do chọn đề tài ................................................................................................. 1

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

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu ....................................................................... 3

4. Nội dung nghiên cứu ........................................................................................... 3

5. Phương pháp nghiên cứu ..................................................................................... 3

6. Bố cục của luận án .............................................................................................. 4

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN ..................................................................................... 5

1.1. Tổng quan về đặc điểm địa chất công trình ở khu vực miền Trung ................ 5

1.2. Tổng hợp các loại đất thường được sử dụng đắp đập ở khu vực miền Trung . 9

1.2.1. Aluvi cổ ..................................................................................................... 9

1.2.2. Đất sườn tàn tích – tàn tích trên nền đá trầm tích lục nguyên sét bội kết và

cát bội kết .......................................................................................................... 10

1.2.3. Đất sườn tàn tích – tàn tích trên nền bazan cổ ........................................ 11

1.2.4. Đất sườn tàn tích – tàn tích trên nền đá xâm nhập sâu ........................... 12

1.3. Tổng quan ảnh hưởng dòng thấm đến ổn định đập đất .................................. 13

1.3.1. Tình hình ổn định đập đất ....................................................................... 13

1.3.2. Các sự cố do ảnh hưởng dòng thấm qua đập .......................................... 15

1.4. Tình hình nghiên cứu về ảnh hưởng dòng thấm đến sự thay đổi tính chất cơ lý

đất đắp đập ............................................................................................................ 20

iv

1.4.1. Nghiên cứu trên thế giới .......................................................................... 20

1.4.2. Nghiên cứu ở Việt Nam .......................................................................... 24

1.5. Những vấn đề nghiên cứu của luận án ........................................................... 30

CHƯƠNG 2. THIẾT LẬP THIẾT BỊ MÔ PHỎNG SỰ THAY ĐỔI TÍNH

CHẤT CƠ LÝ ĐẤT ĐẮP ĐẬP DO TÁC ĐỘNG DÒNG THẤM THEO THỜI

GIAN ........................................................................................................................ 31

2.1. Đặt vấn đề ...................................................................................................... 31

2.2. Giới thiệu chung ............................................................................................. 32

2.2.1. Thí nghiệm nén ba trục ........................................................................... 32

2.2.2. Thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập do tác động

dòng thấm theo thời gian ................................................................................... 36

2.3. Thiết lập các điều kiện thí nghiệm ................................................................. 42

2.3.1. Xác định đường kính mẫu chế bị ............................................................ 42

2.3.2. Xác định khối lượng đất ở mẫu chế bị .................................................... 43

2.3.3. Xác định áp lực buồng ............................................................................ 44

2.3.4. Xác định áp lực dòng thấm ..................................................................... 45

2.3.5. Lựa chọn hình thức thí nghiệm ............................................................... 46

2.4. Quy trình thí nghiệm và định hướng các kết quả thí nghiệm......................... 46

2.4.1. Quy trình thí nghiệm ............................................................................... 46

2.4.2. Định hướng các kết quả thí nghiệm ........................................................ 48

2.5. Mô phỏng thuật toán xây dựng đồ thị sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do

ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian..................................................................... 49

2.6. Kết luận chương 2 .......................................................................................... 51

CHƯƠNG 3. THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH SỰ THAY ĐỔI TÍNH CHẤT CƠ

LÝ ĐẤT ĐẮP DO ẢNH HƯỞNG DÒNG THẤM THEO THỜI GIAN ........... 52

3.1. Vật liệu thí nghiệm ......................................................................................... 52

3.1.1. Chọn loại đất để nghiên cứu.................................................................... 52

3.1.2. Công tác lấy mẫu đất thí nghiệm ............................................................ 53

3.1.3. Các kết quả thí nghiệm vật liệu ............................................................... 54

v

3.2. Quy hoạch thực nghiệm ................................................................................. 57

3.3. Một số điều kiện thí nghiệm trên thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý

đất đắp do ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian ................................................... 61

3.3.1. Quá trình chế bị mẫu thí nghiệm ............................................................. 61

3.3.2. Quá trình bão hòa mẫu ............................................................................ 61

3.3.3. Quá trình thay đổi dòng thấm theo thời gian .......................................... 65

3.4. Kết quả thí nghiệm ......................................................................................... 69

3.4.1. Dung trọng đất đắp thay đổi theo thời gian............................................. 69

3.4.2. Cường độ sức chống cắt đất đắp thay đổi theo thời gian ........................ 72

3.4.3. Hệ số thấm đất đắp thay đổi theo thời gian ............................................. 75

3.5. Đối sánh kết quả thí nghiệm........................................................................... 76

3.5.1. Công trình hồ chứa nước Liên Trì – Bình Sơn – Quảng Ngãi ................ 76

3.5.2. Công trình hồ chứa nước Hố Hiểu – Sơn Tịnh – Quảng Ngãi................ 79

3.5.3. Công trình hồ chứa nước Đập Làng – Nghĩa Hành – Quảng Ngãi ......... 81

3.6. Kết luận chương 3 .......................................................................................... 84

CHƯƠNG 4. ĐÁNH GIÁ ỔN ĐỊNH ĐẬP CHÍNH HỒ CHỨA NƯỚC TẢ

TRẠCH THEO THỜI GIAN KHAI THÁC ......................................................... 85

4.1. Đặt vấn đề ...................................................................................................... 85

4.2. Lựa chọn phương pháp tính ổn định đập đất theo thời gian khai thác ........... 85

4.2.1. Lý thuyết tính toán ổn định đập đất ........................................................ 85

4.2.2. Phần mềm địa kỹ thuật tính toán ổn định đập đất ................................... 87

4.2.3. Lựa chọn công cụ tính toán ổn định đập đất theo thời gian khai thác .... 88

4.3. Đánh giá ổn định đập đất hồ chứa Tả Trạch theo thời gian khai thác ........... 89

4.3.1. Giới thiệu ................................................................................................. 89

4.3.2. Những căn cứ để tính toán ổn định đập theo thời gian khai thác............ 90

4.3.3. Kết quả tính toán ..................................................................................... 93

4.4. Kết luận chương 4 .......................................................................................... 96

KẾT LUẬN .............................................................................................................. 97

1. Kết quả đạt được của luận án ............................................................................ 97

vi

2. Những đóng góp mới của luận án ..................................................................... 98

3. Tồn tại và hướng nghiên cứu tiếp theo ............................................................. 98

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ ..................................................... 100

TÀI LIỆU THAM KHẢO .................................................................................... 101

PHẦN PHỤ LỤC ................................................................................................... 108

[1] [2] [3] [4] [5] [6] [7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] [19] [20] [21] [22] [23] [24] [25] [26] [27] [28] [29] [30] [31] [32] [33] [34] [35] [36] [37] [38] [39] [40] [41] [42] [43] [44] [45] [46] [47] [48] [49] [50] [51] [52] [53] [54] [55] [56] [57] [58] [59] [60] [61] [62] [63] [64] [65] [66] [67] [68] [69] [70] [71] [72] [73] [74] [75] [76]

vii

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Số hiệu Tên bảng Trang

Bảng 1.1 Trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của đất đầm lầy aluvi cổ 9

Bảng 1.2 10 Trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của đất trên nền đá trầm tích lục nguyên

Bảng 1.3 Trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của đất trên nền bazan cổ 12

Bảng 1.4 13 Trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của đất trên nền đá thâm nhập sâu

Bảng 1.5 Độ ẩm tối ưu và dung trọng khô tối ưu của một số loại đất 24

Bảng 1.6 Sự thay đổi sức chống cắt của các mẫu đất chế bị 25

Bảng 1.7 25 Mức độ giảm góc ma sát trong và giảm lực dính của đất từ trạng thái khô đến trạng thái bão hòa

Bảng 1.8 26 Kết quả thí nghiệm thấm của đất nguyên dạng từ lõi đập Thuận Ninh

Bảng 1.9 26 So sánh hệ số thấm của đất loại sét có tính trương nở trong thân đập

Bảng 2.1 42 Các cỡ đường kính mẫu thường được sử dụng trong thí nghiệm nén ba trục

Bảng 2.2 43 Kích thước hạt lớn nhất với từng cỡ mẫu trong thí nghiệm nén ba trục

Bảng 2.3 Xác định khối lượng đất (m) đưa đưa vào khuôn 44

45 Bảng 2.4 Bảng tra hệ số K0 phụ thuộc vào loại đất

Bảng 3.1 Quy hoạch số lượng mẫu thí nghiệm 58

Bảng 3.2 Khối lượng đất đưa vào khuôn chế bị mẫu 61

Bảng 3.3 69 Kết quả thí nghiệm dung trọng đất đắp (γt) thay đổi theo thời gian (đơn vị: kN/m3)

viii

Bảng 3.4 72 Kết quả thí nghiệm lực dính đất đắp (Ct) thay đổi theo thời gian (đơn vị: kN/m2)

Bảng 3.5 73 Kết quả thí nghiệm góc ma sát trong đất đắp (φt) thay đổi theo thời gian (đơn vị: độ)

Bảng 3.6 75 Kết quả thí nghiệm hệ số thấm Kt thay đổi theo thời gian (đơn vị: cm/s)

Bảng 3.7 Bảng chỉ tiêu cơ lý vật liệu dùng để đắp đập Liên Trì [3] 77

Bảng 3.8 Bảng chỉ tiêu cơ lý vật liệu đắp đập Hồ Hiểu [4] 79

Bảng 3.9 Bảng chỉ tiêu cơ lý vật liệu đất đắp Đập Làng [5] 82

Bảng 4.1 Bảng chỉ tiêu cơ lý lớp đất nền ở mặt cắt tính toán 91

Bảng 4.2 91 Bảng chỉ tiêu cơ lý khối vật liệu xây dựng đập ở mặt cắt ngang tính toán

Bảng 4.3 Các thời kỳ tính toán ổn định đập theo thời gian 92

Bảng 4.4 95 Kết quả tính toán ổn định đập Tả Trạch thời kỳ khai thác hồ chứa (thời điểm t = 100 năm)

ix

DANH MỤC CÁC HÌNH VẼ VÀ ĐỒ THỊ

Số hiệu Tên hình vẽ Trang

Hình 1.1 Cột địa tầng vùng trầm tích sông cổ và trẻ - aQ 5

Hình 1.2 6 Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá bazan trẻ

Hình 1.3 6 Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá phún trào

Hình 1.4 7 Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá bazan cổ

Hình 1.5 8 Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá xâm nhập

Hình 1.6 8 Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá lục nguyên

Hình 1.7 14 Các dạng đổ vỡ tiềm năng đối với các công trình thủy lợi bằng đất đắp [56]

Hình 1.8 Rò rỉ qua thân đập [29] 16

Hình 1.9 Rò rỉ qua nền đập [29] 17

Hình 1.10 Đổ vỡ công trình do hiện tượng xói trong [56] 18

Hình 1.11 21 Mô hình nghiên cứu xói ngầm của Lin Ke và Akihiro Takahashi (2014) [62]

Hình 1.12 22 Mô hình nghiên cứu xói dạng lỗ của R. Awal và cộng sự (2011) [74]

Hình 1.13 23 Sơ đồ lắp đặt và mặt cắt ngang mô hình nghiên cứu xói do tràn đỉnh [71]

x

Hình 1.14 23 Mô hình nghiên cứu xói do tràn đỉnh của P.K. Bhattarai và cộng sự (2014) [71]

Hình 1.15 27 Hình ảnh của các mẫu đất được chế bị vào ống mẫu trước khi được ngâm vào bể chứa ngập nước [28]

Hình 1.16 28 Độ tăng dung trọng tự nhiên (γ) do sự tăng độ ẩm (W) của đất trong quá trính ngấm nước [10]

Hình 1.17 29 Độ giảm góc ma sát trong (φ) do sự tăng độ ẩm (W) của đất trong quá trình ngấm nước [10]

Hình 1.18 29 Độ giảm lực dính (C) do sự tăng độ ẩm (W) của đất trong quá trình ngấm nước [10]

Hình 2.1 Sơ đồ quá trình thí nghiệm TCT tiêu chuẩn 33

Hình 2.2 33 Sơ đồ thiết bị thí nghiệm xói trong của Kenney và Lau (1985) [57]

Hình 2.3 Mô hình thí nghiệm của Rochim và cộng sự (2017) [75] 34

Hình 2.4 Mô hình thí nghiệm của Chang and Zhang (2011) [40] 35

Hình 2.5 Mô hình thí nghiệm của Nguyen và cộng sự (2019) [70] 35

Hình 2.6 36 Sơ đồ quá trình thí nghiệm TCT xét ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian

Hình 2.7 36 Thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do tác động dòng thấm theo thời gian

Hình 2.8 37 Cấu tạo buồng nén ba trục có dòng thấm qua mẫu đất thí nghiệm

37 Hình 2.9 Lắp đặt mẫu đất vào mô hình

38 Hình 2.10 Máy bơm áp lực cao

xi

Hình 2.11 Bình tích áp và hệ thống điều khiển tự động 38

Hình 2.12 Đế trên và đế dưới có đường kính 35mm 39

Hình 2.13 Đá thấm có đường kính 35mm 39

Hình 2.14 Tủ điều khiển 40

Hình 2.15 40 Thiết bị TCT hãng Geocomp – Mỹ tại Phòng thí nghiệm trường Đại học Bách khoa Đà Nẵng

Hình 2.16 Đế buồng ba trục được chế tạo thuận tiện lắp đặt mẫu thử 41

Hình 2.17 Buồng chứa và bộ phận lọc nước 41

Hình 2.18 Tổng thể thiết bị mô phỏng 42

Hình 2.19 Khuôn chế bị mẫu đất 43

Hình 2.20 Các áp lực tại vị trí điểm nghiên cứu 44

Hình 2.21 47 Sơ đồ thí nghiệm trên thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do tác động dòng thấm theo thời gian

Hình 2.22 49 Các bước xây dựng biểu đồ quan hệ tính chất cơ lý đất đắp theo thời gian

Hình 2.23 50 Lưu đồ biểu diễn đồ thị sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian

Hình 2.24 51 Đồ thị xác định hàm hồi quy tính chất cơ lý thay đổi theo thời gian

Hình 3.1 54 Vị trí lấy mẫu (vùng 5 mở rộng của mỏ VĐ2) – Công trình hồ chứa nước Tả Trạch tỉnh Thừa Thiên Huế

xii

Hình 3.2 Cân khối lượng đất và chế bị mẫu 55

Hình 3.3 Mẫu được lắp vào buồng nén ba trục 56

Hình 3.4 Thí nghiệm nén ba trục trên thiết bị TCT 56

Hình 3.5 Mẫu đất thí nghiệm sau khi được chế bị 61

Hình 3.6 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa mẫu 1 62

Hình 3.7 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa mẫu 2 63

Hình 3.8 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa mẫu 3 64

Hình 3.9 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa mẫu 64

Hình 3.10 65 Mặt cắt ngang đập chính hồ chứa nước Tả Trạch, tỉnh Thừa Thiên Huế

Hình 3.11 65 Áp lực ngang và áp lực đứng tại điểm nghiên cứu trên mặt cắt ngang đập chính hồ chứa nước Tả Trạch, tỉnh Thừa Thiên Huế

Hình 3.12 66 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng thấm cho mẫu 1 (theo điều kiện thực tế)

Hình 3.13 67 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng thấm cho mẫu 2 (theo điều kiện thực tế)

Hình 3.14 67 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng thấm cho mẫu 3 (theo điều kiện thực tế)

Hình 3.15 68 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng thấm mẫu 1 (theo điều kiện tăng áp lực thấm)

Hình 3.16 68 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng thấm mẫu 2 (theo điều kiện tăng áp lực thấm)

xiii

Hình 3.17 69 Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng thấm mẫu 3 (theo điều kiện tăng áp lực thấm)

Hình 3.18 70 Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi dung trọng theo thời gian

Hình 3.19 71 Biểu đồ biểu diễn khối lượng đất xói tích lũy (Σmerosion) theo thời gian

Hình 3.20 Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi lực dính theo thời gian 72

Hình 3.21 73 Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi góc ma sát trong theo thời gian

Hình 3.22 74 Biểu đồ tương quan sự thay đổi giữa dung trọng và sức chống cắt đất đắp theo thời gian

Hình 3.23 Biểu diễn các giai đoạn ảnh hưởng dòng thấm lên mẫu thử 75

Hình 3.24 76 Hiện trạng đỉnh đập và mái thượng lưu hồ chứa nước Liên Trì

Hình 3.25 78 Biểu đồ đánh giá sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian của vật liệu đắp đập Liên Trì

Hình 3.26 79 Hiện trạng đỉnh đập và mái thượng lưu hồ chứa nước Hồ Hiểu

Hình 3.27 80 Biểu đồ đánh giá sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian của vật liệu đắp đập Hồ Hiểu

Hình 3.28 Hiện trạng Đập Làng tỉnh Quảng Ngãi 82

Hình 3.29 83 Biểu đồ đánh giá sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian của vật liệu đất đắp Đập Làng

Hình 4.1 Toàn cảnh đập Tả Trạch, tỉnh Thừa Thiên Huế [8] 90

Hình 4.2 90 Mặt cắt ngang đại diện đập nhiều khối Tả Trạch - tỉnh Thừa Thiên Huế

xiv

Hình 4.3 93 Kết quả tính thấm mặt cắt ngang đập Tả Trạch - Trường hợp 1

Hình 4.4 94 Kết quả tính ổn định mặt cắt ngang đập Tả Trạch - Trường hợp 1

Hình 4.5 94 Kết quả tính thấm mặt cắt ngang đập Tả Trạch - Trường hợp 2

Hình 4.6 95 Kết quả tính ổn định mặt cắt ngang đập Tả Trạch - Trường hợp 2

xv

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT

Ký hiệu Thứ nguyên Chú giải ký hiệu

cm2/kG Hệ số nén lún của đất a

Không thứ nguyên Đất trầm tích, bồi tích sông (alluvi) aQ

kG/cm2 Lực dính của đất C

Không thứ nguyên Thí nghiệm nén ba trục cố kết thoát nước CD

Không thứ nguyên Thí nghiệm nén ba trục cố kết không thoát nước CU

mm Kích cở hạt đất d

Không thứ nguyên Hệ số rỗng của đất e

Không thứ nguyên Hệ số rỗng ban đầu của đất e0

Không thứ nguyên Hệ số rỗng bé nhất của mẫu đất emin

Không thứ nguyên Hệ số rỗng lớn nhất của mẫu đất emax

kG/cm2 Mô đun tổng biến dạng của đất E0

edQ Không thứ nguyên Đất sườn tàn tích (eluvi – deluvi)

eQ Không thứ nguyên Đất tàn tích (eluvi)

tử hữu hạn (Finite FEM Không thứ nguyên Phương pháp phần Element Method)

% Độ bão hòa nước của đất G

% Chỉ số dẻo của đất dính IP

% Độ sệt của đất dính IL

ICOLD Không thứ nguyên International Commission on Large Dams

Không thứ nguyên Hệ số đầm chặt K

cm/s Hệ số thấm của đất Kt

m Độ sâu của điểm nghiên cứu h

xvi

(Limit LEM Không thứ nguyên Phương pháp cân bằng giới hạn Equilibrium Method)

QCVN Không thứ nguyên Quy chuẩn Việt Nam

t Năm, tháng, giờ Thời gian

TCT Không thứ nguyên Thí nghiệm nén ba trục (Triaxial compresion test)

TCVN Không thứ nguyên Tiêu chuẩn Việt Nam

% Độ ẩm của đất W

% Độ ẩm giới hạn chảy của đất WL

% Độ ẩm giới hạn dẻo của đất WP

% Độ ẩm thích hợp khi đầm vật liệu đất Wop

% Độ ẩm chế bị mẫu đất Wcb

m Độ sâu của điểm nghiên cứu tính từ mặt chuẩn z

g/cm3, T/m3 Dung trọng tự nhiên của đất, dung trọng ẩm γ

g/cm3, T/m3 Dung trọng khô γc

tk

g/cm3, T/m3 γcmax Dung trọng khô lớn nhất theo kết quả thí nghiệm đầm nén Proctor

g/cm3, T/m3 Dung trọng khô thiết kế γc

g/cm3, T/m3 Dung trọng của nước γw

Không thứ nguyên Tỷ trọng hạt đất ∆

độ Góc ma sát trong của đất φ

kG/cm2 Sức chống cắt của đất τ

% Mức độ thay đổi lực dính của đất ηC

% Mức độ thay đổi góc ma sát trong của đất ηφ

% Mức độ thay đổi hệ số thấm của đất ηKt

kN/m2 Áp lực buồng tính toán σz

kN/m2 Áp lực dòng thấm tính toán σt

xvii

TƯƠNG QUAN GIỮA CÁC ĐƠN VỊ DÙNG TRONG LUẬN ÁN VỚI CÁC ĐƠN VỊ HỆ SI

Đơn vị Tương quan với đơn vị hệ SI

Tên gọi các đại lượng Tên gọi Ký hiệu Chính xác Làm tròn

Chiều dài Centimét 10-2m cm

Lực Kilogam – lực 9,80665N 10N kG

kG/cm2 0,098Mpa 105Pa

Kilogam – lực trên centimét vuông

T/m2 9806.65Pa 104Pa Tải trọng phân bố bề mặt và các ứng suất (sức chống cắt) Tấn – lực trên mét vuông

g/cm3 9,80665kN/m3 10kN/m3 Gam – lực trên centimét khối

Trọng lượng riêng

T/m3 9,8065kN/m3 10kN/m3 Tấn – lực trên mét khối

1

MỞ ĐẦU

1. Lý do chọn đề tài

Đập đất thường là hạng mục chính của công trình hồ chứa nước, là loại hình

công trình thủy lợi được xây dựng nhiều tại các tỉnh miền Trung Việt Nam, nhằm

cung cấp nước tưới phục vụ sản xuất nông nghiệp, công nghiệp, sinh hoạt, phát điện

và nhiều ngành kinh tế khác. Vấn đề mất ổn định đập có thể xảy ra do những nguyên

nhân khác nhau như: điều kiện địa hình địa chất và vật liệu xây dựng, điều kiện thủy

lực như: thấm qua thân đập khi hồ chứa tích nước ở mực nước cao, khi nước hồ rút

nhanh,... Việc đảm bảo an toàn cho đập đất trong mọi trường hợp khai thác hồ chứa

là điều kiện bắt buộc.

Việt Nam có hàng ngàn hồ chứa nước; đặc biệt các hồ chứa xây dựng trước

năm 2000, thiết kế - thi công theo tiêu chuẩn cũ (TCVN 5060:1990), nhiều hạng mục

công trình đã xây dựng chưa được đầu tư đồng bộ, thiếu tài liệu tính toán, kinh nghiệm

thiết kế, thi công đập còn hạn chế, sau thời gian khai thác vận hành đến nay nhiều hồ

bị xuống cấp, tiềm ẩn các nguy cơ mất an toàn. Theo báo cáo “Hiện trạng an toàn

đập, hồ chứa nước” của Bộ Nông Nghiệp và Phát Triển Nông Thôn, tính đến năm

2018 có 1200/6648 đập, hồ chứa nước bị hư hỏng, xuống cấp và thiếu khả năng xả lũ

cần sớm được sửa chữa nâng cấp [8].

Trong TCVN 8216:2009 – Thiết kế đập đất đầm nén thì: đập đất phải đáp ứng

yêu cầu ổn định trong mọi điều kiện làm việc, trong thời gian thi công cho đến khi

khai thác sử dụng. Đập đất phải được đảm bảo điều kiện ổn định thấm trong nền đập,

thân đập, hai vai đập vùng bờ tiếp giáp và mang của các công trình đặt trong thân đập

để không gây ra thấm vượt quá vận tốc cho phép, gây xói ngầm, bóc cuốn trôi vật

liệu uy hiếp tính bền vững và tuổi thọ công trình [24]. Từ đó cho thấy, trong quá trình

thiết kế đập đất, việc kiểm tra điều kiện ổn định mái dốc cho đập là hết sức cần thiết.

Tuy nhiên, từ trước đến nay trong tính toán ổn định của đập đều dựa trên các thông

số vật liệu đầu vào là tất định; các thông số đầu vào như tính chất cơ lý của đất (γ, C,

φ,...) đều lấy một giá trị trung bình chung cho mọi vị trí trên mặt phá hoại của mái

2

dốc và chưa xét đến yếu tố thay đổi khi có ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian.

Trong thực tế thì các tính chất cơ lý của đất thay đổi rất phức tạp. Cụ thể là,

trong giai đoạn thi công, đất trong thân đập sau khi đầm nén xong thường đạt được

các chỉ tiêu vật lý và cơ học theo thiết kế, khối đất đắp đạt độ bão hòa G = (0,75 ÷

0,85) và có sức chống cắt khá cao. Khi hồ tích nước, giai đoạn vận hành hồ chứa,

khối đất đắp dần dần ngấm nước và độ bão hòa khối đất được nâng cao. Một số tính

chất đặc biệt của đất đắp khi tiếp xúc với nước theo thời gian như: tính trương nở,

tính tan rã, tính lún ướt, tính co ngót, tính xói rửa sẽ làm giảm sức chống cắt của đất

đắp đập. Điều này sẽ làm tính ổn định của đập giảm. Vì vậy, khi thiết kế cần phải

kiểm tra thêm trường hợp ổn định công trình theo điều kiện xét đến ảnh hưởng dòng

thấm theo thời gian.

Do vậy, đề tài luận án được lựa chọn là “Nghiên cứu sự thay đổi tính chất

cơ lý của đất đắp đập do ảnh hưởng của dòng thấm theo thời gian”, luận án khảo

sát sự thay đổi một số tính chất cơ lý của đất dùng để đắp đập dưới ảnh hưởng của

dòng thấm xảy ra sau thời gian dài nhằm góp phần nâng cao an toàn và hiệu quả đầu

tư xây dựng cho các công trình hồ chứa nước ở miền Trung Việt Nam trong quá trình

khai thác.

2. Mục tiêu nghiên cứu

Với tiêu đề của Luận án là “Nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý của đất đắp

đập do ảnh hưởng của dòng thấm theo thời gian”, mục tiêu nghiên cứu của đề tài chỉ

tập trung các vấn đề sau:

- Xây dựng được thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý của đất đắp do

ảnh hưởng của dòng thấm theo thời gian cho một số loại đất thường dùng để đắp đập

ở miền Trung Việt Nam.

- Thực nghiệm xác định các thông số, các chỉ tiêu cơ lý của đất đắp đập trước

và sau khi đưa vào khai thác; Từ đó, thiết lập được phương trình hồi quy biểu diễn sự

thay đổi các tính chất cơ lý của đất theo thời gian khi chịu tác dụng của dòng thấm,

nhằm phục vụ công tác thiết kế đập đất và cảnh báo an toàn đập cho các công trình

hồ chứa nước ở miền Trung Việt Nam trong quá trình khai thác.

3

3. Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu: Luận án tập trung nghiên cứu sự thay đổi một số tính

chất cơ lý đất đắp đập do ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian gây ra khi hồ chứa khai

thác của một số đập ở khu vực miền Trung Việt Nam.

Phạm vi nghiên cứu:

- Loại đất đắp đập thường được sử dụng ở khu vực miền Trung Việt Nam.

- Chỉ nghiên cứu sự thay đổi một số tính chất cơ lý đất đắp gồm: lực dính (C),

góc ma sát trong (φ), hệ số thấm (Kt) và dung trọng (γ).

4. Nội dung nghiên cứu

Nội dung nghiên cứu của Luận án gồm:

- Nghiên cứu lý thuyết: Tổng quan những vấn đề về đặc điểm địa chất công

trình, các loại đất đắp đập, tình hình ổn định đập đất khu vực miền Trung Việt Nam

và những nghiên cứu trong và ngoài nước về ảnh hưởng của dòng thấm đến ổn định

đập đất theo thời gian;

- Nghiên cứu thực nghiệm: Xây dựng thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất

cơ lý của đất đắp do tác động dòng thấm theo thời gian; Thí nghiệm nghiên cứu sự

thay đổi tính chất đất như: lực dính (C), góc ma sát trong (), hệ số thấm (Kt), dung

trọng (γ) của các loại đất sét thường gặp trong đập đất khu vực miền Trung có xét đến

ảnh hưởng của dòng thấm theo thời gian;

- Nghiên cứu bằng mô hình số: tính toán xác định hệ số ổn định của đập đất

khi có xét đến ảnh hưởng của dòng thấm theo thời gian.

5. Phương pháp nghiên cứu

Luận án chọn các phương pháp nghiên cứu:

- Nghiên cứu lý thuyết: Tổng quan các kết quả nghiên cứu liên quan đến đề

tài; trên cơ sở đó lựa chọn hướng nghiên cứu của luận án;

- Nghiên cứu thực nghiệm: Tiến hành thực hiện các thí nghiệm để xác định

các thay đổi tính chất cơ lý của đất dưới ảnh hưởng của dòng thấm theo thời gian ở

trong phòng thí nghiệm. Nghiên cứu, tổng hợp các kết quả khảo sát thực nghiệm

ngoài hiện trường tại các công trình thực tế trong khu vực nghiên cứu để đối sánh;

4

- Ứng dụng phương pháp số cho bài toán tính thấm qua đập đất, phân tích ổn

định đập đất theo thời gian khai thác hồ chứa nước.

6. Bố cục của luận án

Ngoài phần mở đầu và kết luận, Luận án gồm 4 chương được trình bày theo

bố cục cụ thể như sau:

Chương 1 – Tổng quan: Trình bày tổng quan những vấn đề về đặc điểm địa

chất công trình, các loại đất đắp đập, tình hình ổn định đập đất khu vực miền Trung

Việt Nam và tổng quan về tình hình nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp

đập liên quan đến Luận án từ các tài liệu trong và ngoài nước.

Chương 2 – Thiết lập thiết bị mô phỏng: Giới thiệu thiết bị được chế tạo để

xác định sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập chịu ảnh hưởng của dòng thấm theo

thời gian. Thiết bị này được phát triển từ mô hình thí nghiệm cắt ba trục. Với quy

trình vận hành của thiết bị này, ảnh hưởng của dòng thấm trong đập đất đến tính chất

cơ lý đất đắp sẽ được đánh giá.

Chương 3 – Nghiên cứu thực nghiệm: Trình bày kết quả thí nghiệm bằng đồ

thị kết quả sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập theo thời gian và so sánh với các

kết quả nghiên cứu khác.

Chương 4 – Mô phỏng số: Áp dụng mô hình số để giải bài toán thấm, ổn định

cho đập đất theo thời gian khai thác theo sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập theo

thời gian.

5

Chương 1

TỔNG QUAN

Khi chọn địa điểm để đắp đập làm hồ chứa cần phải nghiên cứu, khảo sát các

yếu tố địa hình, địa chất công trình và địa chất thủy văn tại khu vực đó. Nếu nguồn

vật liệu đắp đập là đất thì cần phải xem xét đến từng loại đất khác nhau và những đặc

điểm cơ lý liên quan đến quá trình thi công và vận hành hồ chứa. Tất cả những vấn đề

nêu trên nhằm mục đích đảm bảo sự ổn định lâu dài cho công trình hồ chứa nước.

1.1. Tổng quan về đặc điểm địa chất công trình ở khu vực miền Trung

Theo kết quả nghiên cứu đã được công bố [14], [15], [16] có thể chia khu vực

miền Trung thành sáu vùng địa chất căn cứ theo tính chất cơ lý, chiều dày lớp phủ

phong hóa trên đá gốc, đặc điểm địa tầng thạch học như sau:

- Vùng I – Các trầm tích sông cổ và trẻ - aQ

Đất vùng này thường tập trung ở các thung lũng sông lớn, sông nhỏ trong toàn

khu vực miền Trung (sông Pô Cô, sông Pa, sông Hương,…). Các trầm tích sông hiện

đại phân bố ở lòng sông và bãi bồi, nói chung chúng chưa được cố kết tự nhiên tốt.

Các lớp đất được tìm thấy ở đây là bùn sét, bùn sét pha, cát ở trạng thái xốp rời. Cột

địa tầng tổng quát và một số chỉ tiêu cơ học, vật lý thể hiện như ở Hình 1.1.

Hình 1.1. Cột địa tầng vùng trầm tích sông cổ và trẻ - aQ

- Vùng II – Sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá bazan trẻ-βQII-IV

Đất vùng này thường tập trung ở Long Khánh, Khánh Hòa,… chiều dày lớp

6

sườn tàn tích và tàn tích rất mỏng (khoảng 1÷5m) và thường lẫn tảng phong hóa sót

bên trong. Do phong hóa muộn chưa đủ thời gian để đá biến triệt để thành đất nên

lớp phủ này thường là sét pha lẫn dăm đá gốc, độ cứng chắc không đều. Bên dưới lớp

phủ này là lớp bazan độ rỗng và chiều dày lớp phân bố không theo quy luật. Cột địa

tầng tổng quát và một số chỉ tiêu cơ học, vật lý thể hiện như ở Hình 1.2.

Hình 1.2. Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá bazan trẻ

- Vùng III – Sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá phún trào (Đaxit,

Andezit, Riolit-J3-KI)

Đất vùng này phân bố rải rác, phổ biến nhưng gián đoạn khắp nơi trên khu vực

nghiên cứu, chiều dày lớp phong hóa này không dày (khoảng từ 1÷5m) nên thường

không sử dụng và ít được nghiên cứu. Cột địa tầng tổng quát và một số chỉ tiêu cơ

học, vật lý thể hiện như ở Hình 1.3.

Hình 1.3. Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá phún trào

7

- Vùng IV – Sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá bazan cổ-βN2-QI

Đất vùng này thường tập trung ở các tỉnh Tây Nguyên và vùng giáp ranh các

tỉnh Đắk Lắk, Gia Lai… Chiều dày lớp sườn tích, tàn tích khá lớn (10÷30m) tùy thuộc

vị trí địa lý, địa hình. Phần đá gốc thường là bazan đặc xít có xen lẫn ít bazan lỗ rỗng.

Loại tàn tích, sườn tàn tích trên đá bazan cổ được sử dụng làm vật liệu đắp đập ở

nhiều công trình thực tế. Cột địa tầng tổng quát và một số chỉ tiêu cơ học, vật lý thể

hiện như ở Hình 1.4.

Hình 1.4. Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá bazan cổ

- Vùng V – Sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá xâm nhập

Đất vùng này phân bố rộng rãi và khá liên tục trong khu vực nghiên cứu. Chiều

dày lớp phong hóa dày nên được nghiên cứu kỹ. Cột địa tầng tổng quát và một số chỉ

tiêu cơ học, vật lý thể hiện như ở Hình 1.5.

8

Hình 1.5. Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá xâm nhập

- Vùng VI – Sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá lục nguyên sét bội kết,

cát bội kết-J1-2

Đất vùng này phân bố rộng rãi và khá liên tục trong khu vực nghiên cứu. Đặc

điểm của tầng phong hóa này là nếu được phân bố trên vùng đồi thoải thì lớp trên mặt

- edQ có lẫn nhiều dăm laterite, nếu được phân bố trên vùng sườn dốc thì hàm lượng

laterite không đáng kể. Cột địa tầng tổng quát và một số chỉ tiêu cơ học, vật lý thể

hiện như ở Hình 1.6.

Hình 1.6. Cột địa tầng vùng sườn tàn tích-edQ và tàn tích-eQ trên đá lục nguyên

9

1.2. Tổng hợp các loại đất thường được sử dụng đắp đập ở khu vực miền

Trung

Miền Trung có đặc điểm địa hình là sườn Đông dốc đứng, sườn Tây thoải dần

sang phía Lào và Campuchia; đặc điểm khí hậu và lượng mưa thay đổi nhiều trong

năm: mùa mưa thì lượng mưa rất lớn, ngược lại vào mùa khô lượng mưa khá nhỏ. Vì

vậy, đắp đập tạo ra các hồ chứa được biết đến như là phương pháp hiệu quả nhất để

quản lý, khai thác tổng hợp và sử dụng hiệu quả nguồn nước, phương pháp này đã có

những đóng góp lớn và tích cực cho sự phát triển của xã hội.

Có thể chia toàn bộ đất phân bố trên khu vực nghiên cứu làm hai loại theo

nguồn gốc khác nhau: đất aluvi và đất sườn tàn tích, tàn tích trên các nền đá có thành

phần thạch học khác nhau. Theo kết quả nghiên cứu đã được công bố [14], [15], khu

vực miền Trung có bốn loại đất thường được sử dụng cho việc đắp đập, gồm có:

1.2.1. Aluvi cổ

Loại đất này có hàm lượng sét 15÷35%, các chỉ tiêu cơ lý rất tốt được sử dụng

chính khi đắp các khối chống thấm của đập. Theo hồ sơ khảo sát công trình Bản Mồng

- Nghệ An và Ngàn Tươi - Hà Tĩnh có tên gọi là lớp 2a; Công trình Tả Trạch - Thừa

Thiên Huế có tên gọi 2b,... Ở điều kiện tự nhiên, đất có dung trọng khô γc = 1,4÷1,6

T/m3, độ ẩm W = 20÷25%, trạng thái dẻo cứng đến cứng. Khi bão hòa nước có các

thông số chống cắt φ = 16°÷20°, C = 0,10÷0,4 kG/cm2, hệ số thấm Kt = 10-4÷10-5

cm/s (Bảng 1.1).

Bảng 1.1. Trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của đất đầm lầy aluvi cổ

Lớp đất đầm lầy aluvi cổ Bùn sét, bùn sét pha ehQ Đất sét, sét pha bậc I,II aQ

Thành phần cỡ hạt, mm (%) >2 2-0,05 0,05- 0,005 <0,005

20,0 35,0 45,0 97 5,0 35,0 30,0 30,0 25

1,45 1,94

Độ ẩm tự nhiên, W (%) Dung trọng tự nhiên, γ (g/cm3) Dung trọng khô, γc (g/cm3) 0,75 1,55

10

Tỷ trọng, Δ 2,55 2,7

Hệ số rỗng, e - 0,74

Độ bão hòa, G (%) 100 88

- 40 Độ ẩm giới hạn chảy, WL (%)

- 23 Độ ẩm giới hạn lăn, WP (%)

- 17 Chỉ số dẻo, IP (%)

Độ sệt, IL

Thiên nhiên

Bão hòa φ C φ C

Cường độ chống cắt φ (độ) C (kG/cm2) Hệ số thấm (cm/s) - 3,3 0,06 3,3 0,05 1.10-6 0,02 21 0,3 19 0,2 1.10-5

1.2.2. Đất sườn tàn tích – tàn tích trên nền đá trầm tích lục nguyên sét bội kết và

cát bội kết

Các chỉ tiêu tính chất cơ lý của loại đất trên nền đá trầm tích lục nguyên tương

đối tốt, nhưng đất có tính trung bình đến mạnh, thường dùng vào khối đắp không có

yêu cầu chống thấm. Đặc điểm của loại đất này là: nếu được phân bố trên những vùng

đồi thoải, thì lớp trên mặt (edQ) có nhiều hàm lượng hạt kết vón laterite, thuộc loại đất

vụn khô, tính thấm nước lớn; nếu chúng được phân bố ở các sườn núi dốc, thì hàm

lượng kết vón laterite không đáng kể. Ở đáy lớp edQ, thường có lớp mỏng hoặc thấu

kính vón kết mảng (dạng đá ong) có tính thấm lớn (Bảng 1.2).

Bảng 1.2. Trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của đất trên nền đá trầm tích lục nguyên

Lớp đất trên nền đá trầm tích lục nguyên

Lớp 2 sét loang lổ chứa 20 - 50% vón kết laterite Lớp 3 sét màu nâu vàng, chứa ít dăm sạn

Thành phần cỡ hạt, mm (%) >2 2 – 0,05 0,05- 0,005 <0,005

Lớp 1 sét màu nâu đỏ chứa 15 - 50% vón kết laterite 35,0 27,0 13,0 25,0 10,0 20,0 21,0 21,0 28,0 15,0 3,0 30,0 30,0 37,0 26,0

1,98 1,73 1,89 Độ ẩm tự nhiên, W (%) Dung trọng tự nhiên, γ (g/cm3)

11

1,80 1,50 1,50 Dung trọng khô, γc (g/cm3)

Tỷ trọng, Δ 2,93 2,77 2,75

Hệ số rỗng, e 0,65 0,70 0,75

Độ bão hòa, G (%) 45,0 60,0 95,0

50 51 49 Độ ẩm giới hạn chảy, WL (%)

30 30 28 Độ ẩm giới hạn lăn, WP (%)

20 21 21 Chỉ số dẻo, IP (%)

Độ sệt, IL

Thiên nhiên Bão hòa φ C φ C

Cường độ chống cắt φ (độ) C (kG/cm2) Hệ số thấm (cm/s) 0 25 0,45 23 0,35 3,5.10-4 0 23 0,50 21 0,40 3.10-4 0 21 0,50 19 0,40 6.10-5

1.2.3. Đất sườn tàn tích – tàn tích trên nền bazan cổ

Phần lớn các đập đất ở khu vực Tây Nguyên và một số tỉnh Đông Nam Bộ

được đắp bằng loại đất sườn tàn tích, tàn tích trên đá gốc bazan. Ở điều kiện tự nhiên,

đất có khối lượng riêng rất lớn, dung trọng khô thấp, hệ số rỗng lớn. Các chỉ tiêu cơ

học (φ, C, e) thuộc loại trung bình. Tính chất cơ lý của chúng thay đổi theo vị trí địa

lý và địa hình. Chiều dày tầng phong hóa 20-30m, chia làm ba lớp từ trên mặt xuống

như sau:

- Lớp 1 (edQ): Đất sét – á sét màu nâu đỏ, hàm lượng kết vón laterite không

đáng kể (khoảng 5%). Độ ẩm thay đổi nhiều theo mùa mưa và mùa khô. Ở đáy lớp 1,

thông thường, trên mặt cắt địa chất đều có lớp kết vón mảng (dạng đá ong, dày 1÷3m),

rất cứng chắc. Thực tế, đã sử dụng loại đất này để đắp đập rất tốt cho nhiều công trình.

- Lớp 2 (eQ): Đất sét – á sét màu loang lổ. Hàm lượng kết vón laterite và dăm

bazan thay đổi trong phạm vi rộng, có chỗ đạt đến 60-70% loại hạt có d>2mm (tính

theo trọng lượng). Tùy từng nơi, các kết vón laterite có dạng tròn đặc xít hoặc dạng

méo mó góc.

- Lớp 3 (eQ): Đất sét – á sét có màu tím gan gà, đốm trắng, phớt, các màu

khác. Lớp đất này có dung trọng khô thấp so với hai lớp trên, vì vậy nên tránh sử

dụng nó để đắp vào những vị trí xung yếu của đập (Bảng 1.3).

12

Bảng 1.3. Trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của đất trên nền bazan cổ

Lớp đất trên nền bazan cổ

Lớp 1 sét màu nâu đỏ Lớp 2 sét màu loang lổ chứa vón kết Lớp 3 sét màu nâu vàng, phớt tím gan gà

Thành phần cỡ hạt, mm (%)

5,0 23,0 30,0 42,0 >2 2 – 0,05 0,05- 0,005 <0,005 20,0 25,0 25,0 30,0 3,0 33,0 33,0 31,0

37,0 Độ ẩm tự nhiên, W (%) 30,0 31,0

1,64 1,75 1,51 Dung trọng tự nhiên, γ (g/cm3)

1,20 1,35 1,15 Dung trọng khô, γc (g/cm3)

2,90 Tỷ trọng, Δ 3,01 2,89

1,42 Hệ số rỗng, e 1,33 1,55

70 Độ bão hòa, G (%) 76 80

58 62 63 Độ ẩm giới hạn chảy, WL (%)

40 44 45 Độ ẩm giới hạn lăn, WP (%)

18 18 18 Chỉ số dẻo, IP (%)

0 0 0 Độ sệt, IL

20 0,30 Thiên nhiên φ C 22 0,40 21 0,40

Cường độ chống cắt φ (độ) C (kG/cm2) 18 0,25 Bão hòa φ C 19 0,30 19 0,30

3.10-4 Hệ số thấm (cm/s) 3.10-4 3.10-4

1.2.4. Đất sườn tàn tích – tàn tích trên nền đá xâm nhập sâu

Ở khu vực nghiên cứu thường gặp đất á sét nặng, đôi chỗ là sét có lẫn ít dăm

sạn màu nâu vàng, nâu nhạt, loang lổ nâu đỏ. Trạng thái nửa cứng – dẻo cứng, kết

cấu chặt vừa. Loại đất này có thể dùng để đắp đập đồng chất hoặc đắp khối thượng

lưu đập nếu là đập nhiều khối. Loại đất này không đắp lõi chống thấm được. Trị trung

bình đặc trưng cơ lý của loại đất này có cấu trúc tự nhiên được trình bày ở Bảng 1.4.

13

Bảng 1.4. Trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của đất trên nền đá thâm nhập sâu

Lớp đất trên nền đá thâm nhập sâu Lớp 1 sét, sét pha màu xám vàng, nâu đỏ Lớp 2 sét pha màu loang lổ lẫn ít dăm sạn

Thành phần cỡ hạt, mm (%) >2 2 – 0,05 0,05- 0,005 <0,005

3,0 34,0 35,0 28,0 24,0 1,0 39,0 21,0 39,0 23,0

1,61 1,66

1,30 1,35 Độ ẩm tự nhiên, W (%) Dung trọng tự nhiên, γ (g/cm3) Dung trọng khô, γc (g/cm3)

2,71 Tỷ trọng, Δ 2,70

0,96 Hệ số rỗng, e 0,95

75,0 Độ bão hòa, G (%) 70,0

52 50 Độ ẩm giới hạn chảy, WL (%)

38 32 Độ ẩm giới hạn lăn, WP (%)

14 18 Chỉ số dẻo, IP (%)

Độ sệt, IL

Thiên nhiên

Bão hòa φ C φ C

0 25 0,41 22 0,30 1.10-4 0 27 0,42 24 0,31 1.10-4

Cường độ chống cắt φ (độ) C (kG/cm2) Hệ số thấm (cm/s) 1.3. Tổng quan ảnh hưởng dòng thấm đến ổn định đập đất

1.3.1. Tình hình ổn định đập đất

Trong những năm gần đây, trên thế giới đã xảy ra nhiều sự cố vỡ đập gây ra

những thảm họa nghiêm trọng và ở Việt Nam sự cố vỡ đập cũng không phải là ít. Ảnh

hưởng sự cố vỡ đập gây ra những tổn thất nặng nề về người, tài sản, cơ sở hạ tầng và

gián đoạn các hoạt động kinh tế, xã hội. Trong số các nhiệm vụ phòng ngừa, ứng phó

với thiên tai hàng năm thì công tác đảm bảo an toàn hồ chứa nước là một trong những

nhiệm vụ quan trọng, ưu tiên hàng đầu. Những nguyên nhân phổ biến nhất gây sự cố

vỡ đập là vỡ đập dạng lỗ (35%), vỡ đập do tràn đỉnh (25%), xói ngầm (14%), biến

dạng quá mức (11%), trượt mái (10%), cống hư hỏng (2%), sai sót trong quá trình thi

14

công (2%) và mất ổn định khi xảy ra động đất (2%) [63]. Trong báo cáo của tác giả

Garg (2013) [51] đã thống kê rằng vấn đề mất ổn định đập do điều kiện thủy lực

chiếm 40%, do hiện tượng thấm chiếm 35% và do kết cấu đập chiếm 25%. Theo khảo

sát điều tra của tác giả Arora (2001) [30] cũng cho thấy rằng khoảng 35% và 30% các

sự cố về đập do điều kiện thủy lực và hiện tượng thấm, còn 20% là do các nguyên

nhân khác. Trong đó, nguyên nhân dẫn đến hư hỏng đập do hiện tượng thấm là do

thiếu sự giám sát và thiếu thiết bị đo đạc để phát hiện sớm trước khi sự cố xảy ra [41].

Dựa trên những nguyên nhân dẫn đến hư hỏng đập, có thể đưa ra ba nguyên nhân

tiềm năng gây mất ổn định đập đất như sau [56]:

- Trượt: bao gồm mọi loại đổ vỡ công trình do mất ổn định và đặc biệt là mất

ổn định do trượt quy mô lớn mái hạ lưu hoặc mái thượng lưu trong điều kiện tải trọng

tĩnh, hoặc mất ổn định do trượt quy mô lớn vì ứng suất địa chấn, hoặc vì hóa lỏng

(Hình 1.7a);

- Xói ngoài: gồm xói do tràn đỉnh và xói chân mái thượng lưu (Hình 1.7b);

- Xói trong: có thể bắt nguồn từ xói dạng ống, xói lùi, xói tiếp xúc hoặc xói

ngầm (Hình 1.7c).

(a) (c)

(b) Hình 1.7. Các nguyên nhân tiềm năng gây mất ổn định đập đất [56]

a. Mất ổn định đập đất do trượt

b. Mất ổn định đập đất do xói ngoài (tràn đỉnh)

c. Mất ổn định đập đất do xói trong

15

Ở Việt Nam, tính đến năm 2018, cả nước đã đầu tư xây dựng được 6648 hồ

chứa thủy lợi với tổng dung tích khoảng 13,5 tỷ m3 nước, phân bố tại 45 tỉnh/thành

trên cả nước, trong đó có 702 hồ chứa lớn và 5946 hồ chứa nhỏ. Theo báo cáo “Hiện

trạng an toàn đập, hồ chứa nước” của Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông thôn, tính

đến năm 2018 có 1200/6648 đập, hồ chứa nước bị hư hỏng [8]. Trong đó, tỷ lệ hư

hỏng đập do hiện tượng thấm chiếm khoảng 44,9% (1), hư hỏng kết cấu bảo vệ mái

chiếm 35,4% (2), các hư hỏng khác chiếm khoảng 19,7% (3), chi tiết như sau:

(1) Do thấm gây ra như thấm mạnh, sủi nước ở nền đập Đồng Mô - Hà Tây,

Suối Giai - Sông Bé, Vân Trục - Vĩnh Phúc,…; Thấm mạnh, sủi nước ở vai đập Khe

Chè - Quảng Ninh, Ba Khoang - Lai Châu, Sông Mây - Đồng Nai,…; Thấm mạnh ở

nơi tiếp giáp với tràn hoặc cống như đập Vĩnh Trinh - Đà Nẵng, Dầu Tiếng - Tây

Ninh,…;

(2) Hư hỏng thiết bị bảo vệ mái thượng lưu. Khoảng 85% các đập đã xây dựng

được bảo vệ mái bằng đá lát hoặc đá xây còn lại là tấm bê tông lắp ghép hoặc bê tông

đổ tại chỗ;

(3) Các hư hỏng khác như sạt mái, lún không đều, nứt, tổ mối,…

Theo báo cáo đánh giá hiện trạng của Tổng Cục thuỷ lợi: Thời gian qua, Chính

phủ đã phê duyệt Chương trình bảo đảm an toàn hồ chứa nước và nâng cao hiệu quả

khai thác các hồ chứa (tại Văn bản số 1749/CP-NN ngày 30/10/2003 và số 1734/TTg-

KTN ngày 21/9/2009). Đến nay, cả nước đã sửa chữa được 663 hồ; còn

khoảng 1150 hồ đang bị hư hỏng nặng cần được sửa chữa, nâng cấp trong giai đoạn

2016 – 2020 [8].

1.3.2. Các sự cố do ảnh hưởng dòng thấm qua đập

Sự chuyển động của chất lỏng trong môi trường đất, đá nứt nẻ hoặc trong môi

trường xốp nói chung, gọi là dòng thấm. Áp lực thấm, lưu lượng thấm, gradient thấm,...

là các yếu tố động lực chủ yếu của dòng thấm. Khi thiết kế đập đất cần phải được đảm

bảo điều kiện ổn định thấm để không gây ra thấm vượt quá lưu lượng và vận tốc cho

phép, gây xói ngầm, bóc cuốn trôi vật liệu uy hiếp tính bền vững và tuổi thọ công trình

[24]. Tuy nhiên, khi dòng thấm vượt quá giá trị lưu lượng và vận tốc cho phép sẽ dẫn

16

đến nguy cơ vỡ đập. Do vậy, tính thấm là một trong những nhiệm vụ quan trọng khi thiết

kế đập đất. Dòng thấm có thể gây sự cố về đập có thể được phân loại như sau:

1.3.2.1. Hiện tượng rò rỉ

Một trong những nguyên nhân chính gây vỡ đập dạng lỗ là do hiện tượng rò

rỉ, xảy ra do sự di chuyển liên tục, tự do các hạt đất qua các khe kẽ các hạt lớn tạo

thành ống dòng. Sự di chuyển này có thể xảy ra ở thân đập hoặc nền đập [47]. Ở Việt

Nam, hiện tượng vỡ đập dạng lỗ là một trong hai dạng vỡ đập được lựa chọn khi tính

toán bài toán vỡ đập. Đây là trường hợp do thấm và xói ngầm qua thân đập. Trong

trường hợp vỡ đập dạng lỗ cần nhập vào giá trị của hệ số lưu lượng chảy qua lỗ [18].

Hiện tượng này đã xảy ra ở đập Suối Hành, Khánh Hòa vào năm 1986 và đập Am

Chúa, Khánh Hòa năm 1992 [8].

Hiện tượng rò rỉ xảy ra ở đập đất được chia thành hai dạng:

- Rò rỉ qua thân đập: Hiện tượng này xảy ra khi dòng thấm rò rỉ qua thân đập

do khả năng chống thấm đất đắp đập kém, hình thành các kênh đào nhỏ vận chuyển

vật liệu xuống hạ lưu [29]. Các kênh đào (lỗ rỗng) ngày càng mở rộng ra khi ngày

càng có nhiều vật liệu được vận chuyển xuống hạ lưu hơn, điều này có thể dẫn đến

việc vật liệu bị cuốn trôi khỏi thân đập và sau đó là đập bị sụt lún (Hình 1.8). Nguyên

nhân của hiện tượng này có thể là do những sai sót trong quá trình thi công, độ chặt

không đủ, các vết nứt xuất hiện trên bề mặt đất đắp do nền đập bị sụt lún, các vết nứt

xảy ra do hiện tượng co ngót và động vật đào hang trong thân đập.

Hình 1.8. Rò rỉ qua thân đập [29]

- Rò rỉ qua nền đập: Đôi khi các hốc hoặc khe nứt hoặc tầng sỏi hoặc cát thô có

tính thấm cao xuất hiện trong nền đập, nước có thể bắt đầu thấm với tốc độ rất nhanh

17

thông qua chúng (Hình 1.9). Dòng chảy tập trung này có thể làm xói mòn đất. Hiện

tượng rò rỉ qua nền đập kéo dài có thể làm toàn bộ thân đập lún dẫn đến vỡ đập [29].

Hình 1.9. Rò rỉ qua nền đập [29]

Một dạng rò rỉ khác là hiện thượng rò rỉ, thấm ở mang các công trình xây đúc.

Các nguyên nhân gây ra thấm và sủi nước ở mang công trình là do: thiết kế không đề

ra biện pháp xử lý hoặc biện pháp xử lý đề ra không tốt; đất đắp ở mang công trình

không đảm bảo chất lượng: đất đắp không được lựa chọn kỹ, không dọn vệ sinh sạch

sẽ để vứt bỏ các tạp chất trước khi đắp, đầm nện không kỹ; thực hiện biện pháp xử lý

không đầy đủ; hỏng khớp nối của công trình; cống bị thủng.

Tóm lại, để xảy ra hiện tượng rò rỉ cần có năm điều kiện chính là: (1) Phải có

dòng thấm qua đập; (2) Độ dốc thủy lực phải vượt quá một ngưỡng nhất định, phụ

thuộc vào loại đất mà dòng thấm đi qua; (3) Phải có một lối thoát không được bảo vệ

mà từ đó vật liệu có thể thoát ra ngoài; (4) Các loại đất dễ bị rò rỉ phải xuất hiện nơi

đường dòng gần điểm xả của dòng thấm; (5) Vật liệu bị rò rỉ hoặc vùng đất nằm ngay

phía trên vật liệu phải có khả năng hình thành và giữ cho đường hầm luôn mở [38],

[46], [47], [49], [50].

1.3.2.2. Hiện tượng xói trong

Một sự cố gây ra do hiện tượng xói trong (internal erosion) có thể xuất hiện

tương tự như sự cố rò rỉ. Xói trong và xói lùi được sử dụng để mô tả các cơ chế vỡ

đập liên quan đến dòng thấm không được kiểm soát thay vì chỉ một thuật ngữ là rò

rỉ. Những thuật ngữ này mô tả các cơ chế khác biệt rõ rệt mà dòng thấm có thể gây

ra vỡ đập. Hiện tượng xói trong, có thể bắt nguồn từ xói dạng ống, xói lùi, xói tiếp

xúc hoặc xói ngầm (Hình 1.10) [56].

18

(a) (b) (c) (d)

Hình 1.10. Đổ vỡ công trình do hiện tượng xói trong [56]

a. Xói đường ống b. Xói lùi

c. Xói tiếp xúc d. Xói ngầm

Bốn quá trình bắt đầu hiện tượng xói trong là:

- Xói dạng ống (Conduit erosion): các hạt đất bị lôi cuốn khỏi bề mặt ống dưới

tác dụng của dòng thấm (Hình 1.10a);

- Xói lùi (Regressive erosion): các hạt đất bị cuốn đi bên dưới bề mặt kết dính

hoặc ở cửa ra dòng thấm. Sau đó tiến trình xói hướng lên trên (Hình 1.10b);

- Xói tiếp xúc (Contact erosion): các hạt đất mịn bị cuốn đẩy theo mặt tiếp xúc

giữa một lớp vật liệu hạt thô và một lớp vật liệu hạt mịn, dưới tác dụng của dòng thấm

dọc theo lớp vật liệu hạt thô (Hình 1.10c);

- Xói ngầm (Suffusion): các hạt đất mịn bị dòng thấm đưa đi qua các lỗ rỗng

trong môi trường đất (Hình 1.10d).

Hiện tượng xói trong mô tả cách thường thấy nhất mà dòng thấm có thể làm

hỏng đập đất và hiện tượng này xuất hiện khi có dòng thấm:

19

- Dọc theo vết nứt hoặc các khuyết tật khác trong đất hoặc nền đá gốc ở mặt

cắt ngang đập;

- Dọc theo ranh giới giữa đất và nền đá gốc;

- Dọc theo ranh giới giữa đất và bê tông hoặc vật liệu kim loại [46], [47], [49].

Xói trong là hiện tượng phổ biến nhất ở những vùng chịu ảnh hưởng dòng

thấm [46], [49]. Các vùng cụ thể như sau:

- Vị trí mặt trượt: Khi độ chặt của đất đắp lớn và độ ẩm tăng lên tạo ra sự phân

tầng của khối đất đắp;

- Khối đất đắp đập: Quá trình xây dựng không kiểm soát được vật liệu đất đắp,

tạo ra sự không đồng nhất giữa các lớp đất;

- Vị trí các vết nứt: các vết nứt có thể được hình thành và mở rộng do độ lún

khác nhau giữa nền đập hoặc do sự co ngót không đều của đất đắp. Nước có thể tạo

thành kênh dẫn nước thông qua các vết nứt này;

- Hiện tượng rò rỉ theo phương ngang: Điều này dẫn đến việc dần hình thành

một cống tiêu nước từ thượng lưu về hạ lưu đập, qua đó xuất hiện hiện tượng tập

trung dòng nước, tăng áp lực nước lỗ rỗng và mang theo các hạt đất với hàm lượng

ngày càng tăng cao [41], [46], [73].

1.3.2.3. Hiện tượng tan rã

Dòng thấm còn có thể gây ra các vấn đề khác trong nền đập hoặc thân đập, vị

trí mà thành phần khoáng vật trong đất đắp có thể bị hòa tan bằng nước ngầm hoặc

dòng thấm. Các thành phần khoáng vật dễ bị hòa tan bao gồm các khoáng chất như

thạch cao, anhydrite, halite và đá vôi. Quá trình hòa tan sẽ thúc đẩy hiện tượng xói

trong và rò rỉ đập đất. Đập được cấu tạo từ vật liệu dễ bị hòa tan như đá vôi phải luôn

được bảo trì hết sức thận trọng. Ngoài ra, thạch cao, halite và một số khoáng chất

tương tự quá dễ hòa tan đến mức chúng ta phải sử dụng tới những biện pháp đặc biệt

trong lúc thi công công trình. Sự cố vỡ đập Quail Creek là một trong những sự cố do

hiện tượng tan rã gây ra. Người ta đã xác định rằng các khu vực khô cằn có thể chứa

một lượng muối hòa tan đáng kể có thể được hòa tan bằng dòng thấm. Sự hòa tan

muối này có thể dẫn đến việc mất cường độ vật liệu đắp đập [46], [48].

20

1.3.2.4. Vị trí đường bão hòa trong thân đập

Một nguyên nhân khác gây sự cố vỡ đập là do không kiểm soát được đường

bão hòa và dòng thấm qua thân đập. Trong trường hợp này, hiện tượng xảy ra khi

mực nước hồ chứa rút nhanh sẽ xuất hiện dòng thấm vào hồ do mực nước rút và gây

mất ổn định mái thượng lưu. Việc đánh giá ổn định mái dốc có liên quan đến việc xác

định dạng thấm và áp lực kẽ rỗng trong thân đập cũng như xác định các chỉ tiêu chống

cắt của đất tương ứng. Trên thế giới đã có nhiều tác giả đi sâu vào nghiên cứu đánh

giá các yếu tố ảnh hưởng đến ổn định mái dốc khi mực nước trên mái rút nhanh [34],

[42], [53], [58], [61], [69]. Ở Việt Nam, cũng đã có công trình nghiên cứu khoa học

về “Nghiên cứu ổn định mái đê đập khi mực nước trên mái rút nhanh” của tác giả

Nguyễn Cảnh Thái và cộng sự (2007) [11]. Thêm vào đó, tiêu chuẩn TCVN

8216:2009 – Thiết kế đập đất đầm nén cũng đã đề cập đến ba trường hợp phải tính

toán ổn định khi mực nước trên mái rút nhanh.

Vấn đề xác định được vị trí đường bão hòa trong thân đập đất làm cơ sở nhận

định, phân tích tình hình thấm, cũng như đánh giá sự ổn định, an toàn của đập là một

việc làm hết sức cần thiết. Có một số phương pháp xác định vị trí đường bão hòa như

phương pháp vẽ lưới thấm, áp dụng lý thuyết Dupuit. Tuy nhiên, những phương pháp

này chỉ áp dụng cho những trường hợp với điều kiện biên đơn giản, trong khi các

công trình thực tế thường có điều kiện biên phức tạp nên thường được giải bằng

phương pháp số như phương pháp sai phân hữu hạn, phương pháp thể tích hữu hạn

hay phương pháp phần tử hữu hạn [39], [60], [64].

1.4. Tình hình nghiên cứu về ảnh hưởng dòng thấm đến sự thay đổi tính

chất cơ lý đất đắp đập

1.4.1. Nghiên cứu trên thế giới

Hiện nay, trên thế giới chủ yếu sử dụng phương pháp thực nghiệm để nghiên

cứu về ảnh hưởng dòng thấm đến các sự cố vỡ đập. Đối với việc nghiên cứu về các

ảnh hưởng dòng thấm, phương pháp mô hình vật lý được áp dụng bằng việc nghiên

cứu từng hiện tượng do ảnh hưởng dòng thấm trên các mô hình thu nhỏ của đập. Từ

việc quan sát, đo đạc, thu thập, phân tích số liệu để đưa ra các đánh giá về ảnh hưởng

21

của dòng thấm đến ổn định đập đất. Một số nghiên cứu tiêu biểu có sử dụng mô hình

vật lý về ảnh hưởng của dòng thấm như:

1. Mô hình nghiên cứu xói ngầm của tác giả Lin Ke và Akihiro Takahashi

(2014) [62].

Các đặc điểm của hiện tượng xói ngầm và tác động cơ học của nó đối với đất bão

hòa với các thành phần hạt mịn ban đầu ở các trạng thái ứng suất khác nhau được trình

bày trong nghiên cứu này. Một loạt các thí nghiệm dòng thấm được thực hiện bằng chế

độ kiểm soát tốc độ dòng chảy không đổi với phép đo chênh lệch áp suất nước lỗ rỗng

cảm ứng giữa đế trên và đế dưới của mẫu thử theo áp suất đẳng hướng. Áp lực ngược

được duy trì không đổi trong mẫu thử nhằm đảm bảo điều kiện đất bão hòa hoàn toàn.

Khối đất của mẫu thử bị xói mòn liên tục được ghi lại bởi một hệ thống giám sát. Hiện

tượng xói ngầm gây ra biến dạng trục và biến dạng xuyên tâm cho mẫu thử có đường

kính 70mm và chiều cao 150mm được ghi lại trong các thí nghiệm. Cơ chế xói ngầm

được thể hiện bằng sự thay đổi độ dốc thủy lực, áp lực thấm, tỷ lệ sụt giảm hạt mịn tích

lũy và biến dạng thể tích trong quá trình xói ngầm. Các sự cố cơ học của hiện tượng xói

ngầm được đánh giá bằng cách tiến hành các thí nghiệm cắt cố kết thoát nước trên các

mẫu thử bị xói mòn. Các mẫu thử không bị xói ngầm cũng được thử nghiệm cho mục

đích so sánh. Sơ đồ thí nghiệm được thể hiện ở Hình 1.11.

Hình 1.11. Mô hình nghiên cứu xói ngầm của Lin Ke và Akihiro Takahashi (2014) [62]

22

Kết quả thí nghiệm cho thấy, tỷ lệ hao hụt hạt mịn tích lũy và biến dạng thể

tích gây ra bởi sự cố xói ngầm là lớn nhất trong các mẫu thử dưới áp lực 200 kPa và

ít nhất trong các mẫu dưới áp lực 50 kPa. So sánh kết quả thí nghiệm xói ngầm của

mẫu thử với hàm lượng hạt mịn ban đầu là 35%, 25% và 15%, hệ số thấm thay đổi

lớn nhất ở mẫu thử có hàm lượng hạt mịn ban đầu là 35%. Sự thay đổi hệ số lỗ rỗng

phụ thuộc chặt chẽ vào biến dạng thể tích trong quá trình xói mòn.

2. Mô hình nghiên cứu xói dạng lỗ của tác giả R. Awal, H. Nakagawa, M.

Fujita, K. Kawaike, Y. Baba, và H. Zhang (2011) [74].

R. Awal và cộng sự (2011) đã tiến hành thí nghiệm trên mô hình thu nhỏ của đập

đất đồng chất. Các thí nghiệm khác nhau trên mô hình qua việc đo đọc đường ống mở

rộng (Hình 1.12) do xói mòn bên trong và lưu lượng thoát ra bằng cách thay đổi đường

ống ban đầu, mực nước thượng lưu, lượng nước hồ, độ dốc và vị trí của đường ống.

Kết quả quan sát chỉ ra rằng kích thước, độ dốc và vị trí của đường ống có ảnh

hưởng đáng kể đến cường độ và lưu lượng nước ra. Thêm vào đó, cường độ vật liệu

cũng ảnh hưởng đến quá trình rò rỉ.

Hình 1.12. Mô hình nghiên cứu xói dạng lỗ của R. Awal và cộng sự (2011) [74]

3. Mô hình nghiên cứu xói do tràn đỉnh của tác giả P.K. Bhattarai và cộng sự

(2014) [71].

P.K. Bhattarai và cộng sự (2014) đã thực hiện 12 thí nghiệm cho 4 loại đất đắp

đập có cấp phối khác nhau, mỗi loại đất được làm thí nghiệm lặp lại 3 lần. Thí nghiệm

23

này khảo sát sự ảnh hưởng của kích thước hạt đến tốc độ xói của đất (tốc độ mở rộng

của vết vỡ) dưới tác động của dòng chảy ổn định (lưu lượng không thay đổi theo thời

gian) (Hình 1.13, Hình 1.14).

Kết quả của nghiên cứu cho thấy, trong phạm vi các loại đất nghiên cứu, quá

trình xói của đất có đường kính trung bình d50 lớn hơn diễn ra nhanh hơn. Ở giai

đoạn đầu, hiện tượng xói xảy ra mạnh mẽ hơn ở phần đỉnh và chân của mô hình (đập),

cuối cùng phần giữa của mô hình bị sụt xuống gây ra phá hoại hoàn toàn đập. Khi vỡ

đập, lưu lượng xả rất nhanh đạt đến lưu lượng xả lớn nhất, sau đó từ từ giảm xuống

đến giá trị bằng với lưu lượng đến.

Hình 1.13. Sơ đồ lắp đặt và mặt cắt ngang mô hình nghiên cứu xói do tràn đỉnh [71]

Hình 1.14. Mô hình nghiên cứu xói do tràn đỉnh của P.K. Bhattarai và cộng sự

(2014) [71]

24

1.4.2. Nghiên cứu ở Việt Nam

1. Tác giả Nguyễn Văn Thơ, Trần Thị Thanh (2005) - Nghiên cứu sử dụng đất

có tính chất đặc biệt trong xây dựng các hồ chứa ở miền Trung và Tây Nguyên [16].

Nội dung nghiên cứu xác định ảnh hưởng của độ chặt – độ ẩm ban đầu (hệ số

đầm nén K) đến mức độ giảm sức chống cắt của đất đắp khi hồ tích nước, đất bị bão

hòa nước. Khả năng đầm nén của một số loại đất nào đó dự định dùng để đắp đập

thường được xác định theo kết quả đầm nện Proctor ở trong phòng thí nghiệm. Giá

trị (γc~Wop) phụ thuộc theo từng loại đất có nguồn gốc khác nhau, là cơ sở để lựa

chọn dung trọng khô thiết kế đập và xác định độ ẩm thích hợp của đất khi đầm nén ở

công trường. Phạm vi biến đổi dung trọng khô (γcmax) và độ ẩm (W) thích hợp khi

đầm tương ứng (Wop) của các loại đất khác nhau thuộc tầng phong hóa từ đá gốc

bazan, phong hóa từ cát – bột kết, phong hóa từ đá granite được liệt kê ở Bảng 1.5.

Bảng 1.5. Độ ẩm tối ưu và dung trọng khô tối ưu của một số loại đất

Lớp Độ ẩm tối ưu và dung trọng khô tối ưu Đất phong hóa từ bazan Đất phong hóa từ cát – bội kết Đất phong hóa từ granite

1 35,0 - 38,0 1,28 - 1,35 16,0 - 18,0 1,78 - 2,05 20,0 - 24,0 1,57 - 1,63 Độ ẩm tối ưu, Wopt (%) Dung trọng, γcmax (T/m3)

2 26,0 - 30,0 1,45 - 1,60 24,0 - 26,0 1,53 - 2,05 16,0 - 18,0 1,67 - 1,78 Độ ẩm tối ưu, Wopt (%) Dung trọng, γcmax (T/m3)

3 24,0 - 26,0 1,53 - 1,62 Độ ẩm tối ưu, Wopt (%) Dung trọng, γcmax (T/m3)

Đất được dùng để nghiên cứu là loại đất á sét lấy ở mỏ vật liệu để đắp đập

Sông Quao – Bình Thuận. Thí nghiệm các chỉ tiêu tính chất vật lý chủ yếu đã xác

định dung trọng khô lớn nhất γcmax = 1,80 T/m3, độ ẩm thích hợp khi đầm Wop =

15,5%. Tiến hành thí nghiệm cắt ở các mẫu chế bị có độ chặt, độ ẩm ứng với hệ số

đầm nén K = 1-0,95-0,9. Từ các kết quả thí nghiệm có thể rút ra những nhận xét

chung sau:

- Các thông số chống cắt (φw, Cw) của đất đắp thay đổi theo trạng thái độ chặt,

độ ẩm tương ứng của mẫu trên đường đầm nén Proctor;

25

- Cùng một hệ số đầm nén (K): tức là cùng một giá trị dung trọng khô (γc) các

đặc trưng chống cắt của đất (φw, Cw) giảm nhỏ khi tăng độ ẩm (W) của mẫu.

Gọi mức độ giảm nhỏ của φw là:

Gọi mức độ giảm nhỏ của Cw là:

Trong các công thức φk, φbh, Ck, Cbh tương ứng là góc ma sát trong φw và lực

dính Cw của đất ở trạng thái khô và trạng thái bão hòa của nước. Mức độ giảm các

thông số sức chống cắt từ trạng thái khô đến trạng thái bão hòa nước phụ thuộc vào

hệ số đầm nén K (Bảng 1.6).

Bảng 1.6. Sự thay đổi sức chống cắt của các mẫu đất chế bị

Các mẫu có độ ẩm nhánh trái đường Proctor

Các mẫu sau khi đã bão hòa nước

Hệ số đầm nén

Phạm vi biến đổi sức chống cắt

K Điểm

Điểm

W %

γc T/m3

G %

φw độ

Cw kg/cm2

W %

γc T/m3

G %

φbh độ

Cbh kg/cm2

Cw – Cbh kg/cm2

1,00

0,82-0,36

A1 15,5 1,80 85,68 22°33 0,82 A2 18,0 1,80 99,50 16°30 0,36

0,95

0,80-0,31

B1 11,0 1,71 52,35 30°52 0,80

B2 21,0 1,71 99,95 09°39 0,31

0,90

7,0 1,62 28,84 35°00 0,54

0,54-0,16

C1

C2 23,1 1,62 95,30 06°17 0,16

φw - φbh độ 22°33’ - 16°30’ 30°52’ - 09°39’ 35°00 - 06°17’

Bảng 1.7. Mức độ giảm góc ma sát trong và giảm lực dính của đất từ trạng thái khô

đến trạng thái bão hòa

Góc ma sát trong (độ)

Lực dính (kG/cm2)

ηφ

ηc

Hệ số đầm nén K

φk

φbh

Ck

Cbh

1,00 0,95 0,90

Dung trọng khô (T/m3) 1,80 1,71 1,62

22°33’ 30°52’ 35°00’

16°30’ 9°39’ 6°17’

0,26 0,68 0,82

0,82 0,80 0,54

0,36 0,31 0,16

0,56 0,61 0,70

Từ Bảng 1.7 cho thấy rằng: đất càng khô, hệ số đầm nén nhỏ, mức độ giảm sức

chống cắt của đất khi bão hòa nước càng lớn. Từ những thí nghiệm trình bày ở trên cho thấy

rằng: Sức chống cắt của đất trong thân đập thay đổi trong phạm vi rộng tùy thuộc vào dung

trọng khô (γc) tức là phụ thuộc vào hệ số đầm nén (K) và phạm vi biến đổi độ ẩm của đất

(Wđn) khi thi công đến độ ẩm của đất bão hòa (Wbh) sau khi hồ tích nước, đập ngấm nước.

26

2. Tác giả Nguyễn Kế Tường (2009) - Nghiên cứu khảo sát sự thay đổi hệ số thấm

nước của loại đất sét có tính trương nở sau nhiều năm khai thác trong đập đất [12].

Tháng 01 năm 2006, tác giả xin phép cơ quan quản lý công trình và khoan lấy

mẫu đất từ trong thân đập hồ chứa nước Thuận Ninh, Bình Định. Chiều sâu hố khoan

27m, số lượng hố khoan là 01 hố, vị trí từ trên đỉnh đập hơi lệch về phía thượng lưu,

tất cả mẫu đất được bảo quản theo tiêu chuẩn và đưa về phòng thí nghiệm Viện Khoa

học Thủy lợi Miền Nam.

Trong phòng thí nghiệm đã xác định hệ số thấm của các mẫu đất nguyên dạng

lấy ở lõi đập. Hệ số thấm được xác định theo phương pháp thí nghiệm với cột nước

thay đổi. Kết quả được ghi ở Bảng 1.8.

Bảng 1.8. Kết quả thí nghiệm thấm của đất nguyên dạng từ lõi đập Thuận Ninh

T (h) T (103s) H1 (cm) H2 (cm) T (103s) Kt (cm/s)

Độ sâu lấy mẫu (m) 5,18 100 78 15:00:00 54 432 1,33E-06

13,3 100 83 15:00:00 54 810 9,98E-07

17,8 100 83 15:00:00 54 1350 9,98E-07

19,0 100 87 15:00:00 54 1782 7,46E-07

tb của đất nguyên dạng lấy từ trong lõi thân đập hồ

23,4 100 88 15:00:00 54 2214 6,85E-07

tb = 0,027x10-7 ÷ 1,5x10-6 cm/s.

Hệ số thấm trung bình Kt

Thuận Ninh sau 10 năm khai thác là Kt

Tổng hợp giá trị hệ số thấm của đất ở lõi đập theo các phương pháp khác nhau

được trình bày ở Bảng 1.9.

Bảng 1.9. So sánh hệ số thấm của đất loại sét có tính trương nở trong thân đập

1. Hệ số thấm mẫu đất nguyên dạng từ đất đắp trong lõi đập Kt (cm/s)

PP thấm kế PP cố kết

1,6x10-6 ÷ 6,8x10-7 (0,985 ÷ 0,021)x10-7

2. Hệ số thấm xác định từ quan trắc hiện trường Kt (cm/s) = 9,17x10-6÷ 6,82x10-7

3. Hệ số thấm theo thiết kế và xây dựng ban đầu Kt (cm/s) = 5x10-5

27

Kết luận dựa trên số liệu thí nghiệm: Hệ số thấm của đất loại sét có tính trương

nở trong đập đất sẽ giảm rất nhiều theo thời gian khi hồ chứa nước do tính chất trương

nở và do cố kết. Tính thấm giảm làm cho đường bão hòa trong thân đập đất dâng cao

và tính ổn định của đập giảm.

3. Tác giả Trương Quang Thành (2011) - Nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ

lý của đất đắp sau khi hồ tích nước theo thời gian có ảnh hưởng đến sự ổn định lâu

dài của đập đất miền Trung Việt Nam [28].

Mục tiêu của nghiên cứu này là: Nghiên cứu sự thay đổi các đặc trưng chống cắt

(C, φ), hệ số thấm (Kt) và hệ số trương nở (RN) của một số loại đất thường dùng để đắp

đập ở khu vực miền Trung theo thời gian do sự phục hồi các liên kết kiến trúc của đất

đắp khi tiếp xúc với nước, để từ đó có cơ sở phân tích ổn định của đập đất theo thời gian

nhằm đánh giá khả năng sử dụng các loại đất trong khu vực nghiên cứu để đắp đập và

nâng cao hiệu quả đầu tư xây dựng các công trình hồ chứa nước.

Các loại đất được dùng trong thí nghiệm là: Đất tàn tích có nguồn gốc granite

được lấy ở hồ chứa nước Thuận Ninh – Bình Định; Đất bồi tích có nguồn gốc sét bội

kết, cát bội kết được lấy ở hồ chứa nước Sông Sắt – Ninh Thuận; Đất sườn tàn tích –

tàn tích trên nền bazan cổ được lấy tại công trình thủy điện Đắk R’tih – Đắk lắk. Các

mẫu đất được chế bị trong các ống nhựa PVC và ống sắt có thành ống dày 5mm và

đường kính trong của ống 114mm, chiều dài ống mẫu là 30cm. Hai đầu ống có nắp

đậy dán keo giữ chặt sau khi chế bị xong. Xung quanh thân ống và nắp đậy có khoan

lỗ nhỏ đường kính 2mm nhằm mục đích để ngấm bão hòa đất trong ống mẫu khi

ngâm nước (Hình 1.15).

Hình 1.15. Hình ảnh của các mẫu đất được chế bị vào ống mẫu trước khi được

ngâm vào bể chứa ngập nước [28]

28

4. Tác giả Ngô Tấn Dược (2013) - Nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý của

các loại đất tàn - sườn tích ở Tây Nguyên khi mưa lũ kéo dài có ảnh hưởng đến sự ổn

định của sườn dốc cạnh đường ô tô [10].

Từ mục đích nghiên cứu đặc điểm biến đổi độ bền của các loại đất tàn - sườn

tích ở Tây Nguyên trong điều kiện khô (vào mùa khô) và ngấm nước bão hòa (trong

mùa mưa), từ đó có cơ sở đánh giá ổn định của các đồi đất bên các tuyến đường giao

thông ở Tây Nguyên. Để thực hiện mục đích này, tác giả tiến hành lấy mẫu nguyên

dạng các loại đất thuộc nhóm đất tàn - sườn tích ở Tây Nguyên vào mùa khô và mùa

mưa. Đó là các loài tàn - sườn tích thuộc vỏ phong hóa trên đá bazan, đá xâm nhập

granite, đá trầm tích lục nguyên và đá biến chất.

Từ đó thí nghiệm xác định được đặc điểm biến đổi dung trọng tự nhiên (γ) và

các thông số chống cắt (φ, C) theo độ ẩm (W). Kết quả sự thay đổi dung trọng tự

nhiên (γ) và các thông số chống cắt (φ, C) của đất tàn - sườn tích trên đá bazan cổ thể

hiện ở Hình 1.16, Hình 1.17, Hình 1.18.

- Hình 1.16. thể hiện độ gia tăng dung trọng tự nhiên (γ) theo độ ẩm (W).

Hình 1.16. Độ tăng dung trọng tự nhiên (γ) do sự tăng độ ẩm (W) của đất trong quá

trính ngấm nước [10]

29

- Hình 1.17 thể hiện độ giảm góc ma sát trong (φ) theo độ ẩm (W).

Hình 1.17. Độ giảm góc ma sát trong (φ) do sự tăng độ ẩm (W) của đất trong quá

trình ngấm nước [10]

- Hình 1.18 thể hiện độ giảm lực dính (C) theo độ ẩm (W).

Hình 1.18. Độ giảm lực dính (C) do sự tăng độ ẩm (W) của đất trong quá trình

ngấm nước [10]

30

1.5. Những vấn đề nghiên cứu của luận án

Từ tổng quan các nghiên cứu trên có thể thấy rằng theo thời gian khai thác hồ

chứa, vật liệu đất đắp sẽ có sự thay đổi tính chất cơ lý do ảnh hưởng của dòng thấm.

Sự thay đổi tính chất cơ lý này kéo theo sự thay đổi sức chống cắt của khối đất đắp

và ảnh hưởng đến độ ổn định của đập đất. Nguyên nhân thay đổi này chủ yếu tập

trung vào một số yếu tố gồm:

- Khối đất đắp bên dưới được nén cố kết thêm do áp lực cột đất bên trên;

- Theo thời gian các liên kết cấu trúc của đất được phục hồi;

- Do ảnh hưởng của dòng thấm trong đập đất.

Luận án chọn tên đề tài nghiên cứu: Nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý

của đất đắp đập do ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian nhằm đánh giá sự thay

đổi một số tính chất cơ lý đất đắp (sức chống cắt, hệ số thấm, dung trọng) có xét đến

ảnh hưởng của dòng thấm đối với một số loại đất đắp đập theo thời gian để có luận

cứ khi đánh giá sự ổn định đập đất theo thời gian khai thác hồ chứa ở khu vực miền

Trung Việt Nam. Để thực hiện hướng nghiên cứu này, đề tài tiến hành thực hiện các

nhiệm vụ sau:

- Tổng hợp địa chất khu vực miền Trung Việt Nam và đưa ra các loại đất

thường hay sử dụng để đắp đập ở khu vực này;

- Xây dựng thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất đất đắp đập có xét đến tác

động dòng thấm theo thời gian;

- Xây dựng đồ thị sự thay đổi một số tính chất đất đắp đập xét đến tác động

dòng thấm theo thời gian gồm: dung trọng (γ), lực dính (C), góc ma sát trong (), hệ

số thấm (Kt) làm cơ sở dữ liệu cho tính toán ổn định đập đất;

- Áp dụng phần mềm tính toán nhằm xác định hệ số ổn định của công trình khi

xét đến tác động của dòng thấm theo thời gian.

31

Chương 2

THIẾT LẬP THIẾT BỊ MÔ PHỎNG SỰ THAY ĐỔI TÍNH

CHẤT CƠ LÝ ĐẤT ĐẮP ĐẬP DO TÁC ĐỘNG DÒNG THẤM

THEO THỜI GIAN

Vật liệu đắp đập luôn chịu tác động của dòng thấm trong thời gian khai thác

vận hành hồ chứa. Để xác định mức độ ảnh hưởng của dòng thấm đến các tính chất

cơ lý của vật liệu đắp đập, chương này mô tả thiết bị được Tác giả thiết lập nhằm mô

phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập do tác động dòng thấm theo thời gian

gây ra.

2.1. Đặt vấn đề

Trong giai đoạn thi công đến suốt quá trình vận hành hồ chứa, đất đắp đập của

hồ chứa nước có thể phân thành ba giai đoạn làm việc như sau:

- Giai đoạn 1, giai đoạn vừa thi công xong, theo một số kết quả thống kê thì

khối đất đắp trong giai đoạn này sẽ đạt được được độ chặt – độ ẩm ban đầu theo thiết

kế γc = (0,95÷1,0)γcmax; độ ẩm W = Wop±∆W; độ bão hòa nước ở giai đoạn này G =

0,75÷0,85. Các chỉ tiêu cơ lý khác của khối đất đắp được xác lập như khi thiết kế

phục vụ thi công và sức chống cắt trong giai đoạn này khá cao [16], [27].

- Giai đoạn 2, giai đoạn đầu khi hồ tích nước, đất trong thân đập bắt đầu ngấm

nước. Tốc độ ngấm nước trong thân đập phụ thuộc chủ yếu vào hệ số thấm của đất

đắp và tốc độ dâng nước của hồ chứa. Trong thân đập sẽ chia làm hai vùng: vùng phía

trên đường bão hòa sẽ ở trạng thái chưa bão hòa, vùng phía dưới đường bão hòa sẽ ở

trạng thái hoàn toàn bão hòa nước. Quá trình bão hòa nước kéo theo sự thay đổi sức

chống cắt của đất đắp thân đập, sức chống cắt của đất có xu hướng giảm [27].

- Giai đoạn 3, giai đoạn khai thác lâu dài, khi mực nước trong hồ chứa ổn định,

dòng thấm ổn định. Trong giai đoạn này đất trong thân đập sẽ được cố kết. Mức độ

cố kết phụ thuộc vào trạng thái độ ẩm, độ chặt ban đầu khi thi công; vào áp lực cột

đất đắp ở bên trên so với thời điểm đang xét và sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp khi

ngấm nước,... Điều này dẫn đến sự thay đổi sức chống cắt trong thân đập trong quá

32

trình khai thác hồ chứa. Sự thay đổi sức chống cắt này nhất định ảnh hưởng đến sự

ổn định lâu dài của đập đất.

Từ đó, có thể đưa ra một số yếu tố làm thay đổi sức chống cắt hay thay đổi

tính chất cơ lý đất đắp đập như sau:

- Khối đất đắp bên dưới được nén cố kết thêm do áp lực cột đất bên trên;

- Theo thời gian các liên kết cấu trúc của đất được phục hồi;

- Ảnh hưởng của dòng thấm qua đập đất.

Để phân tích ảnh hưởng đồng thời của các yếu tố làm thay đổi tính chất cơ lý

đất đắp đập, Tác giả đã thiết lập thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp

do tác động của dòng thấm theo thời gian và thực hiện các thí nghiệm trên thiết bị

này.

2.2. Giới thiệu chung

2.2.1. Thí nghiệm nén ba trục

2.2.1.1. Giới thiệu

Thí nghiệm nén ba trục (Triaxial compression test - TCT) là phương

pháp kiểm tra cường độ chống cắt của đất được sử dụng phổ biến trong cơ học đất.

Thí nghiệm có thể được thực hiện cho nhiều sơ đồ khác nhau, phù hợp với các điều

kiện làm việc thực tế của đất đắp (đất nền) dưới tải trọng tác động. Việc lựa chọn sơ

đồ thí nghiệm phụ thuộc các điều kiện chất tải, thoát nước và phương pháp phân tích

nền móng. Thí nghiệm TCT có thể tham khảo tiêu chuẩn ASTM D2850 [31], BS

1377 [37], TCVN 8868:2011 [26].

Một số ưu điểm của thí nghiệm TCT:

- Có khả năng tái tạo, mô phỏng trạng thái ban đầu cho mẫu như ở điều kiện

tự nhiên, cũng như các điều kiện làm việc, lộ trình ứng suất khác nhau.

- Có thể kiểm soát hoàn toàn quá trình thoát nước hoặc không thoát nước. Điều

này có ý nghĩa quan trọng đối với sức chống cắt của đất loại sét.

- Sự thay đổi thể tích mẫu có thể đo được chính xác trong thí nghiệm ba trục.

- Mặt trượt của đất không được qui định trước, do đó sự phá hoại của mẫu đất

và ứng xử của đất gần với thực tế hơn.

33

2.2.1.2. Cơ sở lý thuyết của thí nghiệm TCT tiêu chuẩn

Áp lực từ mọi hướng tác dụng lên mẫu trong quá trình thí nghiệm áp lực buồng

được giữ không đổi. Sau đó, áp lực dọc trục được tăng lên dần, hình thành ứng suất

lệch P/A. Sự nén đất đồng thời với sự phát triển biến dạng dọc trục và biến dạng

ngang của mẫu đất. Để đo được các thay đổi về thể tích, mẫu đất thí nghiệm phải bão

Lắp đặt

hòa cưỡng bức và thể tích đo bằng lượng thoát nước ra ở mẫu.

Xác định kết quả thí nghiệm Bão hòa mẫu Tạo áp lực dọc trục Tạo áp lực buồng

Hình 2.1. Sơ đồ quá trình thí nghiệm TCT tiêu chuẩn

2.2.1.3. Cơ sở lý thuyết của thí nghiệm TCT có xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo

thời gian

Các nghiên cứu thực nghiệm xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian để

hiểu rõ hơn cơ chế xảy ra và diễn biến của xói trong đã được thực hiện trong nhiều

thập kỷ qua. Fannin và cộng cự (2018) đã chia các thí nghiệm trong phòng xét đến

ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian thành ba giai đoạn [45]:

- Giai đoạn 1: Tính nhạy xói của vật liệu với hiện tượng xói trong do ảnh

hưởng dòng thấm được thí nghiệm bằng thiết bị “Rigid wall permeameter“ đơn giản

với dòng thấm được kiểm soát. Độ nhạy xói của đất được xác định dựa trên quá trình

hạt cốt liệu bị tách rời, cuốn trôi và phân bố đường cong phân bố thành phần hạt sau

thí nghiệm, các thông số không xét đến gồm: dòng thấm ra, áp lực nước lỗ rỗng và

biến dạng của mẫu chế bị.

Hình 2.2. Sơ đồ thiết bị thí nghiệm xói trong của Kenney và Lau (1985) [57]

34

Trên cơ sở lý thuyết này, Sherman (1953) [76], Kenney và Lau (1985) [57] đã

thực hiện thí nghiệm xói trong trên đất hạt thô với dòng thấm đi từ trên xuống, trên

hai kính thước mẫu là 245x450mm và 580x860mm (Hình 2.2).

- Giai đoạn 2: Thí nghiệm xói ở giai đoạn này được thực hiện bằng thiết bị

“Rigid wall permeameter“ với hệ thống kiểm soát dòng thấm cải tiến. Độ nhạy xói

của đất được xác định dựa trên khối lượng vật liệu xói tích lũy, lưu lượng dòng thấm

nhằm xác định hệ số thấm và phân bố đường cong thành phần hạt sau thí nghiệm.

Trong một vài thí nghiệm, giá trị áp lực nước lỗ rỗng được kiểm soát bởi các ống

nước đứng. Hầu hết các thí nghiệm đều không áp dụng tải trọng dọc trục lên mẫu chế

bị. Trên cơ sở lý thuyết này, Rochim và cộng sự (2017) [75] đã thực hiện một vài thí

nghiệm với dòng thấm từ trên xuống (Hình 2.3).

Hình 2.3. Mô hình thí nghiệm của Rochim và cộng sự (2017) [75]

- Giai đoạn 3: Thiết bị thí nghiệm ở giai đoạn này được cải tiến từ thiết bị nén

ba trục, cho phép kiểm soát ứng suất hữu hiệu tác dụng lên mẫu chế bị. Thiết bị bao

gồm hệ thống kiểm soát dòng thấm kết hợp hệ thống gia tải dọc trục. Thông qua hệ

thống thiết bị đo lường trên thiết bị sẽ xác định tính nhạy xói của vật liệu, gradient

thủy lực của dòng chảy và trạng thái ứng suất giới hạn gây xói. Trên cơ sở này,

Bendahmane và cộng sự (2008) [32], Marot và cộng sự (2009) [66], Nguyen và cộng

sự (2019) [70] đã xây dựng thiết bị để kiểm tra ảnh hưởng một số thông số như

gradient thủy lực, hàm lượng hạt mịn ban đầu,… đến cơ chế xói. Chang và Zhang

(2011) [40] cũng đã phát triển một thiết bị kiểm soát ứng suất gây xói có thể áp dụng

với các đường ứng suất hiệu quả khác nhau trong quá trình xói và sau xói (Hình 2.4).

35

Một thiết bị tương tự được Lin Ke và Akihiro Takahashi (2014) [62] xây dựng nhằm

xác định đặc điểm của hiện tượng xói ngầm và tác động cơ học đối với đất bão hòa

với các thành phần hạt mịn ban đầu ở các trạng thái ứng suất khác nhau (Hình 1.11).

Hình 2.4. Mô hình thí nghiệm của Chang and Zhang (2011) [40]

Trong trường hợp chỉ xảy ra hiện tượng xói của các hạt sét, nếu sử dụng

phương pháp cân hoặc quan sát bằng mắt sẽ không nhận dạng chính xác được hiện

tượng xói. Để dễ dàng nhận biết hiện tượng này, Nguyen và cộng sự (2019) [70] đã

đặt một cảm biến quang học đa kênh ở cuối đường ống thoát nước cho phép xác định

nồng độ hạt sét (tỷ lệ khối lượng giữa các hạt bị xói và cuốn trôi với khối lượng nước)

có trong dung dịch chất lỏng thoát ra từ mẫu thí nghiệm (Hình 2.5).

Hình 2.5. Mô hình thí nghiệm của Nguyen và cộng sự (2019) [70]

Trong việc giải quyết các bài toán ổn định đập đất hiện nay ở Việt Nam, đã sử

dụng các thí nghiệm hiện đại để xác định các đặc trưng cơ lý đất nền và đã đạt được

một số kết quả nhất định. Tuy nhiên, trong trường hợp xét đến ảnh hưởng dòng thấm

qua đập theo thời gian thì kết quả thí nghiệm này đều không mô tả chính xác đặc

trưng quan hệ ứng suất biến dạng của vật liệu đắp đập. Do đó, để thực nghiệm xác

36

định sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập do ảnh hưởng dòng thấm đề tài thiết lập

thiết bị mô phỏng sự thay đổi đặc trưng quan hệ ứng suất biến dạng của vật liệu đắp

đập và có xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian khai thác hồ chứa.

Hình 2.6. Sơ đồ quá trình thí nghiệm TCT xét ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian

Ưu điểm của thí nghiệm TCT có xét ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian:

- Mô tả được chính xác trạng thái của đất đắp trong thân đập là vừa chịu ảnh

hưởng ứng suất thẳng đứng và ứng suất ngang của khối đất đắp, mực nước trong hồ

chứa, đồng thời chịu ảnh hưởng áp lực thấm theo thời gian khai thác hồ chứa.

- Gắn đồng hồ đo áp lực buồng, áp lực thấm có độ chính xác cao, áp lực được

duy trì ở giá trị không đổi theo giá trị tính toán.

Sơ đồ thí nghiệm được lựa chọn sẽ là thí nghiệm trên mẫu chế bị được bão hòa

cưỡng bức, đồng thời nén với tải trọng không đổi đến biến dạng dọc không đổi và

thoát nước tự nhiên.

2.2.2. Thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập do tác động dòng

thấm theo thời gian

Thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do tác động dòng thấm

theo thời gian được cải tiến dựa trên cấu tạo thiết bị nén ba trục (Hình 2.7).

Hình 2.7 Thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do tác động dòng

thấm theo thời gian

37

Thiết bị gồm hệ thống kiểm soát dòng thấm liên tục tự động đi vào mẫu; hệ

thống buồng ba trục cấu tạo tương tự buồng thiết bị nén ba trục và hệ thống kiểm soát

dòng thấm đi ra. Sơ đồ minh họa cấu tạo mỗi buồng được thể hiện ở Hình 2.8.

Hình 2.8. Cấu tạo buồng nén ba trục có dòng thấm qua mẫu đất thí nghiệm

Mỗi buồng gồm một mẫu chế bị có đường kính 35mm và chiều cao 70mm

(Hình 2.9).

Hình 2.9. Lắp đặt mẫu đất vào mô hình

38

Hình 2.10. Máy bơm áp lực cao

Hệ thống kiểm soát dòng thấm liên tục tự động vào mẫu bao gồm một máy

bơm với áp lực bơm tối đa từ 15÷35atm (Hình 2.10) và hệ thống tích áp tự động để

đưa vào mẫu thông qua hệ thống điều khiển tự động (Hình 2.11). Áp lực được điều

chỉnh trong phạm vi 0÷30atm tùy theo tính toán điều kiện thí nghiệm.

Hình 2.11. Bình tích áp và hệ thống điều khiển tự động

Dòng thấm đi qua mẫu thông qua hai lỗ rỗng được khoan phía trên và phía

39

dưới ở bộ phận đế trên và đế dưới (Hình 2.12), đường kính của ống dẫn được cố định

là 2mm. Trong suốt quá trình thí nghiệm, áp lực dòng thấm luôn được đảm bảo đúng

với giá trị tính toán điều kiện thí nghiệm.

Hình 2.12. Đế trên và đế dưới có đường kính 35mm

Lắp đặt thêm đá thấm phía trên để đảm bảo không xuất hiện hiện tượng xói

cục bộ khi dòng thấm đi vào mẫu (Hình 2.13a) và đá thấm phía để giữ hình dạng mẫu

khi dòng thấm đi ra (Hình 2.13b). Đá thấm có đường kính tương ứng với đường kính

mẫu là 35mm.

(a) Đá thấm trên (b) Đá thấm dưới

Hình 2.13. Đá thấm có đường kính 35mm

Hệ thống kiểm soát dòng thấm đi ra được lắp đặt tương tự dòng thấm đi vào,

đường kính ống dẫn được cố định là 2mm. Thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất

cơ lý đất đắp do tác động dòng thấm theo thời gian có thể được điều khiển ở hai chế

độ cơ học hoặc tự động thông qua tủ điều khiển được lắp đặt bên cạnh buồng (Hình

2.14). Để đảm bảo an toàn trong suốt quá trình vận hành thiết bị, tủ điều khiển được

lắp đặt thêm rơ le nhiệt có thể tự động ngắt hoạt động thiết bị khi gặp sự cố.

40

Hình 2.14. Tủ điều khiển

Để xác định lại các thông số sức chống cắt sau thời gian ảnh hưởng dòng thấm

lên mẫu thử, mẫu thử được lắp đặt vào thiết bị nén ba trục thuộc hãng Geocomp – Mỹ

(Hình 2.15). Để đảm bảo không ảnh hưởng đến mẫu thử, một đế buồng ba trục được

chế tạo tương tự như đế buồng ba trục thiết bị TCT hãng Geocomp (Hình 2.16).

Hình 2.15. Thiết bị TCT hãng Geocomp – Mỹ tại Phòng thí nghiệm trường Đại học

Bách khoa Đà Nẵng

41

Hình 2.16. Đế buồng ba trục được chế tạo thuận tiện lắp đặt mẫu thử

Để đảm bảo không xuất hiện hiện tượng bọt khí trong quá trình vận hành thiết

bị, ở mỗi buồng nén và bình tích áp đều chế bị hệ thống khử khí. Trong quá trình vận

hành, nguồn nước cung cấp cho máy bơm và dòng nước đi ra (qua hệ thống lọc nước)

đều đi vào buồng chứa nước, đảm bảo hệ thống vận hành khép kín (Hình 2.17).

Hình 2.17. Buồng chứa và bộ phận lọc nước

42

Tổng thể thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do tác động

dòng thấm theo thời gian được thể hiện ở Hình 2.18.

Hình 2.18. Tổng thể thiết bị mô phỏng

2.3. Thiết lập các điều kiện thí nghiệm

2.3.1. Xác định đường kính mẫu chế bị

Mẫu đất dùng cho thí nghiệm nén ba trục có dạng hình trụ, tỷ lệ chiều cao - đường

kính là 2:1 hoặc 2.5:1 (nếu tỷ số này nhỏ hơn 2:1 thì kết quả thí nghiệm bị ảnh hưởng

bởi ma sát hai đầu mẫu; nếu tỷ số này lớn hơn 2.5:1 thì mẫu có nguy cơ bị uốn trong quá

trình nén). Các cỡ đường kính mẫu thường được sử dụng được trình bày ở Bảng 2.1.

Bảng 2.1. Các cỡ đường kính mẫu thường được sử dụng trong thí nghiệm nén ba trục

Nơi sử dụng

Đường kính mẫu (mm) 35 38 50 50.8 71,2 100 150 Châu Âu Anh (theo hệ thống SI) Scandinavia (lấy từ ống mẫu d54 mm) Canada Mỹ Anh (theo hệ thống SI) Anh (theo hệ thống SI, lấy từ ống mẫu piston 6 in)

43

Đối với mỗi cỡ mẫu kích thước hạt lớn nhất có trong mẫu đất không vượt quá

một phần năm của đường kính mẫu (theo ASTM và TCVN) và không vượt quá một

phần sáu của đường kính mẫu (theo BS). Kích thước hạt lớn nhất đối với từng cỡ mẫu

được trình bày Bảng 2.2.

Bảng 2.2. Kích thước hạt lớn nhất với từng cỡ mẫu trong thí nghiệm nén ba trục

Kích thước mẫu (mm) 35x70, 38x76 50x100 70x140 100x200 150x300 Kích thước hạt lớn nhất (mm) 6,3 10 14 20 28

Một số loại đất thường dùng cho việc đắp đập như: aluvi cổ; sườn tàn tích - tàn

tích trên nền đá trầm tích lục nguyên sét bội kết và cát bội kết; sườn tàn tích - tàn tích

trên nền bazan cổ; sườn tàn tích - tàn tích trên nền đá xâm nhập sâu được trình bày ở

mục 1.2, chương 1. Dựa trên thành phần cỡ hạt của những loại đất này và quy định về

kích thước mẫu chế bị ở Bảng 2.1, đường kính mẫu đất chế bị được chọn là 35mm.

Hình 2.19. Khuôn chế bị mẫu đất

2.3.2. Xác định khối lượng đất ở mẫu chế bị

Đất sau khi được lấy ở mỏ đất sẽ được tán mẫu bằng chày cao su và sấy khô

đưa độ ẩm về 0%. Dựa trên dung trọng khô lớn nhất và độ ẩm tốt nhất được xác định

qua thí nghiệm [19], [20], [21], [22], [23] sẽ xác định được khối lượng đất đưa vào

khuôn chế bị mẫu qua tính toán ở Bảng 2.3.

44

Bảng 2.3. Xác định khối lượng đất (m) đưa vào khuôn chế bị mẫu

Thông số Đơn vị Giá trị

% Độ ẩm ban đầu 0

g Khối lượng mẫu chế bị a

% Độ ẩm chế bị W

g Lượng nước cần thêm

Dung trọng khô lớn nhất g/cm3 γcmax

% Độ ẩm tốt nhất Wop

- Độ chặt chế bị K

cm3 V

g Thể tích dao Khối lượng đất đưa vào khuôn chế bị mẫu

2.3.3. Xác định áp lực buồng

Mẫu đất được chế bị sau khi lắp vào mô hình sẽ được thực hiện quá trình bão

hòa mẫu, cố kết thấm. Ở quá trình này, áp lực buồng sẽ được tính ở cấp áp lực tính

toán nếu là đất nền hoặc áp lực làm việc nếu là đất đắp. Áp lực tại vị trí điểm nghiên

cứu (Hình 2.20) bao gồm:

Hình 2.20. Các áp lực tại vị trí điểm nghiên cứu

- Áp lực theo phương đứng xác định theo công thức:

Trong đó: γi : dung trọng của lớp đất thứ i; hi: chiều dày của lớp đất thứ i.

- Áp lực theo phương ngang xác định theo công thức:

Trong đó, K0 là hệ số áp lực đất tĩnh.

45

Theo Bishop (1958) [33], Brooke và Ierland (1965) [36] thì K0 được xác định

theo công thức: với φ: góc ma sát trong của đất; (±) tương ứng trạng

thái bị động và chủ động của đất. Theo kết quả thí nghiệm hiện trường của Mair và

Wood (1987) [65] hệ số K0 được xác định theo Bảng 2.4.

Bảng 2.4. Bảng tra hệ số K0 phụ thuộc vào loại đất

Loại đất K0

Cát rời 0.5

Cát chặt 0.4

Đất sét cố kết thông thường 0.6

Đất sét quá cố kết 1.0

Như vậy, tùy thuộc vào độ sâu của mẫu đất, loại đất và chỉ tiêu cơ lý khối

lượng của các lớp đất nằm trên sẽ xác định áp lực theo phương ngang và phương

đứng. Trong nghiên cứu, hai áp lực được xem gần bằng nhau, ký hiệu σz và tính toán

áp lực buồng theo công thức:

(CT 2.1)

Trong đó: dung trọng của đất đắp; γ:

độ sâu của điểm nghiên cứu. h:

Để xác định thông số (C, φ) cần dựa vào vòng tròn Mohr đối với ba mẫu thử.

Do vậy, ứng với mỗi tổ mẫu cần xác định ba cấp áp lực buồng tương ứng với ba mẫu

thử là: 0,5 σz; 1,0 σz và 2,0 σz.

2.3.4. Xác định áp lực dòng thấm

Theo định nghĩa của Becnuli, trị số áp lực tổng p0 tại điểm nghiên cứu được

biểu thị bằng biểu thức:

p0 = P + q

Trong đó P: áp lực thủy tĩnh ở các điểm nghiên cứu trong dòng chảy, P = γw.z,

với γw: dung trọng của nước, z: độ sâu của điểm nghiên cứu tính từ mặt chuẩn;

q = v2/2g: áp lực thủy động (cột nước tốc độ), với v là vận tốc của dòng

chất lỏng tại điểm trên đường dòng, g là gia tốc trọng trường. Trị số v2/2g của dòng

nước dưới đất rất nhỏ, nên người ta thường bỏ qua.

46

Do vậy, trị số áp lực thấm được xác định theo công thức:

(CT 2.2)

Trong đó: γw: dung trọng của nước;

z: độ sâu của điểm nghiên cứu tính từ mặt chuẩn.

2.3.5. Lựa chọn hình thức thí nghiệm

Tùy thuộc vào sự kết hợp của mẫu và điều kiện thoát nước, kiểm tra nén ba

trục có thể phân ra ba hình thức thí nghiệm chính gồm: thí nghiệm nén ba trục mẫu

không cố kết không thoát nước (UU), thí nghiệm nén ba trục mẫu cố kết không thoát

nước có kết hợp đo áp lực nước lỗ rỗng (CU) và thí nghiệm nén ba trục mẫu cố kết

thoát nước có đo sự thay đổi của thể tích (CD). Kết quả của từng hình thức thí nghiệm

được tiến hành tương ứng với từng thời kỳ thi công và vận hành hồ chứa được quy

định ở bảng 1 - TCVN 8216 – 2009: Thiết kế đập đất đầm nén [24].

Trong nội dung luận án, sau quá trình mẫu chế bị lắp đặt trên thiết bị vận hành

theo thời gian do ảnh hưởng dòng thấm gần giống với sơ đồ CD, quá trình cắt trên

thiết bị nén ba trục nhằm xác định sức chống cắt sẽ theo sơ đồ CU.

2.4. Quy trình thí nghiệm và định hướng các kết quả thí nghiệm

2.4.1. Quy trình thí nghiệm

Quy trình thí nghiệm được tiến hành theo các bước gần giống thí nghiệm ba trục

thông thường với sơ đồ CD, gồm các bước: Lập chương trình thí nghiệm, chuẩn bị

mẫu, thí nghiệm và tính toán số liệu. Các thủ tục tiến hành có nội dung như sau:

- Lập chương trình thí nghiệm: Chương trình thí nghiệm có nội dung là xác

định các giá trị áp lực buồng, áp lực thấm trên cơ sở các dữ kiện về chiều sâu và điều

kiện tồn tại mẫu đất, tải trọng công trình và bài toán áp dụng tính toán thiết kế;

- Kiểm tra thiết bị thí nghiệm, đo và hiệu chỉnh thiết bị;

- Chuẩn bị thí nghiệm, bao gồm các công việc xác định các chỉ tiêu phân loại

đất, chỉ tiêu độ bền cắt của đất, gia công mẫu, ghi chép số liệu về mẫu đất, lắp đặt

mẫu vào trong buồng;

- Từ số liệu thí nghiệm có các thông số như dung trọng (γ), vị trí mẫu (h),…

xác định được các thông số σz, σt sát với điều kiện thực của mẫu đất;

47

- Chỉnh lý kết quả: Từ các giá trị của các đại lượng đo tiến hành tổng hợp phân

tích và tính toán giá trị các hằng số, lựa chọn các quan hệ tối ưu giữa các đại lượng

đo, xác định các thông số của các hàm biểu diễn quan hệ.

Cụ thể, thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do tác động dòng

thấm theo thời gian (Hình 2.21) vận hành qua các bước sau:

Bước 1: Máy bơm được khởi động thông qua hộp điều khiển. Hộp điều khiển

có 2 chế độ: chế độ tự động và chế độ thao tác bằng tay.

Bước 2: Áp lực nước từ máy bơm sẽ được nạp đầy vào bình tích áp. Bình tích

áp có hai thiết bị chính gồm: đồng hồ đo áp lực bình, hộp điều khiển bình tích áp.

Nhiệm vụ của hộp điều khiển này là giúp máy bơm khởi động lại khi áp lực bình

xuống thấp đến một giá trị cho trước.

Bước 3: Từ bình tích áp, áp lực nước sẽ theo đường dẫn đến buồng nén. Áp

lực vào buồng nén có hai đồng hồ đo áp. Một đồng hồ đo áp lực vào buồng, đồng hồ

còn lại đo áp lực thấm vào mẫu. Áp lực buồng và áp lực thấm thông qua tính toán sẽ

được cố định giá trị tại đồng hồ đo.

Bước 4: Sau khi áp lực buồng và áp lực thấm đến giá trị tính toán, mô hình sẽ

duy trì theo thời gian t.

Bước 5: Sau thời gian t, cho thiết bị dừng hoạt động và tiến hành thí nghiệm

lại xác định các chỉ tiêu cơ lý vật liệu đất đắp.

Hệ thống điều khiển

Bình tích áp

Máy bơm

Dòng thấm ra

Dòng thấm

Bộ phận lọc nước và quan sát

Nguồn cấp nước

Sơ đồ thí nghiệm được thể hiện ở Hình 2.21.

Hình 2.21. Sơ đồ thí nghiệm trên thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất

đắp do tác động dòng thấm theo thời gian

48

2.4.2. Định hướng các kết quả thí nghiệm

Kết quả nghiên cứu trên thiết bị sẽ xác định các thông số thay đổi theo thời

gian gồm: lực dính (C); góc ma sát trong (φ); dung trọng (γ) và hệ số thấm (K).

2.4.2.1. Xác định lực dính và góc ma sát trong

Lực dính (C) và góc ma sát trong () thường được gọi là các thông số sức

chống cắt của đất. Thông số này có ảnh hưởng rất lớn đến trạng thái ổn định của công

trình đất đắp. Các thí nghiệm xác định hai đặc trưng chống cắt của đất thường được

tiến hành bằng thí nghiệm cắt trực tiếp (cắt chậm, cắt nhanh và cắt nhanh cố kết) hoặc

thí nghiệm cắt gián tiếp bằng máy nén ba trục theo TCVN 8868:2011 - Thí nghiệm

xác định sức kháng cắt không cố kết – không thoát nước và cố kết – thoát nước của

đất dính trên thiết bị nén ba trục.

Thông qua thiết bị, quá trình cố kết thấm theo thời gian trên mẫu có xét đến

tác động dòng thấm được tiến hành, tiếp tục thực hiện thí nghiệm xác định sức chống

cắt với mẫu đất này trên thiết bị nén ba trục. Sự thay đổi lực dính và góc ma sát trong

theo thời gian được xác định.

2.4.2.2. Xác định hệ số thấm

Hệ số thấm của đất là tốc độ của nước tự do chảy qua các khe rỗng giữa các

hạt rắn của đất, tuân theo định luật chảy tầng của Darcy, ứng với trị số gradient thủy

lực bằng 1, kí hiệu là Kt.

Đối với đất đắp đập, thông số sức chống cắt và hệ số thấm ảnh hưởng rất lớn

đến mật độ (độ chặt) của đất đắp. Khi thông số sức chống cắt thay đổi, hệ số thấm

của đất đắp cũng thay đổi theo thời gian. Bằng cách lắp đặt thiết bị đo lưu lượng dòng

thấm qua mẫu đất trong quá trình thiết bị vận hành. Sự thay đổi hệ số thấm theo thời

gian được xác định.

2.4.2.3. Xác định dung trọng

Dung trọng khô (γc) là khối lượng của phần hạt rắn có trong một đơn vị thể

tích đất tự nhiên hoặc đất đắp, tính bằng gam trên centimet khối (g/cm3). Dung trọng

của đất phụ thuộc vào thành phần hạt, độ chặt và kết cấu của đất. Do vậy, khi thành

phần hạt của đất thay đổi theo thời gian do tác động của dòng thấm thì dung trọng

49

của mẫu cũng sẽ thay đổi theo. Mẫu đất sau khi thí nghiệm trên thiết bị sẽ được xác

định lại khối lượng riêng.

2.5. Mô phỏng thuật toán xây dựng đồ thị sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp

do ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian

Biểu đồ biểu diễn các đường quan hệ tính chất cơ lý đất đắp theo thời gian

gồm γ = f(t), C = f(t), φ = f(t) được xác định từ kết quả thí nghiệm trên thiết bị mô

phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập do tác động dòng thấm theo thời gian.

Vì thời gian để tính chất cơ lý của đất đắp đập thay đổi tương ứng với thời gian vận

hành hồ chứa (mà thời gian vận hành hồ chứa kéo dài hàng trăm năm), do vậy với

thời gian thí nghiệm mô phỏng hiện tượng này (nhỏ hơn rất nhiều lần so với thời gian

vận hành thực tế của hồ chứa) nên cần phải tìm cách tăng tốc để sao cho trong thời

gian thí nghiệm (chỉ cần vài tháng) thì tính chất cơ lý thay đổi xảy ra tương đương

với hàng trăm năm ngoài thực tế.

Biểu đồ biểu diễn các đường quan hệ về tính chất cơ lý đất đắp theo thời gian

được xây dựng theo trình tự như phác họa trên ở các block A, B, C (Hình 2.22).

B MÔ HÌNH VẬT LÝ

A CÔNG TRÌNH THỰC TẾ (MÔ HÌNH THỰC)

C MÔ HÌNH VẬT LÝ (ĐÃ TĂNG TỐC)

Hình 2.22. Các bước xây dựng biểu đồ quan hệ tính chất cơ lý đất đắp theo thời gian

Lưu đồ biểu diễn các bước xây dựng biểu đồ quan hệ được thể hiện trong Hình

2.23 bao gồm nhập dữ liệu, xây dựng phương trình hồi quy phi tuyến theo kết quả

mô hình vật lý (có xét đến tăng tốc), xây dựng phương trình hồi quy phi tuyến theo

kết quả mô hình vật lý và theo mối quan hệ giữa hai phương trình hồi quy phi tuyến.

Các bước xây dựng biểu đồ quan hệ cụ thể như sau:

Bước 1: Nhập các kết quả thí nghiệm.

Bước 2: Xây dựng phương trình hồi quy phi tuyến g(t) theo kết quả mô hình

vật lý (có xét đến tăng tốc). Thời điểm xây dựng bắt đầu từ thời điểm tính toán ban

đầu t = 0 đến thời điểm kết thúc thí nghiệm t.

Bước 3: Xây dựng phương trình hồi quy phi tuyến f’(t) theo kết quả mô hình

50

vật lý. Thời điểm xây dựng bắt đầu từ thời điểm tính toán ban đầu t = 0 đến các thời

điểm xác định kết thúc thí nghiệm t (5, 15, 30 ngày).

Bước 4: Xây dựng hàm hồi quy tổng thể f(t) từ mối quan hệ giữa hai hàm hồi

quy f’(t) và g(t).

Bước 5: Kiểm tra hàm hồi quy tổng thể f(t) từ các kết quả thí nghiệm bổ sung

trên mô hình vật lý.

Hình 2.23. Lưu đồ biểu diễn đồ thị sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian

Các hàm hồi quy phi tuyến được tác giả phân tích bằng phần mềm thống kê

SPSS (Statistical Package for the Social Sciences). Phần mềm SPSS hỗ trợ xử lý và

phân tích dữ liệu sơ cấp - là các thông tin được thu thập trực tiếp từ đối tượng nghiên

cứu, thường được sử dụng rộng rãi trong phân tích dữ liệu nghiên cứu. Tác giả sử

51

dụng ba tính năng trong SPSS để phân tích gồm: xây dựng hàm hồi quy phi tuyến

dạng đa thức, xây dựng hàm hồi quy phi tuyến dạng logistic và xây dựng hàm tương

quan giữa hệ phương trình hồi quy phi tuyến [9]. Đồ thị của các hàm tính chất cơ lý

thay đổi theo thời gian thể hiện trên Hình 2.24.

Hình 2.24. Đồ thị xác định hàm hồi quy tính chất cơ lý thay đổi theo thời gian

2.6. Kết luận chương 2

Việc xác định tính chất cơ lý của đất đắp đập trong quá trình vận hành hồ chứa

là rất quan trọng và cần thiết, một mặt nó thể hiện ảnh hưởng của dòng thấm đến sự

thay đổi tính chất cơ lý đất đắp, mặt khác là nền tảng cho việc kiểm tra và hoàn thiện

các phương trình toán học sao cho biểu diễn được sát với các số liệu thí nghiệm. Nội

dung chương trình bày các bước xây dựng thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ

lý đất đắp do tác động dòng thấm theo thời gian. Thông qua thiết bị này, kết hợp cùng

các thí nghiệm khác sẽ xác định sự thay đổi các tính chất cơ lý đất đắp theo thời gian

gồm lực dính (C); góc ma sát trong (φ); dung trọng (γ) và hệ số thấm (Kt).

Một hạn chế của việc thí nghiệm trên mô hình này là thời gian thí nghiệm.

Thời gian thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian tương ứng với thời gian vận hành

đập đất. Do thời gian vận hành đập kéo dài nhiều năm, do vậy thời gian thí nghiệm

tương ứng trên thiết bị là không khả thi. Để giải quyết vấn đề này, nội dung chương

đã tiến hành xây dựng thuật toán biểu diễn sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp theo

thời gian có xét đến vấn đề tăng tốc thí nghiệm.

52

Chương 3

THỰC NGHIỆM XÁC ĐỊNH SỰ THAY ĐỔI TÍNH CHẤT CƠ LÝ

ĐẤT ĐẮP DO ẢNH HƯỞNG DÒNG THẤM THEO THỜI GIAN

Trong mục 1.5 đã nêu lên sự cần thiết phải nghiên cứu sự thay đổi các giá trị

dung trọng, hệ số thấm và các đặc trưng sức chống cắt của đất đắp đập do ảnh hưởng

của dòng thấm qua đập đất theo thời gian. Sự thay đổi của các thông số này sẽ được xác

định thông qua thiết bị thí nghiệm nhằm nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý của đất

đắp đập do tác động dòng thấm theo thời gian như đã trình bày trong chương 2.

3.1. Vật liệu thí nghiệm

3.1.1. Chọn loại đất để nghiên cứu

Trong chương 1, đã giới thiệu về đặc điểm địa chất công trình khu vực miền

Trung, đồng thời trình bày các loại đất thường được sử dụng đắp đập ở khu vực

nghiên cứu. Trong đó, các loại đất thường được sử dụng để đắp đập ở khu vực miền

Trung gồm:

- Aluvi cổ;

- Đất sườn tàn tích – tàn tích trên nền đá trầm tích lục nguyên sét bội kết và

cát bội kết;

- Đất sườn tàn tích – tàn tích trên nền bazan cổ;

- Đất sườn tàn tích – tàn tích trên nền đá xâm nhập sâu.

Thông qua bảng trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của các loại đất (Bảng 1.1÷

Bảng 1.4) có thể có một số nhận xét chung là đất dùng để đắp đập chủ yếu là các loại

đất dính, phạm vi thay đổi lực dính khá rộng. Từ phạm vi thay đổi này, có thể phân

đất đắp thành ba loại theo sự thay đổi lực dính như sau [17]:

- Loại I: nhóm đất có tính dính lớn, lực dính C = (0,24÷0,30)kG/cm2;

- Loại II: nhóm đất có tính dính trung bình, lực dính C = (0,20÷0,23)kG/cm2;

- Loại III: nhóm đất có tính dính nhỏ, lực dính C = (0,16÷0,19)kG/cm2.

Dựa vào các yếu tố gồm: tính chất cơ lý, phân loại các loại đất đắp và thời gian

thí nghiệm, loại đất đắp được luận án lựa chọn để nghiên cứu là aluvi cổ. Theo TCVN

53

8732:2012 – Đất xây dựng công trình thủy lợi-Thuật ngữ và định nghĩa thì đây là loại

đất được hình thành từ các vật liệu hạt khoáng được vận chuyển và trầm tích do hoạt

động của dòng sông [25]. Đặc điểm chính của thành tạo như sau:

- Đất trầm tích dọc bờ, thềm sông với vật liệu hạt nhỏ, hạt mịn tạo nên các đất

hạt mịn, đất cát pha sét hoặc bụi;

- Đất trầm tích lòng sông với vật liệu chủ yếu là cát, sỏi, cuội, tảng thường tròn

cạnh.

Ở điều kiện tự nhiên, đất có dung trọng khô γc = 1,4÷1,6 T/m3, độ ẩm W =

20÷25%, trạng thái dẻo cứng đến cứng. Khi bão hòa nước có các thông số chống cắt

φ = 16°÷20°, C = 0,10÷0,4 kG/cm2, hệ số thấm Kt = 10-4÷10-5 cm/s. Loại đất này có

hàm lượng sét 15÷35%, có thể sử dụng để đắp đập đồng chất hoặc đắp các lõi đập.

Tương ứng với loại đất này, đề tài lựa chọn đất đắp đập chính hồ chứa nước Tả Trạch,

tỉnh Thừa Thiên Huế.

3.1.2. Công tác lấy mẫu đất thí nghiệm

Đất được lấy ở vùng 5 mở rộng của mỏ VĐ2 (bản vẽ N°123Đ-ĐC-VL-08 ÷

N°123Đ-ĐC-VL-10) nằm ở hạ lưu khu vực mỏ VĐ2 – Công trình hồ chứa nước Tả

Trạch tỉnh Thừa Thiên Huế (Hình 3.1). Địa tầng tại khu vực vùng 5 mở rộng của mỏ

VĐ2 có các lớp đất từ trên xuống dưới như sau [2]:

- Lớp phủ: á sét nhẹ lẫn hữu cơ, rễ cây, màu xám nâu, xám vàng, trạng thái

nửa cứng, kết cấu kém chặt. Trong đất còn ít rễ cây cỏ và mùn thực vật. Lớp bóc bỏ

với chiều dày bóc bỏ trung bình 0,2÷0,5m.

- Lớp 2b: á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt. Nguồn gốc bồi tích (aQ). Lớp 2b khai thác làm vật liệu

xây dựng với chiều dày khai thác từ 0,5÷5,0m, trung bình 3÷4m.

- Lớp 2b1: á sét trung màu nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm,

kết cấu kém chặt vừa - kém chặt. Nguồn gốc bồi tích (aQ). Lớp khai thác làm vật liệu

xây dựng với chiều dày khai thác 0,6÷2,5m, trung bình 2m.

- Lớp 2b3: á sét trung - nặng màu vàng nâu, nâu xám lẫn ít mùn thực vật, trạng

thái dẻo mềm, kết cấu kém chặt vừa - kém chặt. Nguồn gốc bồi tích (aQ). Lớp không

54

khai thác làm vật liệu xây dựng.

- Lớp 2a: Hỗn hợp cát cuội sỏi, cuội sỏi kích thước 2÷100mm, chiếm khoảng

50÷60%. Nguồn gốc bồi tích (aQ). Lớp không khai thác làm vật liệu xây dựng.

- Lớp 3b: Đất á sét trung lẫn dăm sạn màu nâu vàng, nâu, trạng thái nửa cứng,

kết cấu chặt, dăm sạn là bội kết, vón kết laterite kích thước 0,2÷3cm, chiếm khoảng

30% tương đối mềm bở. Nguồn gốc pha tàn tích (deQ). Lớp tận dụng khai thác làm

vật liệu xây dựng.

- Lớp 3b1: Hỗn hợp dăm sạn và á sét nhẹ màu xám vàng, nâu tím, trạng thái

nửa cứng, kết cấu chặt, dăm sạn là bội kết, thạch anh 0,2÷1,0cm, cá biệt 4÷6cm, tương

đối mềm bở ÷ tương đối cứng. Nguồn gốc pha tàn tích (deQ). Lớp không khai thác

làm vật liệu xây dựng.

Hình 3.1. Vị trí lấy mẫu (vùng 5 mở rộng của mỏ VĐ2) – Công trình hồ chứa nước

Tả Trạch tỉnh Thừa Thiên Huế

3.1.3. Các kết quả thí nghiệm vật liệu

55

3.1.3.1. Xác định thành phần hạt

Thành phần hạt của đất là tỷ lệ phần trăm (%) theo khối lượng của các nhóm

cỡ hạt thành phần có trong đất. Phân tích thành phần hạt là một thí nghiệm cần thiết

của đất, đặc biệt là đất hạt thô, kết quả phân tích thể hiện tỷ lệ tương đối các kích

thước hạt khác nhau trong đất. Từ đó có thể xác định được thành phần chủ yếu của

đất là cuội sỏi, cát, bụi hay sét. Và ở một giới hạn nào đó có thể kiểm soát được một

số đặc tính kỹ thuật của đất. Kết quả thí nghiệm được xác định theo TCVN 4198:2014

và ASTM D422 – 63.

Kết quả thí nghiệm trình bày ở Phụ lục B-1.

3.1.3.2. Xác định khối lượng thể tích khô lớn nhất và độ ẩm tối ưu

Để xác định được khối lượng đất đưa vào khuôn chế bị mẫu, cần xác định hai

thông số là dung trọng khô lớn nhất và độ ẩm tốt nhất được xác định qua thí nghiệm

đầm nén tiêu chuẩn theo TCVN 4201:2012.

Kết quả thí nghiệm trình bày ở Phụ lục B-1.

3.1.3.3. Xác định sức chống cắt

Thí nghiệm xác định sức chống cắt của vật liệu thí nghiệm được thực hiện trên

thiết bị nén ba trục theo TCVN 8868:2011, ASTM D2850, BS 1377.

Quá trình thí nghiệm qua các bước sau:

- Bước 1: Chuẩn bị mẫu

Hình 3.2. Cân khối lượng đất và chế bị mẫu

- Bước 2: Lắp đặt mẫu

56

(a) Thiết bị TCT tại LAS – XD 1239 (b) Thiết bị mô phỏng tại Đại học Bách khoa Đà Nẵng Hình 3.3. Mẫu được lắp vào buồng nén ba trục

- Bước 3: Bão hòa mẫu (thực hiện trên máy tính)

- Bước 4: Cố kết mẫu (thực hiện trên máy tính)

- Bước 5: Cắt mẫu

(a) Thiết bị TCT tại LAS – XD 1239

(b) Thiết bị TCT tại Đại học Bách Khoa Đà Nẵng Hình 3.4. Thí nghiệm nén ba trục trên thiết bị TCT

57

Các kết quả thí nghiệm sức chống cắt của vật liệu thí nghiệm theo hai sơ đồ

CU và CD trình bày ở Phụ lục B-2.

3.2. Quy hoạch thực nghiệm

Điều tra khảo sát vật liệu đắp đập là một hạng mục khảo sát địa chất công

trình, được tiến hành ở giai đoạn thiết kế kỹ thuật và thi công. Mục đích nhằm xác

định vị trí, chất lượng, trữ lượng các mỏ vật liệu đất đá thiên nhiên để thiết kế loại

hình đập, kết cấu mặt cắt phù hợp, thi công thuận lợi và an toàn bền vững. Công tác

khảo sát và thí nghiệm đất đá cần tuân thủ các Tiêu chuẩn kỹ thuật hiện hành liên

quan [24].

Đề tài tham khảo các Tiêu chuẩn kỹ thuật hiện hành liên quan để xác định các

chỉ tiêu cơ lý vật liệu thí nghiệm và đánh giá sự thay đổi các chỉ tiêu cơ lý theo thời

gian dựa trên thiết bị xây dựng ở chương 2, thí nghiệm tiến hành chế tạo mẫu và xác

định các chỉ tiêu sau: dung trọng (γ), lực dính (C), góc ma sát trong () và hệ số thấm

(Kt). Để tiến hành thực nghiệm cho bốn chỉ tiêu cần xác định như trên, mẫu đất được

chế bị đồng nhất về thành phần vật liệu, kích thước mẫu, độ ẩm và độ chặt chế bị. Quy

hoạch mẫu chế bị có hình trụ có kích thước (đường kính 35mm, cao 70mm) và khối

lượng mẫu tính toán là 136,50g được trình bày chi tiết ở mục 3.3.1.

Điều kiện ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian được xét ở hai điều kiện bao gồm:

- Mẫu cố kết có xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo điều kiện thực tế;

- Mẫu cố kết có xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo điều kiện tăng ảnh hưởng

dòng thấm được trình bày chi tiết ở mục 3.3.3.

Các mẫu được tiến hành thí nghiệm chỉ tiêu cơ lý ở tuổi mẫu T = 0, 5, 15, 30,

45, 60, 90 ngày. Các thí nghiệm thực hiện để đánh giá sự thay đổi của các chỉ tiêu cơ

lý và hệ số thấm của đất theo thời gian, đồ thị xây dựng được thể hiện trong bảng kế

hoạch thực nghiệm (Bảng 3.1).

- Số lượng mẫu xác định thành phần hạt : 02 tổ mẫu

- Số lượng mẫu xác định độ chặt tiêu chuẩn : 02 tổ mẫu

- Số lượng mẫu thí nghiệm xác định dung trọng : 28 tổ mẫu

- Số lượng mẫu thí nghiệm xác định sức chống cắt : 16 tổ mẫu

- Số lượng mẫu thí nghiệm xác định hệ số thấm : 16 tổ mẫu

(01 tổ mẫu gồm 03 mẫu).

58

Bảng 3.1. Quy hoạch số lượng mẫu thí nghiệm

Thời gian dự kiến Số lượng TT Chỉ tiêu thí nghiệm Đơn vị Tiêu chuẩn áp dụng Số ngày Thời gian Ngày tổ mẫu tuổi dự kiến thực hiện

Thành phần hạt TCVN 4198:2014 02 tổ mẫu 7-8/2016 17-18/8/2016 % - 1

Dung trọng tốt nhất g/cm3 TCVN 4201:2012 02 tổ mẫu 7-8/2016 17-18/8/2016 2 Độ ẩm tốt nhất % -

Sức chống cắt ban đầu - TCVN 8868:2011 02 tổ mẫu 9-10/2016 20-26/9/2016 - 3

Hệ số thấm ban đầu cm/s TCVN 8723:2012 02 tổ mẫu 9-10/2016 20-26/9/2016 - 4

mẫu Chế tạo mẫu TCVN 8868:2011 14 tổ mẫu 2-3/2018 2-3/2018 - 5

17/8/2016 0 - 18/8/2016

12/3/2018 5 - 03/5/2018 6 g/cm3 TCVN 4202:2012 28 mẫu Thí nghiệm xác định dung trọng 09/4/2018 15 - 01/6/2018

24/5/2018 30 - 03/7/2018

59

17/7/2018 45 - 19/8/2018

20/8/2018 60 - 29/10/2018

30/10/2018 90 - 16/1/2019

17/8/2016 0 - 18/8/2016

12/3/2018 5 - 03/5/2018

09/4/2018 15 - 01/6/2018 7 TCVN 8868:2011 14 tổ mẫu Thí nghiệm xác định sức chống cắt 24/5/2018 30 - 03/7/2018

17/7/2018 45 - 19/8/2018

20/8/2018 60 - 29/10/2018

60

30/10/2018 90 - 16/1/2019

17/8/2016 0 - 18/8/2016

12/3/2018 5 - 03/5/2018

09/4/2018 15 - 01/6/2018

24/5/2018 - 8 cm/s TCVN 8723:2012 14 tổ mẫu 30 Thí nghiệm xác định hệ số thấm 03/7/2018

17/7/2018 45 - 19/8/2018

20/8/2018 60 - 29/10/2018

30/10/2018 90 - 16/1/2019

61

3.3. Một số điều kiện thí nghiệm trên thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất

cơ lý đất đắp do ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian

3.3.1. Quá trình chế bị mẫu thí nghiệm

Mẫu đất thí nghiệm được đầm nén với giá trị khối lượng đơn vị khô bằng 97%

khối lượng đơn vị khô lớn nhất và độ ẩm tương ứng sau khi đầm nén (Bảng 3.2). Mẫu

đất được đầm nén từ 3 lớp đất với chiều dày mỗi lớp là 23mm để đảm bảo tính đồng

nhất về độ chặt trong toàn mẫu (Hình 3.5). Chiều cao và đường kính mẫu tương ứng

là 70mm và 35mm như trình bày trong nội dung xây dựng thiết bị thí nghiệm ở

chương 2. Trọng lượng quả đầm là 0,715kG, trọng lượng quả đầm và thanh dẫn là

1,303kG, chiều cao quả đầm rơi là 30cm.

Bảng 3.2. Khối lượng đất đưa vào khuôn chế bị mẫu

Thông số Đơn vị Giá trị

Dung trọng khô lớn nhất g/cm3 1,68

Độ ẩm tốt nhất % 16,23

Độ chặt chế bị 0,97

- cm3

g 72,066 136,50 Thể tích dao Khối lượng đất đưa vào khuôn chế bị mẫu

Hình 3.5. Mẫu đất thí nghiệm sau khi được chế bị

3.3.2. Quá trình bão hòa mẫu

Mục đích của việc làm bão hòa mẫu là làm cho tất cả các lỗ rỗng đều được lấp

đầy bằng nước. Muốn vậy, thường nâng áp lực nước lỗ rỗng trong mẫu đất lên đủ cao

62

để nước choán chỗ toàn bộ phần khí có trong các lỗ rỗng [26]. Để thực hiện quá trình

này, thiết bị dùng áp lực dòng thấm tác động lên mẫu, cùng lúc đó tăng áp lực buồng

để giữ lại một ứng suất hữu hiệu dương nhỏ.

Tất cả các mẫu dùng trong chương trình thí nghiệm này đầu tiên đều được bão

hòa nhằm tạo nên sự thống nhất về độ ẩm hay độ bão hòa ban đầu. Theo Head (1986)

[55], mẫu đất được xem là bão hòa hoàn toàn khi hệ số áp lực nước lỗ rỗng B đạt giá

trị lớn hơn hoặc bằng 0,95. Thời gian quá trình này được biểu diễn như sau:

Áp lực buồng σz (kG/cm2) Áp lực dòng thấm σt (kG/cm2) Áp lực nước lỗ rỗng u (kG/cm2) Chênh lệch áp lực nước lỗ rỗng (kG/cm2) Giá trị B (%) Thời gian t (giờ)

0 0 0 0

0,5 0 0,16 0,16 32,0 18

0,5 0,4 0,34 36

1,0 0,4 0,70 0,36 72,0 54

1,0 0,9 0,75 72

1,5 0,9 1,23 0,48 96,0 90

1,5 1,4 1,28 93

1,9 1,4 1,68 96

Hình 3.6. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa mẫu 1

63

Áp lực buồng σz (kG/cm2) 0 0,5 0,5 1,0 1,0 1,5 1,5 2,4 Áp lực dòng thấm σt (kG/cm2) 0 0 0,4 0,4 0,9 0,9 1,4 1,4 Áp lực nước lỗ rỗng u (kG/cm2) 0 0,19 0,33 0,71 0,77 1,25 1,31 2,21 Chênh lệch áp lực nước lỗ rỗng (kG/cm2) 0,19 0,38 0,48 Giá trị B (%) 38,0 76,0 96,0 Thời gian t (giờ) 0 18 36 54 72 90 93 96

Hình 3.7. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa mẫu 2

Áp lực buồng σz (kG/cm2) 0 0,5 0,5 1,0 1,0 1,5 1,5 3,4 Áp lực dòng thấm σt (kG/cm2) 0 0 0,4 0,4 0,9 0,9 1,4 1,4 Áp lực nước lỗ rỗng u (kG/cm2) 0 0,18 0,27 0,69 0,77 1,26 1,32 3,22 Chênh lệch áp lực nước lỗ rỗng (kG/cm2) 0,18 0,42 0,49 Giá trị B (%) 36,0 84,0 98,0 Thời gian t (giờ) 0 18 36 54 72 90 93 96

64

Hình 3.8. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa mẫu 3

Dựa vào trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa trên một tổ mẫu,

có thể biểu diễn quan hệ giữa áp lực dòng thấm, áp lực buồng theo thời gian (áp dụng

cho tất cả các mẫu trong quá trình thí nghiệm) theo hai giai đoạn như sau:

Hình 3.9. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa mẫu

Mức độ bão hòa có xu hướng giảm nhỏ trong thời gian đầu của giai đoạn 2.

Giải thích cho sự thay đổi này là vì các bọt khí được tạo ra ở trong mẫu chế bị khi

nước thế chỗ lỗ rỗng làm áp lực giảm. Xu hướng giảm chỉ số B này tương đồng với

kết quả nghiên cứu của Evans and Fang (1988) [44]. Tuy nhiên, trong suốt quá trình

bão hòa mẫu, chỉ số B đều luôn luôn lớn hơn 0,95 và mẫu được xem là bão hòa trong

quá trình thí nghiệm.

65

3.3.3. Quá trình thay đổi dòng thấm theo thời gian

Sau khi giai đoạn bão hòa kết thúc, mẫu được cố kết thấm dưới áp lực buồng

và áp lực dòng thấm, hay nói cách khác mẫu đất được cố kết đẳng hướng bằng áp lực

hiệu quả. Giá trị độ lớn áp lực cố kết được tính toán theo mục 2.3 áp dụng cho đập

Hình 3.10. Mặt cắt ngang đập chính hồ chứa nước Tả Trạch, tỉnh Thừa Thiên Huế

chính hồ chứa nước Tả Trạch, tỉnh Thừa Thiên Huế (Hình 3.10).

3.3.3.1. Xác định áp lực buồng và áp lực dòng thấm

- Xác định áp lực buồng:

Xác định áp lực buồng theo công thức (CT 2.1):

Trong đó: ); γ : dung trọng của đất đắp (

h: độ sâu của điểm nghiên cứu (h = 28m).

Xác định mức độ chênh lệch giữa áp lực ngang và áp lực đứng thông qua mô

hình mô phỏng số trên phần mềm Plaxis (Hình 3.11).

Hình 3.11. Áp lực ngang và áp lực đứng tại điểm nghiên cứu trên mặt cắt ngang đập

chính hồ chứa nước Tả Trạch, tỉnh Thừa Thiên Huế

66

Dựa trên kết quả tính toán theo công thức (CT 2.1) và mức độ chênh lệch giữa

áp lực ngang và áp lực đứng tại điểm nghiên cứu (Hình 3.11), giá trị áp lực buồng là

σz = 3,2atm.

- Xác định áp lực dòng thấm:

Xác định áp lực thấm theo công thức (2.2):

Trong đó: ); γw : dung trọng của nước (

z: độ sâu của điểm nghiên cứu tính từ mặt chuẩn (z = 17m).

Dựa trên kết quả tính toán theo công thức (CT 2.2), giá trị áp lực thấm là σt =

1,7atm.

3.3.3.2. Các giai đoạn thay đổi áp lực dòng thấm theo thời gian

Áp lực dòng thấm đối với từng mẫu được tính toán tương ứng với yêu cầu

trong quy hoạch thực nghiệm (mục 3.2). Tương ứng với hai điều kiện thí nghiệm, quá

trình thao tác thay đổi áp lực dòng thấm lên từng mẫu được biểu diễn như sau:

- Điều kiện 1: Mẫu cố kết có xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo điều kiện thực

tế được thể hiện ở Hình 3.12 ÷ Hình 3.14.

Hình 3.12. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng

thấm cho mẫu 1 (theo điều kiện thực tế)

67

Hình 3.13. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng

thấm cho mẫu 2 (theo điều kiện thực tế)

Hình 3.14. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng

thấm cho mẫu 3 (theo điều kiện thực tế)

68

- Điều kiện 2: Mẫu cố kết có xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo điều kiện tăng

ảnh hưởng dòng thấm (tăng gấp hai lần ảnh hưởng dòng thấm) được thể hiện ở Hình

3.15 ÷ Hình 3.17.

Hình 3.15. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng

thấm mẫu 1 (theo điều kiện tăng áp lực thấm)

Hình 3.16. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng

thấm mẫu 2 (theo điều kiện tăng áp lực thấm)

69

Hình 3.17. Trình tự và thời gian thao tác quá trình làm bão hòa và tác động dòng

thấm mẫu 3 (theo điều kiện tăng áp lực thấm)

3.4. Kết quả thí nghiệm

3.4.1. Dung trọng đất đắp thay đổi theo thời gian

Thông qua thí nghiệm mẫu thử trên thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ

lý đất đắp đập do tác động dòng thấm theo thời gian ứng với điều kiện thực tế và điều

kiện tăng áp lực thấm, kết quả thí nghiệm dung trọng đất đắp (γt) thay đổi theo thời

gian được thể hiện ở Bảng 3.3.

Bảng 3.3. Kết quả thí nghiệm dung trọng đất đắp (γt) thay đổi theo thời gian

(đơn vị: kN/m3)

Thời gian (ngày) 0 5 15 30 45 60 90

Điều kiện thực tế 18,90 18,80 18,80 18,70 18,70 18,60

18,90

18,70 18,20 17,50 17,50 17,40 17,40 Điều kiện tăng áp lực thấm

70

Kết quả thí nghiệm ở Bảng 3.3 được biểu diễn trên Hình 3.18.

Hình 3.18. Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi dung trọng theo thời gian

Dung trọng đất đắp (γt) khi xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian thay

đổi theo quan hệ hồi quy bậc nhất với thời gian t, thông số γt thay đổi như sau:

, với R2 = 0,7619 (CT 3.1)

(Xác định hàm hồi quy ở công thức (CT 3.1) được trình bày ở Phụ lục C-1).

Một số nhận xét kết quả thí nghiệm:

- Khi xét đến ảnh hưởng dòng thấm với điều kiện tăng áp lực thấm theo thời

gian, dung trọng của đất đắp (γt) thay đổi theo theo hai giai đoạn:

+ Giai đoạn 1: , với R2 = 0,9994

+ Giai đoạn 2: , với R2 = 0,7143

- Sự thay đổi dung trọng đất đắp (γt) có thể được giải thích như sau:

Sự thay đổi dung trọng đất đắp tỷ lệ sẽ với khối lượng đất bị xói tích lũy theo

thời gian. Tương ứng với điều kiện áp lực thấm thực tế, thời gian ảnh hưởng của dòng

thấm chưa đủ lớn, dẫn đến khối lượng xói tích lũy nhỏ, nên dung trọng gần như ít

71

thay đổi. Tuy nhiên, tương ứng với điều kiện tăng áp lực thấm, thời gian càng dài,

ảnh hưởng của dòng thấm lên mẫu làm khối lượng đất bị xói tích lũy tăng lên. Đến

một khoảng thời gian sau (t = 30 ngày), khối lượng xói tích lũy giảm dần và gần như

không còn, dung trọng đất đắp gần như không đổi trong giai đoạn này. Biểu đồ khối

lượng đất xói tích lũy theo thời gian trình bày ở Hình 3.19.

Hình 3.19. Biểu đồ biểu diễn khối lượng đất xói tích lũy (Σmerosion) theo thời gian

Có thể nhận thấy rằng, quá trình xói hạt mịn liên tục trên các mẫu thử có thể

dẫn đến việc sắp xếp lại vị trí các hạt đất, do đó, dẫn đến sự biến dạng thể tích và thay

đổi dung trọng đất đắp. Mẫu thử trong suốt thời gian thí nghiệm có xu hướng nén lại

trong quá trình xói hạt mịn tích lũy. Điều này thể hiện rằng, khi quá trình xói hạt mịn

xảy ra, quá trình sắp xếp lại vị trí hạt đất trong mẫu cũng xảy ra đồng thời. Kết quả

thí nghiệm này tương đồng với kết quả của tác giả Moffat và cộng sự (2011) [68] đã

mô tả quá trình biến dạng thể tích tương ứng với quá trình diễn ra hiện tượng xói

trong. Quá trình này cũng kéo theo sự phân bố kích thước hạt trong mẫu như một số

tác giả đã nghiên cứu như Kenney và Lau (1985) [57], Chang và Zhang (2011) [40],

Lin Ke và Akihiro Takahashi (2014) [62]. Tuy nghiên, do hạn chế trong điều kiện thí

nghiệm, đường cong phân bố thành phần hạt sau thí nghiệm không xét đến trong

nghiên cứu.

72

3.4.2. Cường độ sức chống cắt đất đắp thay đổi theo thời gian

Thông qua thí nghiệm mẫu thử trên thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ

lý đất đắp đập do tác động dòng thấm theo thời gian ứng với điều kiện thực tế và điều

kiện tăng áp lực thấm, kết quả sức chống cắt thay đổi theo thời gian được thể hiện ở

Bảng 3.4 và Bảng 3.5.

Bảng 3.4. Kết quả thí nghiệm lực dính đất đắp (Ct) thay đổi theo thời gian

(đơn vị: kN/m2)

Thời gian (ngày) 0 5 15 30 45 60 90

Điều kiện thực tế 21,75 21,30 20,69 20,45 20,15 20,10

22,16

21,50 20,00 19,50 19,40 19,15 19,10 Điều kiện tăng áp lực thấm

Kết quả thí nghiệm ở Bảng 3.4 được biểu diễn trên Hình 3.20.

Hình 3.20. Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi lực dính theo thời gian

Lực dính đất đắp (Ct) khi xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian thay đổi

theo quan hệ hồi quy bậc ba với thời gian t, thông số Ct thay đổi như sau:

, với R2 = 0,9901 (CT 3.2)

(Xác định hàm hồi quy ở công thức (CT 3.2) được trình bày ở Phụ lục C-2).

73

Bảng 3.5. Kết quả thí nghiệm góc ma sát trong đất đắp (φt) thay đổi theo thời gian (đơn vị: độ)

Thời gian (ngày) 0 5 15 30 45 60 90

Điều kiện thực tế 14,975 14,580 14,177 14,050 14,000 14,000

15,210

14,830 14,320 13,900 13,780 13,710 13,650 Điều kiện tăng áp lực thấm

Kết quả thí nghiệm ở Bảng 3.5 được biểu diễn trên Hình 3.21.

Hình 3.21. Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi góc ma sát trong theo thời gian

Góc ma sát trong đất đắp (φt) khi xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian

thay đổi theo quan hệ hồi quy bậc ba với thời gian t, thông số φt thay đổi như sau:

, với R2 = 0,932 (CT 3.3)

(Xác định hàm hồi quy ở công thức (CT 3.3) được trình bày ở Phụ lục C-3).

Một số nhận xét kết quả thí nghiệm:

- Khi xét đến ảnh hưởng dòng thấm với điều kiện tăng áp lực thấm theo thời

gian, sức chống cắt của đất đắp (Ct, φt) thay đổi theo theo hai giai đoạn:

, với R2 = 0,9954 + Giai đoạn 1:

, với R2 =0,9974

74

, với R2 = 0,8513 + Giai đoạn 2:

, với R2 =0,9991

- Sự thay đổi sức chống cắt đất đắp (Ct, φt) có thể được giải thích như sau:

Theo thời gian t, cường độ sức chống cắt của đất đắp do ảnh hưởng dòng thấm

đều giảm. Như vậy, sự thay đổi sức chống cắt của đất tỷ lệ với lượng hạt mịn cuốn

trôi tích lũy theo thời gian. Tương ứng với hai giai đoạn thay đổi dung trọng đất đắp,

sức chống cắt của đất cũng thay đổi theo hai giai đoạn (Hình 3.22). Tương ứng với

điều kiện tăng áp lực thấm, dưới ảnh hưởng của dòng thấm lên mẫu ở giai đoạn 1(t =

0÷30 ngày) làm khối lượng đất bị xói tích lũy tăng lên nhanh kéo theo sự thay đổi

sức chống cắt lớn. Đến một khoảng thời gian sau (t = 30 ngày), giai đoạn 2, khối

lượng xói tích lũy giảm dần và gần như không còn, sức chống cắt của đất đắp gần

như không đổi trong giai đoạn này.

Đối với đất dính, yếu tố quyết định đến độ chặt của đất gồm: dung trọng khô

(γc), độ ẩm (W), loại đất (cấp phối, hàm lượng cát hạt sét,...). Từ mối tương quan sức

chống cắt của đất tỷ lệ với lượng hạt mịn cuốn trôi tích lũy theo thời gian, có thể nhận

xét rằng, sự thay đổi sức chống cắt của đất trong trường hợp này liên quan đến sự

thay đổi hàm lượng hạt sét trong vật liệu đắp đập do ảnh hưởng dòng thấm theo thời

(a) Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi dung trọng theo thời gian (b) Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi lực dính theo thời gian (c) Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi góc ma sát trong theo thời gian

gian.

Hình 3.22. Biểu đồ tương quan sự thay đổi giữa dung trọng và sức chống cắt đất

đắp theo thời gian

75

3.4.3. Hệ số thấm đất đắp thay đổi theo thời gian

Thông qua thí nghiệm mẫu thử trên thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý

đất đắp đập do tác động dòng thấm theo thời gian ứng với điều kiện thực tế và điều kiện

tăng áp lực thấm, kết quả hệ số thấm thay đổi theo thời gian được thể hiện ở Bảng 3.6.

Bảng 3.6. Kết quả thí nghiệm hệ số thấm Kt thay đổi theo thời gian (đơn vị: cm/s)

Thời gian (ngày) 0 5 15 30 45 60 90

Điều kiện thực tế 1,0.10-6 3,5.10-6 5,0.10-6 - - -

1,0.10-6

1,5.10-6 4.10-6 4,5.10-6 5,0.10-6 5,5.10-6 6,0.10-6

Điều kiện tăng áp lực thấm Theo thời gian, do ảnh hưởng dòng thấm thì hệ số thấm Kt có tăng lên. Sự thay

đổi hệ số thấm tương ứng với sự phát triển hệ số rỗng khi dung trọng thay đổi. Trong

kết quả thí nghiệm không tính toán đến sự phát triển hệ số rỗng khi dung trọng thay

đổi. Tuy nhiên, khi cơ chế xói ngầm diễn ra, hệ số rỗng cũng biến đổi theo. Việc thay

đổi hệ số rỗng là do số lượng hạt mịn mất đi (∆Vf) và việc các hạt có thể tự tái phân

bố (∆V) theo như Hình 3.23.

Hình 3.23. Biểu diễn các giai đoạn ảnh hưởng dòng thấm lên mẫu thử

Sự thay đổi này có thể giải thích theo hai giai đoạn:

- Giai đoạn 1: Khi bắt đầu có ảnh hưởng dòng thấm, biến dạng chưa xuất hiện

do các hạt mịn bị cuốn trôi, tổng thể tích mẫu chế bị vẫn được giữ nguyên và khối

lượng hạt mịn bị xói sẽ được nước thay thế ở cùng một thể tích (mẫu đất ở trạng thái

bão hòa).

- Giai đoạn 2: Quá trình xói làm mất đi một lượng lớn hạt mịn, hình thành một

cấu trúc mới. Điều này sẽ dẫn đến sự phân bố hình dạng mẫu đất đưa về một dạng ổn

định khác. Giai đoạn này hệ số rỗng của mẫu cũng thay đổi theo.

76

3.5. Đối sánh kết quả thí nghiệm

Kết quả của các hàm hồi quy (CT 3.1), (CT 3.2) và (CT 3.3) từ kết quả thí

nghiệm đối với đất aluvi cổ của đập chính công trình hồ chứa nước Tả Trạch – Thừa

Thiên Huế được áp dụng để đối sánh với sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do ảnh

hưởng dòng thấm theo thời gian cho một số đập đất trong khu vực nghiên cứu.

3.5.1. Công trình hồ chứa nước Liên Trì – Bình Sơn – Quảng Ngãi

Hồ chứa nước Liên Trì thuộc địa phận xã Bình Hiệp, huyện Bình Sơn, tỉnh

Quảng Ngãi; cụm đầu mối công trình cách tỉnh Quảng Ngãi khoảng 18km về phía

Bắc, cách UBND xã Bình Hiệp khoảng 1,9km về phía Tây Bắc. Công trình được xây

dựng vào năm 1980, qua quá trình sử dụng cho đến nay công trình đã xuống cấp

nghiêm trọng. Trong thời gian sử dụng, công trình đã được tu bổ nhiều lần với những

hư hỏng nhỏ như: cống lấy nước bị rò rỉ gây mất nước gây nguy hiểm cho công trình,

đập đất bị thấm mạnh qua thân đập, mái gia cố đá lát thượng lưu hồ bị bong tróc gây

nguy cơ sạt lở và sóng tràn qua đỉnh đập khi có lũ lớn.

Hình 3.24. Hiện trạng đỉnh đập và mái thượng lưu hồ chứa nước Liên Trì

Hồ chứa nước Liên Trì là đập đất đồng chất, có cao trình đỉnh đập

14,80÷15,04m; chiều dài đỉnh đập L = 303,71m; chiều rộng đỉnh đập B =

2,30÷4,00m; chiều cao lớn nhất Hmax = 10,36m; hiện trạng đỉnh đập kết cấu bằng đất

và có nhiều vị trí lồi lõm.

Chỉ tiêu vật liệu đất đắp đập từ thiết kế ban đầu và số liệu khoan khảo sát thời

điểm nâng cấp hồ chứa nước (năm 2017) được trình bày ở Bảng 3.7.

77

Bảng 3.7. Bảng chỉ tiêu cơ lý vật liệu dùng để đắp đập Liên Trì [3]

Chỉ tiêu cơ lý Đơn vị Ký hiệu Lớp đất đắp đập (theo thiết kế) Lớp đất đắp đập (khoan khảo sát)

Hạt sạn: 20.0 - 2.0 9,60 17,77

Hạt cát: 0.05 - 2.0 48,55 48,02

Thành phần hạt % P Hạt bụi: 0.01 - 0.005 20,60 18,43

Hạt sét: < 0.005 21,21 15,78

Độ ẩm W % 28,90 20,42

Dung trọng tự nhiên g/cm3 γ 2,03 1,91

Dung trọng khô g/cm3 1,68 1,48 γc

- ∆ 2,71 2,68 Tỷ trọng

- 0,823 0,591 Hệ số rỗng eo

% n 45,1 37,1 Độ rỗng

% G 95,0 92,5 Độ bão hoà

% 36,6 32,8 Giới hạn chảy WL

% 24,1 23,0 Giới hạn dẻo WP

% 12,5 9,8 Chỉ số dẻo IP

- 0,16 - Độ sệt IL

độ φ 17059’ 17050’ Góc ma sát trong

C 0,198 0,188 kG/cm2 Lực dính

a 0,032 0,028 cm2/kG Hệ số nén lún

cm/s 4,2x10-5 5,5x10-5 Hệ số thấm Kt

164,0 Mô đun tổng biến dạng kG/cm2 125,0 E0

1,74 Cường độ chịu tải kG/cm2 1,59 R0

Biểu đồ so sánh một số tính chất cơ lý đất đắp đập theo thời gian và khoảng

dự báo của hàm hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3 theo thời gian khai thác hồ chứa nước

(t = 37 năm) thể hiện trên Hình 3.25.

78

Hình 3.25. Biểu đồ đánh giá sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian của vật liệu đắp đập Liên Trì

(Xác định khoảng dự báo trên Hình 3.25 trình bày ở Phụ lục D-1)

Hình 3.25 cho thấy giá trị chỉ tiêu cơ lý tại thời điểm khảo sát nằm trong

khoảng dự báo theo thời gian từ hàm hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3. Trong đó:

- Với thông số dung trọng (đơn vị: kN/m3): Giá trị thực tế (19,10) nằm giữa

khoảng dự báo(18,26;19,25). Kết quả này tương đồng với hàm hồi quy ở công thức

(CT 3.1), cụ thể là, giá trị thông số dung trọng đất đắp sẽ thay đổi tỷ lệ với khối lượng

đất bị xói tích lũy theo thời gian.

- Với thông số lực dính (đơn vị: kN/m2): Giá trị thực tế (18,80) nằm gần giá trị

biến động min (18,03). Kết quả này tương đồng với hàm hồi quy ở công thức (CT 3.2),

cụ thể là, giá trị thông số lực dính sẽ thay đổi tương đương với sự thay đổi thông số

dung trọng đất đắp và phụ thuộc nhiều vào khối lượng hạt mịn bị xói tích lũy theo thời

gian trong vật liệu đất đắp.

- Với thông số góc ma sát trong (đơn vị: độ): Giá trị thực tế (17,833) nằm gần giá

trị biến động max (18,128). Kết quả này tương đồng với hàm hồi quy ở công thức (CT

3.3), cụ thể là, giá trị góc ma sát trong sẽ thay đổi tương đương với sự thay đổi thông số

dung trọng đất đắp và ít phụ thuộc vào khối lượng hạt mịn bị xói tích lũy theo thời gian

trong vật liệu đất đắp.

Với các khoảng dự báo này, kết quả dự báo theo hàm hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT

3.3 tương đồng với giá trị kết quả khoan khảo sát vật liệu đắp đập Liên Trì – Quảng Ngãi.

79

3.5.2. Công trình hồ chứa nước Hố Hiểu – Sơn Tịnh – Quảng Ngãi

Hồ chứa nước Hố Hiểu thuộc địa phận xã Tịnh Đông, huyện Sơn Tịnh, tỉnh

Quảng Ngãi. Cụm công trình đầu mối cách trung tâm huyện Sơn Tịnh về phía Đông-

Đông Nam khoảng 21km và cách UBND xã Tịnh Đông về phía Nam khoảng 2,5km.

Đập hiện trạng có kết cấu đập đất đồng chất, cao trình đỉnh đập 38,50÷38,75m, chiều

dài đỉnh đập L = 194m, chiều rộng đỉnh đập B = 3,80÷4,50m, chiều cao lớn nhất Hmax

= 8,40m. Hiện tại đỉnh đập kết cấu bằng đất nhiều vị trí lồi lõm, người dân đi lại tạo

thành lối mòn, vùng trũng.

Hình 3.26. Hiện trạng đỉnh đập và mái thượng lưu hồ chứa nước Hồ Hiểu

Chỉ tiêu vật liệu đất đắp đập từ thiết kế ban đầu và số liệu khoan khảo sát thời

điểm nâng cấp hồ chứa nước (năm 2017) được trình bày ở Bảng 3.8.

Bảng 3.8. Bảng chỉ tiêu cơ lý vật liệu đắp đập Hồ Hiểu [4]

Chỉ tiêu cơ lý Đơn vị Ký hiệu Lớp đất đắp đập (theo thiết kế) Lớp đất đắp đập (khoan khảo sát)

Hạt sạn: 20.0 - 2.0 22,92 19,10

Hạt cát: 0.05 - 2.0 38,39 41,55

Thành phần hạt P % Hạt bụi: 0.01 - 0.005 21,11 22,20

Hạt sét: < 0.005 17,58 17,24

Độ ẩm W % 18,58 17,60

Dung trọng tự nhiên γ g/cm3 2,11 1,91

Dung trọng khô g/cm3 1,78 1,49 γc

80

- ∆ 2,69 Tỷ trọng 2,69

- 0,810 Hệ số rỗng 0,798 eo

% n 33,8 Độ rỗng 44,4

% G 97,6 Độ bão hoà 92,7

% 33,9 Giới hạn chảy 33,1 WL

% 23,0 Giới hạn dẻo 22,8 WP

% 10,9 Chỉ số dẻo 10,3 IP

- - Độ sệt 0,17 IL

độ φ 19007’ Góc ma sát trong 17005’

kG/cm2 C 0,194 Lực dính 0,170

cm2/kG a 0,021 Hệ số nén lún 0,036

Hệ số thấm cm/s 5,7x10-5 6,4x10-5 Kt

kG/cm2 - Mô đun tổng biến dạng 124,0 E0

kG/cm2 - Cường độ chịu tải 1,40 R0

Biểu đồ so sánh một số tính chất cơ lý đất đắp đập theo thời gian và khoảng

dự báo của hàm hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3 theo thời gian khai thác hồ chứa nước

(t = 39 năm) thể hiện trên Hình 3.27.

Hình 3.27. Biểu đồ đánh giá sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian của vật liệu

đắp đập Hồ Hiểu

(Xác định khoảng dự báo trên Hình 3.27 trình bày ở Phụ lục D-2)

81

Hình 3.27 cho thấy giá trị chỉ tiêu cơ lý tại thời điểm khảo sát nằm trong

khoảng dự báo theo thời gian từ hàm hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3. Trong đó:

- Với thông số dung trọng (đơn vị: kN/m3): Giá trị thực tế (19,10) nằm giữa

khoảng dự báo(18,26;19,24). Kết quả này tương đồng với hàm hồi quy ở công thức

(CT 3.1), cụ thể là, giá trị thông số dung trọng đất đắp sẽ thay đổi tỷ lệ với khối lượng

đất bị xói tích lũy theo thời gian.

- Với thông số lực dính (đơn vị: kN/m2): Giá trị thực tế (17,00) nằm gần giá trị

biến động min (16,67). Kết quả này tương đồng với hàm hồi quy ở công thức (CT 3.2),

cụ thể là, giá trị thông số lực dính sẽ thay đổi tương đương với sự thay đổi thông số

dung trọng đất đắp và phụ thuộc nhiều vào khối lượng hạt mịn bị xói tích lũy theo thời

gian trong vật liệu đất đắp.

- Với thông số góc ma sát trong (đơn vị: độ): Giá trị thực tế (17,083) nằm gần giá

trị biến động max (17,318). Kết quả này tương đồng với hàm hồi quy ở công thức (CT

3.3), cụ thể là, giá trị góc ma sát trong sẽ thay đổi tương đương với sự thay đổi thông số

dung trọng đất đắp và ít phụ thuộc vào khối lượng hạt mịn bị xói tích lũy theo thời gian

trong vật liệu đất đắp.

Với các khoảng dự báo này, kết quả dự báo theo hàm hồi quy CT 3.1, CT 3.2,

CT 3.3 tương quan với giá trị kết quả khoan khảo sát vật liệu đắp đập Hồ Hiểu –

Quảng Ngãi.

3.5.3. Công trình hồ chứa nước Đập Làng – Nghĩa Hành – Quảng Ngãi

Hồ chứa nước Đập Làng, tỉnh Quảng Ngãi thuộc dự án: Sửa chữa và nâng cao

an toàn đập (WB8). Cụm công trình đầu mối được xây dựng trên sông Rau, cách

trung tâm huyện Nghĩa Hành về phía Nam-Tây Nam khoảng 14km và cách UBND

xã Hành Tín Tây về phía Bắc-Tây Bắc khoảng 2km. Đập Làng ở xã Hành Tín Tây

(huyện Nghĩa Hành) xây dựng năm 1977. Diện tích tưới thiết kế là 80ha, song thực

tế chỉ tưới được 45ha do khi khảo sát và thiết kế ban đầu chưa đúng, đưa diện tích

khu tưới lớn so với thực tế. Mặt khác, đập Làng có diện tích lưu vực quá nhỏ, chỉ

khoảng 4km2 nên nguồn nước đến hạn chế.

82

Hình 3.28. Hiện trạng Đập Làng tỉnh Quảng Ngãi

Chỉ tiêu vật liệu đất đắp đập từ thiết kế ban đầu và số liệu khoan khảo sát thời

điểm nâng cấp hồ chứa nước (năm 2017) được trình bày ở Bảng 3.9 .

Bảng 3.9. Bảng chỉ tiêu cơ lý vật liệu đất đắp Đập Làng [5]

Chỉ tiêu cơ lý Đơn vị Ký hiệu Lớp đất đắp đập (theo thiết kế) Lớp đất đắp đập (khoan khảo sát)

Thành phần hạt P %

Hạt sạn: 20.0 - 2.0 Hạt cát: 0.05 - 2.0 Hạt bụi: 0.01 - 0.005 Hạt sét: < 0.005

Độ ẩm 17,42 42,55 20,55 19,48 19,1 W % 15,22 42,80 21,87 20,11 19,4

Dung trọng tự nhiên 2,00 γ g/cm3 1,90

Dung trọng khô 1,69 g/cm3 1,46 γc

Tỷ trọng 2,69 ∆ - 2,70

Hệ số rỗng 0,601 - 0,842 eo

Độ rỗng 37,3 n % 45,7

Độ bão hoà 82,7 G % 94,1

Giới hạn chảy 34,3 % 36,8 WL

Giới hạn dẻo 23,1 % 24,5 WP

Chỉ số dẻo 11,2 % 12,3 IP

Độ sệt -0,23 - 0.21 IL

Góc ma sát trong 18049’ φ độ 17028’

83

Lực dính C kG/cm2 0,181 0,173

Hệ số nén lún a cm2/kG 0,027 0,034

Hệ số thấm cm/s 3,8.10-5 4,6.10-5 Kt

Mô đun tổng biến dạng kG/cm2 110,0 150.0 E0

Cường độ chịu tải kG/cm2 1,10 1,20 R0

Biểu đồ so sánh một số tính chất cơ lý đất đắp đập theo thời gian và khoảng

dự báo của hàm hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3 theo thời gian khai thác hồ chứa nước

(t = 40 năm) thể hiện trên Hình 3.29.

Hình 3.29. Biểu đồ đánh giá sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian của vật liệu

đất đắp Đập Làng

(Xác định khoảng dự báo trên Hình 3.29 trình bày ở Phụ lục D-3)

Hình 3.29 cho thấy giá trị chỉ tiêu cơ lý tại thời điểm khảo sát nằm trong

khoảng dự báo theo thời gian từ hàm hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3. Trong đó:

- Với thông số dung trọng (đơn vị: kN/m3): Giá trị thực tế (19,00) nằm giữa

khoảng dự báo(18,33;19,16). Kết quả này tương đồng với hàm hồi quy ở công thức

(CT 3.1), cụ thể là, giá trị thông số dung trọng đất đắp sẽ thay đổi tỷ lệ với khối lượng

đất bị xói tích lũy theo thời gian.

- Với thông số lực dính (đơn vị: kN/m2): Giá trị thực tế (17,30) nằm gần giá trị

biến động min (16,87). Kết quả này tương đồng với hàm hồi quy ở công thức (CT 3.2),

cụ thể là, giá trị thông số lực dính sẽ thay đổi tương đương với sự thay đổi thông số

84

dung trọng đất đắp và phụ thuộc nhiều vào khối lượng hạt mịn bị xói tích lũy theo thời

gian trong vật liệu đất đắp.

- Với thông số góc ma sát trong (đơn vị: độ): Giá trị thực tế (17,047) nằm gần giá

trị biến động max (17,282). Kết quả này tương đồng với hàm hồi quy ở công thức (CT

3.3), cụ thể là, giá trị góc ma sát trong sẽ thay đổi tương đương với sự thay đổi thông số

dung trọng đất đắp và ít phụ thuộc vào khối lượng hạt mịn bị xói tích lũy theo thời gian

trong vật liệu đất đắp.

Với các khoảng dự báo này, kết quả dự báo theo hàm hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT

3.3 tương quan với giá trị kết quả khoan khảo sát vật liệu đất đắp Đập Làng – Quảng Ngãi.

3.6. Kết luận chương 3

Từ kết quả thống kê của một số công trình thực tế đã xây dựng ở Việt Nam và

các tài liệu khác đã được công bố, tác giả đã phân đất thành ba nhóm có sự thay đổi

của lực dính và năm loại đất khác nhau thường được sử dụng để xây dựng đập ở khu

vực miền Trung. Với phạm vi biến đổi lực dính (một trong những yếu tố chính ảnh

hưởng đến sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do ảnh hưởng của dòng thấm), tác giả

đã lựa chọn loại đất aluvi cổ tương ứng với đất đắp đập chính hồ chứa nước Tả Trạch

làm loại đất nghiên cứu.

Từ kết quả thí nghiệm trên thiết bị mô phỏng được xây dựng ở chương 2, tác

giả nhận thấy rằng theo thời gian thí nghiệm, các thông số tính chất cơ lý đất đắp gồm

dung trọng, sức chống cắt và hệ số thấm cũng thay đổi theo. Kết quả của sự thay đổi

này được tác giả thể hiện qua các đường hồi quy khác nhau (CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3)

trình bày ở các biểu đồ Hình 3.19, Hình 3.21 và Hình 3.22.

Các hàm hồi quy (CT 3.1), (CT 3.2) và (CT 3.3) được xây dựng từ kết quả thí

nghiệm đất aluvi cổ của đập chính công trình hồ chứa nước Tả Trạch – Thừa Thiên

Huế được áp dụng để đối sánh với mức độ thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do ảnh

hưởng dòng thấm theo thời gian cho 03 công trình thực tế trong khu vực nghiên cứu

đã cho thấy có sự tương đồng về các tính chất cơ lý của đất đắp đập theo thời gian.

Quan hệ đường hồi quy theo thời gian này có thể được hiệu chỉnh để áp dụng xác

định các tính chất cơ lý đất đắp đập theo thời gian ở miền Trung.

85

Chương 4

ĐÁNH GIÁ ỔN ĐỊNH ĐẬP CHÍNH HỒ CHỨA NƯỚC TẢ

TRẠCH THEO THỜI GIAN KHAI THÁC

4.1. Đặt vấn đề

Trong quá trình thiết kế đập đất, việc xác định hệ số ổn định đập có ý nghĩa

rất lớn đến an toàn hồ chứa. Từ trước đến nay trong thiết kế, kiểm tra tính toán ổn

định của đập đất đều dựa trên các thông số vật liệu đầu vào là tất định. Các thông số

đầu vào như tính chất cơ lý của đất (γ, φ, C, Kt) đều lấy một giá trị trung bình chung

cho mọi vị trí trên mặt phá hoại của mái dốc và chưa xét đến yếu tố thay đổi khi có

ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian.

Dựa trên các kết quả nghiên cứu ở chương 3, nội dung chương sẽ xác định hệ số

ổn định đập theo thời gian khai thác có xét đến ảnh hưởng của dòng thấm theo thời gian.

4.2. Lựa chọn phương pháp tính ổn định đập đất theo thời gian khai thác

4.2.1. Lý thuyết tính toán ổn định đập đất

Khi xây dựng đập đất, đặc biệt là ở những khu vực có địa chất phức tạp thì việc

tính toán ổn định đập là bài toán vô cùng quan trọng. Tính chính xác của kết quả tính

ảnh hưởng rất lớn đến độ bền, độ ổn định lâu dài của đập khi đưa vào khai thác và vận

hành. Phân tích ổn định đập đất nhằm chủ yếu giải quyết hai vấn đề chính:

- Thiết kế mới mặt cắt đập: căn cứ vào chỉ tiêu cường độ của đất nền và hệ số

an toàn của công trình, thiết kế mặt cắt đê, đập hợp lý, đảm bảo thỏa mãn yêu cầu về

sử dụng;

- Kiểm tra ổn định đập đất đã có: đối với các đập đất đã xây dựng đi kiểm tra

sự ổn định đập.

Hiện nay, khi phân tích ổn định mái dốc đập đất các kỹ sư thường dùng một

trong hai phương pháp:

- Phương pháp thứ nhất là giả định trước mặt trượt và chỉ xét trạng thái cân

bằng giới hạn của những điểm nằm trên cung trượt (thường gọi là phương pháp giả

định mặt trượt) hay còn gọi là phương pháp cân bằng giới hạn (LEM);

86

- Phương pháp thứ hai xem nền đất là môi trường đàn hồi – dẻo và ứng dụng

phương pháp phần tử hữu hạn (FEM) để phân tích ứng suất – biến dạng của các điểm

trong nền đất hay còn gọi là phương pháp FEM.

4.2.1.1. Lý thuyết phân tính ổn định mái dốc theo LEM

Nguyên lý phân mảnh khối trượt theo phương pháp LEM đã được chứng minh

là khá hiệu quả trong phân tích địa kỹ thuật và vẫn đang được sử dụng rộng rãi trong

thực tế. Các bước cơ bản khi sử dụng phương pháp LEM phân tích ổn định mái dốc

là:

- Bước 1: Vẽ một cơ chế trượt tùy ý gồm các mặt trượt;

- Bước 2: Giải các phương trình cân bằng tĩnh về lực và mô men của cơ chế

đó để xác định cường độ huy động của đất hoặc các ngoại lực;

- Bước 3: Kiểm tra cân bằng tĩnh của các cơ chế khác và tìm cơ chế giới hạn

ứng với lực cân bằng giới hạn.

Hai hạn chế cơ bản của LEM là:

- Bỏ qua mối quan hệ ứng suất biến dạng của đất.

- Kết quả tìm được phụ thuộc rất nhiều vào kinh nghiệm của kỹ sư. Lý do vì

khi giải bài toán ổn định mái dốc bằng LEM là một quá trình thử với giả thiết là vị trí

và hình dạng mặt trượt phải được đưa vào từ đầu.

Một số tác giả như Duncan (1996) [43], Krahn (2003) [59] đã thực hiện đánh

giá về các phương pháp khác nhau sử dụng lý thuyết cân bằng giới hạn trong phân

tích ổn định mái dốc. Phương pháp LEM được đề xuất từ Fellenius (năm 1936), sau

đó được nhiều tác giả khác phát triển như Janbu (1954), Bishop (1955), Morgenstern-

Price (1965), Spencer(1967),… Mỗi tác giả đưa ra các phương trình cân bằng khác

nhau, chủ yếu ở việc xét mối quan hệ giữa các lực tương tác giữa các mảnh. Các

phương pháp nêu trên đã được nhiều cơ quan trong nước, nhiều công ty nước ngoài

lập trình và được thương mại hoá sản phẩm. Trong số đó, phương pháp Bishop được

dùng phổ biến ở nước ta hiện nay trong phân tích ổn định mái dốc.

4.2.1.2. Lý thuyết tính ổn định mái dốc theo FEM

Nhờ sự phát triển nhanh chóng trong kỹ thuật tính toán, các phương pháp số

87

mới hơn như FEM đang trở nên phổ biến hơn trong lĩnh vực phân tích ổn định mái

dốc. Như Duncan (1996) [43] đã nhấn mạnh, FEM là phương pháp có thể được sử

dụng để tính toán ứng suất, biến dạng, áp lực lỗ rỗng và các đặc tính khác của khối

đất trong quá trình xây dựng (Lane và Griffiths (2000); Zheng và cộng sự, (2005))

mà không cần đến việc giả định mặt trượt. Các bước cơ bản khi sử dụng phương pháp

FEM để phân tích ổn định mái dốc gồm:

- Bước 1: Giảm thông số sức chống cắt (C, φ) đến khi khối đất bị phá hoại;

- Bước 2: Tính hệ số an toàn K;

- Bước 3: Sử dụng cùng với một số công cụ thiết kế tự động xác định cơ chế

phá hoại nguy hiểm nhất.

Ưu điểm đáng kể nhất của phương pháp này là xét đến quan hệ ứng suất biến

dạng của đất và loại bỏ các giả định được áp dụng trong LEM để thay đổi bài toán

siêu tĩnh thành bài toán tĩnh định. Một số tác giả đã có nghiên cứu về phương pháp

này như: Matsui và San (1988) [67], Griffiths và Lane (1999) [54], Brinkgreve và

Bakker (1991) [35],…

4.2.2. Phần mềm địa kỹ thuật tính toán ổn định đập đất

Từ đầu thập kỷ 70, nhờ sự xuất hiện của máy tính điện tử, phương pháp giải

gần đúng tỏ ra có hiệu quả và được ứng dụng rộng rãi. Một số phần mềm thường

được sử dụng trong phân tích ổn định đập đất như: Slope/W sử dụng LEM, Plaxis sử

dụng FEM,...

4.2.2.1. Mô đun Slope/W (LEM)

Geostudio là bộ phần mềm địa kỹ thuật của công ty Geoslope bao gồm các mô

đun: Slope/W (phân tích ổn định mái dốc), Seep/W (phân tích dòng thấm trong đất),

Sigma/W (phân tích ứng suất-biến dạng công trình đất), Quake/W (phân tích động

đất), Ctran/W (phân tích vận chuyển chất ô nhiễm trong nước ngầm), Temp/W (phân

tích nhiệt), Vadose/W (phân tích mưa, bốc hơi mặt đất), Air/W (phân tích tương tác

nước-khí) [6], [52].

Trong đó, mô đun Slope/W cho phép tính toán ổn định theo rất nhiều phương

pháp khác nhau như phương pháp Morgenstern, Ordinary, Bishop, Janbu,... Dựa trên

88

lý thuyết cân bằng giới hạn, Slope/W có thể mô phỏng các loại đất không đồng nhất,

địa tầng phức tạp và mô hình hình học các mặt trượt, và các điều kiện áp suất nước

lỗ rỗng khác nhau với nhiều dạng mô hình nền khác nhau. Các phân tích có thể được

thực hiện với sử dụng các tham số đầu vào tất định hoặc xác suất.

4.2.2.2. Mô đun Plaxis 2D (FEM)

Phần mềm Plaxis là sản phẩm của Đại học công nghệ Delf – Hà Lan và được

công ty Plaxis BV phát triển theo các chủ đề riêng, được viết dựa trên phương pháp

FEM để phân tích biến dạng, chuyển vị, nội lực, ứng suất cho các bài toán địa kỹ

thuật [7], [72].

Mô đun Plaxis 2D có phạm vi giải quyết các bài toán địa kỹ thuật rất rộng.

Phân tích biến dạng và ổn định các bài toán địa kỹ thuật trong trường hợp đất bão hòa

và không bão hòa: biến dạng đàn dẻo, các loại mô hình đất tiên tiến, phân tích ổn

định, cố kết, phân tích độ an toàn, cập nhật lưới và đường mực nước trong trạng thái

ổn định và không ổn định.

4.2.3. Lựa chọn công cụ tính toán ổn định đập đất theo thời gian khai thác

Trong giai đoạn khai thác đập đất thì ổn định của nền đập và mái đập phụ thuộc

chính vào các chỉ tiêu cơ lý của khối đất đắp như: dung trọng, lực dính, góc ma sát

trong,... Các chỉ tiêu này lại thay đổi theo thời gian (phụ thuộc vào điều kiện cố kết –

thấm) nên việc tính ổn định khối đất đắp cần sử dụng phương pháp tăng giảm thông số

sức chống cắt (C, φ) theo thời gian [35]. Hệ số ổn định theo phương pháp này được xác

định bằng tỷ số khả năng kháng cắt với lực cắt:

(CT 4.1)

Trong đó: S – là khả năng kháng cắt của khối đất được xác định dựa trên lý thuyết

phá hoại Mohr-Coulomb;

S0 – là khả năng kháng cắt của khối đất khi trượt;

C, φ – là lực dính và góc ma sát trong của đất đắp;

CC, φC – là lực dính và góc ma sát trong của đất đắp tại thời điểm phá hoại;

σ‘ – là ứng suất hiệu quả trên bề mặt khối đất tính toán.

89

Về lý thuyết, phương pháp này sử dụng sự tăng/giảm của C, φ để chỉ ra khả

năng chịu cắt của khối đất. Ở trạng thái cân bằng thì C = CC và φ = φC, tức hệ số an

toàn K = 1,0. Định nghĩa trên về hệ số an toàn trùng hợp với các định nghĩa truyền

thống, các mặt trượt có dạng trụ tròn được sử dụng để phân tích trượt với điều kiện:

(với α = 1,0) (CT 4.2)

Ngày nay, việc tính toán hệ số ổn định cho cung trượt có dạng hình trụ tròn

bằng phương pháp PTHH đàn – dẻo thông qua hỗ trợ của các phần mềm thương mại

tương đối dễ dàng. Thay vì việc gia tăng tải trọng thì các thông số biểu thị khả năng

chống trượt của khối đất sẽ được giảm. Kỹ thuật giải bài toán này đă được

Zienkiewicz và cộng sự thực hiện thông qua việc phát triển phần mềm Plaxis năm

1975 [72].

Căn cứ vào các phân tích trên, tác giả chọn phầm mềm Plaxis để tính toán ổn

định đập đất theo thời gian khai thác. Ngoài ra, còn bởi một số lý do sau:

- Hệ số ổn định tương đồng với kết quả tính toán trên phần mềm Geoslope

[13], [43], [59];

- Xét đến nhiều yếu tố địa kỹ thuật hơn khi mô phỏng tính chất vật liệu đất

đắp. Nhiều mô hình biểu diễn vật liệu đất đắp có thể lựa chọn trong phần mềm là: mô

hình Linear Elastic (LE); mô hình Mohr - Coulomb (MC); mô hình Hardening - Soil

(HS); mô hình đất mềm - Soft Soil (SS); mô hình từ biến của đất mềm - Soft Soil

creep (SSC).

4.3. Đánh giá ổn định đập đất hồ chứa Tả Trạch theo thời gian khai thác

4.3.1. Giới thiệu

Công trình đầu mối Hồ Tả Trạch được xây dựng tại xã Dương Hòa, huyện

Hương Thủy, tỉnh Thừa Thiên Huế, cách thành phố Huế 18km về phía Tây Nam.

Công trình này được xây dựng trên sông Tả Trạch (một nhánh chính của sông Hương

- Chống lũ tiểu mãn, lũ sớm; Giảm lũ chính vụ cho hệ thống sông Hương;

- Cấp nước cho sinh hoạt và công nghiệp với lưu lượng Q = 2,0 m3/s;

phía thượng nguồn). Nhiệm vụ của công trình gồm [8]:

- Tạo nguồn nước tưới ổn định cho 34.782 ha đất canh tác thuộc vùng đồng

90

- Bổ sung nguồn nước ngọt cho hạ lưu sông Hương để đẩy mặn, cải thiện môi

bằng sông Hương;

- Phát điện với công suất lắp máy N = 19,5 MW.

trường vùng đầm phá, phục vụ nuôi trồng thủy sản với lưu lượng Q=25,0 m3/s;

Hình 4.1. Toàn cảnh đập Tả Trạch, tỉnh Thừa Thiên Huế [8]

4.3.2. Những căn cứ để tính toán ổn định đập theo thời gian khai thác

4.3.2.1. Tài liệu địa hình

Căn cứ từ mặt cắt ngang đại diện đập chính hồ chứa nước Tả Trạch, tỉnh Thừa

1. Khối đá phản áp 2. Khối đất đắp đập thượng lưu 3b 3. Tấm BTCT lát mái thượng lưu 4. Khối đất đắp lõi đập 2b 5. Khối đất đắp đập hạ lưu 6. Lớp cát lọc 7. Lớp đất nền 2c

8. Lớp đất nền 2a 9. Lớp đất nền 1a 10. Lớp đất nền 5c 11. Lớp đất nền 6 12. Lớp đất nền 7 13. Lớp đất nền 8 14. Lớp BT xử lý mặt nền

Thiên Huế (Hình 3.11) được mô phỏng tính toán trên Plaxis thể hiện ở Hình 4.2.

Hình 4.2. Mặt cắt ngang đại diện đập nhiều khối Tả Trạch - tỉnh Thừa Thiên Huế

4.3.2.2. Tài liệu địa chất

Căn cứ từ Báo cáo địa chất công trình Hồ Tả Trạch, tỉnh Thừa Thiên Huế [2],

thông số chỉ tiêu các lớp đất trong mặt cắt ngang tính toán thể hiện ở Bảng 4.1 và

Bảng 4.2.

91

Bảng 4.1. Bảng chỉ tiêu cơ lý lớp đất nền ở mặt cắt tính toán

Thông số 2C 2A 1A 5C 6 7 8 Ký hiệu Đơn vị

Mô hình tính toán Model [-] MC MC MC MC LE LE LE

Kiểu ứng xử Type [-] Dr. Dr. Dr. Dr. Dr. Dr. Dr.

Dung trọng khô kN/m3 15,5 17,9 14,6 14,3 21,0 24,6 26,7 γc

Dung trọng ướt kN/m3 18,6 18,4 18,7 17,9 21,3 24,8 26,9 γ

Hệ số thấm cm/s 5.10-5 6,5.10-4 3.10-4 7.10-5 5.10-5 5.10-4 2,3.10-4 Kt

Modul đàn hồi kN/m2 2400 1,5E4 4630 5540 4,0E4 1,0E6 3,0E6 E

Hệ số poison’s [-] 0,35 0,35 0,30 0,32 0,35 0,31 0,27 ν

Lực dính kN/m2 18,00 6,00 29,7 15,20 - - - C

Góc nội ma sát o 16,17 30,00 15,4 17,18 - - - φ

Góc trương nở o 0 0 0 0 - - - ψ

Bảng 4.2. Bảng chỉ tiêu cơ lý khối vật liệu xây dựng đập ở mặt cắt ngang tính toán

Thông số Ký hiệu Đơn vị Khối lõi đập Khối TL Khối HL Cát lọc Màng vữa xịt Tấm BTCT Đá phản áp

Mô hình tính toán Model [-] MC MC LE MC LE LE MC

Kiểu ứng xử Type [-] Dr. Dr. Dr. Dr. Non. Non. Dr.

Dung trọng khô kN/m3 16,8 17,9 14,6 15,9 30,5 25,0 22,3 γc

Dung trọng ướt kN/m3 18,9 18,5 18,8 19,5 - - 25,0 γ

Hệ số thấm cm/s 1.10-5 5.10-5 1.10-4 1.10-1 - - 1.10-2 Kt

Modul đàn hồi kN/m2 5680 4318 5190 9500 6500 2,5E7 3,0E6 E

Hệ số poison’s [-] 0,30 0,33 0,32 0,25 0,20 0,20 0,22 ν

Lực dính kN/m2 22,16 20,80 18,00 2,00 - - 0,44 C

Góc nội ma sát o 15,21 15,70 20,37 30,00 - - 32,00 φ

Góc trương nở o 0 0 0 0 - - 0 ψ

4.3.2.3. Tài liệu mực nước

Căn cứ từ Báo cáo thiết kế kỹ thuật Hồ chứa nước Tả, tỉnh Thừa Thiên Huế,

các thông số mực nước hồ chứa như sau [1]:

92

: ▼+53,07m - Mực nước lũ kiểm tra (PKT = 0,1%)

: ▼+50,00m - Mực nước lũ thiết kế (PTK = 0,5%)

- Mực nước dâng bình thường (MNDBT) : ▼+45,00m

- Mực nước trước lũ : ▼+25,00m

- Mực nước chết (MNC) : ▼+23,00m

4.3.2.4. Các trường hợp tính toán

Theo TCVN 8216:2009 Thiết kế đập đất đầm nén (Bảng 8, trang 139) về các

trường hợp tính toán ổn định đập đập đất, đề tài tập trung tính toán ổn định đập theo

ba trường hợp khi có ảnh hưởng dòng thấm trình bày ở Bảng 4.3.

Bảng 4.3. Các thời kỳ tính toán ổn định đập theo thời gian

Trường Thời gian Hệ số ổn định Điều kiện tính toán hợp tính toán cho phép [K]

- Kiểm tra ổn định mái hạ lưu (tổ hợp cơ bản). Với

Thời kỳ điều kiện ở thượng lưu là MNDBT, ở hạ lưu là mực

dòng nước trung bình thời kỳ cấp nước. Tức là: 1 [K] = 1,35 thấm ổn + Mực nước thượng lưu : ▼+45m (MNDBT)

định + Mực nước hạ lưu : ▼+2,5m

- Thông số địa chất được lấy từ Bảng 4.1 và Bảng 4.2.

- Kiểm tra ổn định mái thượng lưu (tổ hợp đặc biệt).

Với điều kiện ở thượng lưu là MNDBT rút xuống

đột ngột đến mực nước đảm bảo an toàn cho đập khi Thời kỳ có nguy cơ sự cố, ở hạ lưu là mực nước tương ứng mực với Qxả max khi tháo nước từ hồ. [K] = 1,15 2 nước hồ + Mực nước thượng lưu : ▼+45m (MNDBT) rút chứa rút xuống đến mực nước đảm bảo an toàn cho đập khi nhanh có nguy cơ sự cố là ▼+25m (MNTL).

+ Mực nước hạ lưu : ▼+13,1m

- Thông số địa chất được lấy từ Bảng 4.1 và Bảng 4.2.

93

- Kiểm tra tính toán độ ổn định và thấm của đập theo - Đối với mái

hai trường hợp 1 và 2 theo tuổi thọ phục vụ công hạ lưu:

trình (thời điểm t = 100 năm). [K] = 1,35

- Thông số địa chất được lấy từ Bảng 4.1 và Bảng

4.2 và xét thêm quan hệ đường hồi quy CT1, CT2 và

Thời kỳ CT3 tại thời điểm t = 100 năm, gồm: - Đối với mái thượng lưu: [K] = 1,15 3 khai thác + Dung trọng γ là:

hồ chứa

+ Lực dính C là:

+ Góc ma sát trong φ là:

4.3.3. Kết quả tính toán

4.3.3.1. Kết quả tính toán trường hợp 1 và 2

a. Trường hợp 1: Kiểm tra ổn định mái hạ lưu

Kết quả tính toán thời kỳ dòng thấm ổn định (trường hợp 1) của mặt cắt ngang

đập Tả Trạch - tỉnh Thừa Thiên Huế thể hiện ở Hình 4.3 và Hình 4.4.

Hình 4.3. Kết quả tính thấm mặt cắt ngang đập Tả Trạch - Trường hợp 1

94

Hình 4.4. Kết quả tính ổn định mặt cắt ngang đập Tả Trạch - Trường hợp 1

Theo trường hợp tính toán thời kỳ dòng thấm ổn định (trường hợp 1) thì kết

quả hệ số ổn định là K = 1,498 > [K] = 1,35. Do vậy, mái đập hạ lưu ổn định theo

trường hợp kiểm tra.

b. Trường hợp 2: Kiểm tra ổn định mái thượng lưu

Kết quả tính toán thời kỳ mực nước hồ chứa rút nhanh (trường hợp 2) của mặt

cắt ngang đập Tả Trạch - tỉnh Thừa Thiên Huế thể hiện ở Hình 4.5 và Hình 4.6.

Hình 4.5 Kết quả tính thấm mặt cắt ngang đập Tả Trạch - Trường hợp 2

95

Hình 4.6 Kết quả tính ổn định mặt cắt ngang đập Tả Trạch - Trường hợp 2

Theo trường hợp tính toán thời kỳ mực nước hồ chứa rút nhanh (trường hợp

2) thì kết quả hệ số ổn định là K = 1,279 > [K] = 1,15. Do vậy, mái đập thượng lưu

ổn định theo trường hợp kiểm tra.

4.3.3.2. Kết quả tính toán trường hợp 3

Với cấp công trình thiết kế (cấp II) thì tuổi thọ phục vụ của công trình là 100

năm. Kiểm tra tính toán độ ổn định và thấm của đập theo hai trường hợp 1 và 2 theo

thời gian khai thác hồ chứa nước (tính tại thời điểm 100 năm), tác giả sử dụng thông

số đầu vào các chỉ tiêu γ, C, φ dựa theo quan hệ đường hồi quy các thông số này với

thời gian. Kết quả tính toán thời kỳ khai thác hồ chứa (tính tại thời điểm 100 năm)

của mặt cắt ngang đập Tả Trạch - tỉnh Thừa Thiên Huế thể hiện ở Bảng 4.4.

Bảng 4.4. Kết quả tính toán ổn định đập Tả Trạch thời kỳ khai thác hồ chứa

(thời điểm t = 100 năm)

Điều kiện tính toán [K] Trường hợp tính toán Điều kiện 1 Điều kiện 2

3-1 1,328 1,344 1,35

1,148 3-2 1,15

Trong đó: 1,124 - [K]: Hệ số an toàn ổn định cho phép.

96

- Điều kiện 1: Thông số đầu vào các chỉ tiêu (γ, C, φ) dựa theo quan hệ

đường hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3 xét chung cho toàn bộ khối đất

đắp

- Điều kiện 2: Thông số đầu vào các chỉ tiêu (γ, C, φ) dựa theo quan hệ

đường hồi quy CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3 chỉ xét cho lớp đất đắp chịu ảnh

hưởng dòng thấm.

Dựa vào kết quả thí nghiệm sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập do ảnh

hưởng dòng thấm, thì ứng với thời gian là 100 năm, hệ số ổn định mái hạ lưu là K =

1,328 (1,344) và mái thượng lưu là K = 1,124 (1,148). Theo hệ số ổn định cho phép

thì mái đập hạ lưu và mái thượng lưu đều không đạt hệ số ổn định cho phép ở thời

điểm này.

4.4. Kết luận chương 4

Nội dung chương đã lựa chọn công trình nghiên cứu là hồ chứa nước Tả Trạch,

tỉnh Thừa Thiên Huế (đập chính) để tính ổn định theo mô đun Plaxis 2D. Đây là công

trình đại diện tiêu biểu cho loại hình đập đất được xây dựng nhiều hiện nay ở Việt

Nam hiện nay và mang tính chất quan trọng trong khu vực nghiên cứu (Hồ Cửa Đạt,

Tả Trạch, Dầu Tiếng là hồ chứa quan trọng liên quan đến an ninh quốc gia (Quyết

định số 166/QĐ-TTg ngày 7/02/2017)).

Dựa vào kết quả tính toán cho thấy:

- Kết quả tính ổn định giai đoạn thiết kế cho mái hạ lưu là K = 1,498 > [K] =

1,35 và mái thượng lưu là K = 1,279 > [K] = 1,15. Do vậy theo hồ sơ thiết kế thì đập

đảm bảo ổn định theo TCVN 8216:2009.

- Với cấp công trình thiết kế, tuổi thọ công trình là 100 năm. Dựa vào kết quả

thí nghiệm sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập do ảnh hưởng dòng thấm, thì ứng

với thời gian là 100 năm, hệ số ổn định mái hạ lưu là K = 1,328 (1,344) và mái thượng

lưu là K = 1,124 (1,148). Theo hệ số ổn định cho phép thì mái đập hạ lưu và mái

thượng lưu đều không đạt hệ số ổn định cho phép ở thời điểm này.

97

KẾT LUẬN

1. Kết quả đạt được của luận án

a. Nghiên cứu tổng quan

- Luận án đã đưa được một bức tranh tổng thể về tình hình an toàn của các đập

đất trên thế giới và ở Việt Nam. Thống kê, phân tích các nguyên nhân gây sự cố công

trình và cho thấy rõ ảnh hưởng dòng thấm đến ổn định đập đất.

- Các nghiên cứu đã được thực hiện chủ yếu bằng mô hình vật lý và đã đạt

được những kết quả nhất định. Tuy nhiên, các nghiên cứu xét đến đầy đủ các yếu tố

tác động đến sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian khai thác hồ chứa còn hạn chế.

Trong điều kiện làm việc hiện tại của các đập đất ở miền Trung Việt Nam đã đặt ra

yêu cầu cần có những nghiên cứu cụ thể về ảnh hưởng dòng thấm đến ổn định đập và

hồ chứa nước.

- Phân tích tổng hợp các yếu tố ảnh hưởng đến sự thay đổi tính chất cơ lý đất

đắp đập theo thời gian khai thác hồ chứa.

b. Nghiên cứu thực nghiệm

- Luận án đã xây dựng được thiết bị mô phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất

đắp đập do tác động dòng thấm theo thời gian trong điều kiện Việt Nam. Thiết bị này

dựa trên cấu tạo và nguyên lý hoạt động của thiết bị nén ba trục;

- Xây dựng quy trình vận hành thiết bị về thí nghiệm các tính chất cơ lý đất

đắp và các điều kiện thí nghiệm gồm: xác định đường kính và khối lượng mẫu chế

bị, xác định áp lực buồng và áp lực dòng thấm;

- Xây dựng được biểu đồ sự thay đổi các chỉ tiêu cơ lý của đất như: lực dính

(C), góc ma sát trong (), hệ số thấm (Kt) và dung trọng (γ) theo thời gian khai thác

hồ chứa; Kết quả của sự thay đổi này được luận án thể hiện qua các đường hồi quy

khác nhau (CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3) trình bày ở các biểu đồ Hình 3.19, Hình 3.21 và

Hình 3.22. Trong đó:

+ Hàm hồi quy dung trọng thay đổi theo thời gian (CT 3.1):

, với R2 = 0,7619

98

+ Hàm hồi quy lực dính thay đổi theo thời gian (CT 3.2):

, với R2 = 0,9901

+ Hàm hồi quy góc ma sát trong thay đổi theo thời gian (CT 3.3):

, với R2 = 0,9321

- Các hàm hồi quy (CT 3.1), (CT 3.2) và (CT 3.3) được xây dựng từ kết quả

thí nghiệm đất aluvi cổ của đập chính công trình hồ chứa nước Tả Trạch – Thừa Thiên

Huế được áp dụng để đối sánh với mức độ thay đổi tính chất cơ lý đất đắp do ảnh

hưởng dòng thấm theo thời gian cho 03 công trình thực tế trong khu vực nghiên cứu

đã cho thấy có sự tương đồng về các tính chất cơ lý của đất đắp đập theo thời gian.

Quan hệ đường hồi quy theo thời gian này có thể được hiệu chỉnh để áp dụng xác

định các tính chất cơ lý đất đắp đập theo thời gian ở miền Trung.

c. Nghiên cứu bằng mô hình số

Luận án đã áp dụng phần mềm Plaxis để tính toán hệ số ổn định đập Tả Trạch,

Thừa Thiên Huế có xét đến ảnh hưởng dòng thấm theo thời gian khai thác hồ chứa.

Theo kết quả tính toán cho thấy, với cấp công trình thiết kế có tuổi thọ công trình là

100 năm, kết quả thí nghiệm của luận án về sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập do

ảnh hưởng dòng thấm, thì ứng với thời điểm 100 năm sau, hệ số ổn định mái hạ lưu

là K=1,328 < [K] và mái thượng lưu là K=1,124 < [K]; có nghĩa là mái đập hạ lưu và

mái thượng lưu đều không đạt hệ số ổn định cần thiết ở thời điểm 100 năm sau theo

quy phạm.

2. Những đóng góp mới của luận án

Luận án có những đóng góp mới như sau:

- Xây dựng được thiết bị thí nghiệm để xác định sự thay đổi các chỉ tiêu cơ lý

của đất đắp đập theo thời gian trong điều kiện Việt Nam;

- Thiết lập được các phương trình đường hồi quy biểu diễn sự thay đổi các

tính chất cơ lý đất đắp đập (loại aluvi cổ) theo thời gian khi chịu tác dụng của dòng

thấm.

3. Tồn tại và hướng nghiên cứu tiếp theo

99

a. Tồn tại

- Do kinh phí và thời gian hạn chế, nên quá trình đánh giá và phân loại các loại

đất đắp để thí nghiệm chưa bao phủ được hết các loại đất thường dùng để đắp đập ở

Việt Nam. Trên thực tế cũng có nhiều đập được đắp bằng đất có lực dính nằm ngoài

khoảng mà tác giả đã lựa chọn để tính toán;

- Chưa đưa ra các thông số khác như: mô đun tổng biến dạng, hệ số trương

nở,… (do hạn chế về điều kiện và thời gian nghiên cứu); đây là những thông số cũng

có sự ảnh hưởng đến tính chất cơ lý của đất đắp.

b. Hướng nghiên cứu tiếp theo

Tiếp tục xây dựng các thí nghiệm để vẽ được biểu đồ về sự thay đổi tính chất

cơ lý theo thời gian cho nhiều loại đất khác nhau, từ đó có cơ sở để đánh giá và khái

quát các kết quả nghiên cứu.

100

DANH MỤC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ

1. Chau Truong Linh, Nguyen Thanh Quang (2015), “Research on the

stability by seepage effect through the Ta Trach dam in Thua Thien Hue province”,

Vietnam-France international conference: Safety of small dams and dikes, p115-120.

2. Nguyễn Thanh Quang, Nguyễn Thế Hùng, Châu Trường Linh (2018), “So

sánh các phương pháp phân tích ổn định đập đất hiện nay”, Tạp chí Khoa học và công

nghệ - Đại học Đà Nẵng, số 9(130), trang 51-55.

3. Nguyen Thanh Quang, Chau Truong Linh, Nguyen The Hung (2019),

“Research equipment of changes physical properties embankment due to seepage

effect by the time”, ISBN: 978-604-82-2893-4, TISDIC 2019, Published by: The

University of Danang – University of Science and Technology, pp 144-155.

4. Nguyen Thanh Quang, Chau Truong Linh, Nguyen The Hung (2019),

“Experimental and numerical assessments of seepage effect on embankment

behaviours by the time”, ISSN: 2366:2557, E-ISSN: 2266:2565, Publisher: Springer

Nature. pp.709-714.

101

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tiếng Việt

[1] Báo cáo thiết kế kỹ thuật Hồ chứa nước Tả Trạch (2007).

[2] Báo cáo địa chất công trình hồ chứa nước Tả Trạch, Tỉnh Thừa Thiên Huế, Giai

đoạn BVTC (2010).

[3] Báo cáo địa chất công trình: Sửa chữa và nâng cao an toàn hồ chứa nước Liên

Trì, tỉnh Quảng Ngãi (2017).

[4] Báo cáo địa chất công trình: Sửa chữa và nâng cao an toàn hồ chứa nước Hồ

Hiểu, tỉnh Quảng Ngãi (2017).

[5] Báo cáo địa chất công trình: Sửa chữa nâng cấp đảm bảo an toàn đập hồ chứa

nước Đập Làng, tỉnh Quảng Ngãi (2017).

[6] Đỗ Văn Đệ (2002), "Các bài toán mẫu tính bằng phần mềm Slope/W", Nhà xuất

bản Xây dựng, Hà Nội.

[7] Đỗ Văn Đệ (2009), "Phần mềm Plaxis ứng dụng vào tính toán các công trình

thủy công", Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội.

[8] Hội đập lớn và phát triển nguồn nước Việt Nam, www.vncold.vn

[9] Hoàng Trọng, Chu Nguyễn Mộng Ngọc (2008), "Phân tích dữ liệu nghiên cứu

với SPSS", Nhà xuất bản Hồng Đức.

[10] Ngô Tấn Dược (2013), "Nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý của các loại đất

tàn – sườn tích ở Tây Nguyên khi mưa lũ kéo dài có ảnh hưởng đến sự ổn định

của sườn dốc cạnh đường ô-tô", Luận án tiến sĩ, Viện khoa học thủy lợi miền

Nam TP. Hồ Chí Minh.

[11] Nguyễn Cảnh Thái và cộng sự (2007), "Nghiên cứu ổn định mái đê đập khi mực

nước trên mái rút nhanh", Đề tài NCKH cấp Bộ.

[12] Nguyễn Kế Tường (2009), "Nghiên cứ khảo sát sự thay đổi hệ số thấm nước

của đất loại sét có tính trương nở sau nhiều năm khai thác trong đập đất", Tạp

chí Người xây dựng, số 51, trang 54-56.

102

[13] Nguyễn Thanh Quang, Nguyễn Thế Hùng, Châu Trường Linh (2018), "So sánh

các phương pháp phân tích ổn định đập đất hiện nay", Tạp chí khoa học và

công nghệ, 9(130), trang 51-55.

[14] Nguyễn Văn Thơ, Nguyễn Văn Tài (1994), "Khái quát đặc điểm địa chất công

trình và nguồn vật liệu đắp đập ở khu vực từ Quảng Nam - Đà Nẵng đến Đông

Nam Bộ", Tuyển tập báo cáo Hội thảo khoa học sử dụng đất đắp đập miền Trung

- Bộ Thủy lợi.

[15] Nguyễn Văn Thơ, Trần Thị Thanh (2001), "Sử dụng đất tại chỗ để đắp đập Tây

Nguyên, Nam Trung Bộ và Đông Nam Bộ", Nhà xuất bản Nông nghiệp.

[16] Nguyễn Văn Thơ, Trần Thị Thanh (2005), "Sử dụng đất có tính chất đặc biệt

trong xây dựng các hồ chứa ở Miền Trung và Tây Nguyên", Tạp chí Khoa học

công nghệ Nông nghiệp và phát triển nông thôn 20 năm đổi mới, số 6, trang

156-162.

[17] Phạm Thị Hương (2018), "Nghiên cứu cơ chế xói của đập đất khi nước tràn

đỉnh", Luận án tiến sĩ, Trường Đại học Thủy lợi Hà Nội, Hà Nội.

[18] TCKT 03:2015 (2015), Công trình thủy lợi - Hướng dẫn xây dựng bản đồ ngập

lụt hạ du hồ chứa nước trong các tình huống xả lũ khẩn cấp và vỡ đập.

[19] TCVN 4195:2012 (2012), Đất xây dựng - Phương pháp xác định khối lượng

riêng trong phòng thí nghiệm.

[20] TCVN 4196:2012 (2012), Đất xây dựng - Phương pháp xác định độ ẩm và độ

hút ẩm trong phòng thí nghiệm.

[21] TCVN 4198:2014 (2014), Đất xây dựng - Phương pháp phân tích thành phần

hạt trong phòng thí nghiệm.

[22] TCVN 4201:2012 (2012), Đất xây dựng - Phương pháp xác định độ chặt tiêu

chuẩn trong phòng thí nghiệm.

[23] TCVN 4202:2012 (2012), Đất xây dựng - Các phương pháp xác định khối lượng

thể tích trong phòng thí nghiệm.

103

[24] TCVN 8216:2009 (2009), Thiết kế đập đất đầm nén.

[25] TCVN 8732:2012 (2012), Đất xây dựng công trình thủy lợi - Thuật ngữ và định

nghĩa.

[26] TCVN 8868:2011 (2011), Thí nghiệm xác định sức kháng cắt không cố kết –

không thoát nước và cố kết – thoát nước của đất dính trên thiết bị nén ba trục.

[27] Trần Thị Thanh (2006), "Nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý của đất đắp

đập ở miền Trung khi hồ chứa bắt đầu tích nước", Đề tài nghiên cứu Khoa Học

Công Nghệ.

[28] Trương Quang Thành (2011), "Nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý của đất

đắp sau khi hồ tích nước theo thời gian có ảnh hưởng đến sự ổn định lâu dài

của đập đất miền Trung Việt Nam", Luận án tiến sĩ, Viện khoa học thủy lợi

miền Nam TP. Hồ Chí Minh.

Tiếng Anh

[29] Alberro J. (2006), "Effect of transient flows on the behaviour of earth

structures", 8th Nabor Carrillo Lecture, Mexican society of geotechnical

engineering SMIG, Tuxtla Gutierrez, Chiapas Mexico.

[30] Arora K.R. (2001), "Irrigation water power and water resources engineering,

Standard Publishers", Naisarak India.

[31] ASTM D 2850-03 (2003), Standard test method of consolidated – undrained

triaxial.

[32] Bendahmane F., Marot D., Alexis A. (2008), "Experimental parametric study

of suffusion and backward erosion", Journal of Geotechnical and

Geoenvironmental Engineering, 134(1), pp. 57-67.

[33] Bishop A.W. (1958), “Test Requirements for Measuring the Coefficient of

Earth Pressure at Rest”, Proceedings, Brussels Conference on Earth Pressure

Problems, Vol 1, pp. 2-14.

[34] Borja R.I., Kishnani S.S. (1992), "Movement of slopes during rapid and slow

drawdown", Geotechnical Special Publication No. 31, American Society of

Civil Engineers, pp. 404-413.

104

[35] Brinkgreve R.B.J. and Bakker H.L. (1991), "Non-linear finite element analysis

of safety factors", Proc. Int. Conf. on Computer Methods and Advances in

Geomechanics (eds. Booker & Carter.) Rotterdam: Balkema, pp. 1117- 1122.

[36] Brooker E.W. and Ireland H.O. (1965). "Earth pressures at Rest Related to

stress History". Canad. Geot. Journ. Vol.II, No.1, pp. 1-15.

[37] BS 1377 (1990), Methods of test for soils for civil engineering purposes.

[38] Cedergren H. (2009), "Seepage, drainage and flow nets", In T. edition (Ed.),

New York: John Wiley & Sons Inc.

[39] Chandrakant S. Desai. (1976), "Finite element residual schemes for unconfined

flow", International Journal for Numerical Methods in Engineering, 10(6), pp.

1415-1418.

[40] Chang D.S., Zhang L.M. (2011), "A stress-controlled erosion apparatus for

studying internal erosion in soils", Geotech. Test. J, 34(6), pp. 579-589.

[41] Dahigaonkar J.K. (2007), "Irrigation Engineering", Kamal Jagasia Publisher,

Shahdera, Delhi.

[42] Desai C.S. (1977), "Drawdown analysis of slopes by numerical methods",

Journal of Geotech Eng, ASCE, 109, pp. 946-660.

[43] Duncan J. M. (1996), "Limit equilibrium and finite-element analysis of slopes",

Journal of Geotechnical Engineering, 122(7), pp. 577-596.

[44] Evans J.C., Fang H.Y. (1988), "Triaxial permeability and strength testing of

contaminated soils", Advanced Triaxial Testing of Soils and Rock, ASTM STP

977, American, Society for Testing and Materials, Philadelphia, , In: Donaghe,

R.T., Chaney, R.C., Silver, M.L. (Ed.), pp. 387-404.

[45] Fannin J., Slangen P., Ataii S., McClelland V., Hartford D. (2018), "Erosion of

Zoned Earthfill Dams by Internal Instability: Laboratory Testing for Model

Development", European Working Group on Internal Erosion: Springer, p. 34-

49.

105

[46] Federal Energy Regulatory Commission (FERM) (2006), "Training aids for

dams safety evaluation of seepage", pp. 18-27.

[47] Fell R., Wan C., Foster M. (2003), "Time for development of internal erosion

and piping in embankment dams", Journal of Geotechnical and

Geoenvironmental, 129, pp. 307-314.

[48] Flores-Berrones R., Alva-Garcia F., Li Liu X. (2003), "Effect of water flow on

slope stability", In 18(2) (Ed.), Spanish: Hydraulic Engineering in Mexico.

[49] Flores-Berrones R., Ramirez Reynaga M., Macari E. J. (2011), "Internal

erosion and rehabilitation of an earth dam", Journal of Geotechnical and

Geoenvironmental Engineering - ASCE, 137(2), pp. 150-160.

[50] Fujisawa K., Murakami A., Nishimura S. (2010), "Numerical analysis of the

erosion and the transport of fine particles within soils leading to the piping

phenomenon", Soils Found, 50(4), pp. 471-482.

[51] Garg K.S. (2013), "Irrigation engineering and hydraulic structures", 23rd rev.

ed, Khanna Publishers Delhi, New Delhi, India.

[52] Geo-slope International Ltd. (2008), "Stability Modeling with Slope/W 2007",

Geo-slope International Ltd., Calgary, Alberta, Canada.

[53] Glower R.E., H. J. Gibb, and W.W. Daehn (1948), "Deformability of earth

materials and its effect on stability of earth dams following a rapid drawdown",

Proc. 2nd Int. conf. Soil.

[54] Griffiths D. V. and Lane P. A. (1999), "Slope stability analysis by finite

elements", Geotechnique, 49(3), pp. 387-403.

[55] Head K.H. (1986), "Manual of Soil Laboratory Testing", John Wiley and Sons.

[56] Jean-Robert (2014), "The Issue of Dikes and Embankment Dams’ Safety",

Vietnam-France international conference: Safety of small dams and dikes, p. 9-14.

[57] Kenney T.C., Lau D. (1985), "Internal stability of granular filters", Can.

Geotech. J, 22(2), pp. 215-225.

[58] Kerkes D. J. and Jeffrey B. Fassett. (2006), "Rapid drawdown in drainage

channels with earthern side slopes", Proc. of the ASCE Texas Section Spring

Meeting, Beaumont, TX, 19-22 April.

106

[59] Krahn J. (n.d.) (2001), "R.M. Hardy Lecture: The limits of limit equilibrium

analysis", Canadian Geotechnical Journal 40, pp. 643-660.

[60] L. Lam, D. G. Fredlund (1984), "Saturated-unsaturated transient finite element

seepage model for geotechnical engineering", Advances in Water Resources,

7(3), pp. 132-136.

[61] Li S., Z.Q. Yue, L.G. Tham, C.F. Lee, and S.W. Yan (2005), "Slope failure in

underconsolidated soft soils during the development of a port in Tianjin",

China, Part 2: Analytical study. Can. Geotech. J. 42:, pp. 166-183.

[62] Lin Ke, Akihiro Takahashi (2014), "Experimental investigations on suffusion

characteristics and its mechanical, Soils and Foundations", 54(4), pp. 713-730.

[63] Lukman S., Otun J.A., Adie D.B., Ismail A., Oke I.A. (2011), "A brief

assessment of a dam and its failure and prevention", Journal of Failure Analysis

and Prevention, pp. 97-109.

[64] M Darbandi, S.O. Torabi, M. Saadat, Y. Daghighi, D. Jarrahbashi. (2007), "A

moving‐mesh finite‐volume method to solve free‐surface seepage problem in

arbitrary geometries", International Journal for Numerical and Analytical

Methods in Geomechanics, 31(14), pp. 1609-1629.

[65] Mair R.J., and Wood D.M. (1987), "Pressuremeter testing: methods and

interpretation", CIRIA Ground Engineering Report: In-situ Testing.

Butterworths, London.

[66] Marot D., Sail Y., Sibille L., Alexis A. (2011), "Suffusion tests on cohesionless

granular matter: Experimental study", European Journal of Environmental and

Civil Engineering, 15(5), pp. 799-817.

[67] Matsui T. and San K. C. (1988), "Finite element stability analysismethod for

reinforced slope cutting", International Geotechnical Symposium on Theory

and Practice of Earth Reinforcement, Fukuoka, Japan, pp. 317-322.

[68] Moffat R., Fannin R.J., Garner S.J. (2011), "Spatial and temporal progression

of internal erosion in cohesionless soil", Can. Geotech. J, 48(3), pp. 399-412.

[69] Morgenstern N. (1963), "Stability charts for earth slopes during rapid

drawdown", Geotechnique, pp. 121-131.

107

[70] Nguyen H.H., Marot D., Bendahmane F. (2012), "Erodibility characterisation

for suffusion process in cohesive soil by two types of hydraulic loading", La

Houille Blanche, (6), pp. 54-60.

[71] Pawan Kumar Bhattarai, Hajime Nakagawa, Kenji Kawaike, Hao Zhang.

(2014), "Experimental study on river dyke breach characteristics due to

overtopping", Journal of JSNDS, 33, pp. 65-74.

[72] Plaxis 2D Material Models Manual (2012), Plaxis 2D Material Models Manual.

[73] Reddi L.N., Lee I., Bonala M.V.S. (2000), "Comparison of internal and surface

erosion using flow pump tests on a sand-kaolinite mixture", Geotech. Test. J,

23(1), pp. 116-122.

[74] Ripendra Awal, Hajime Nakagawa, Masaharu Fujita, Kenji Kawaike, Yasuyuki

Baba and Hao Zhang (2011), "Study on piping failure of natural dam", Annuals

of Disas. Prev. Res. Inst, No.54B.

[75] Rochim A., Marot D., Sibille L., Thao Le V. (2017), "Effects of Hydraulic

Loading History on Suffusion Susceptibility of Cohesionless Soils", Journal of

Geotechnical and Geoenvironmental Engineering.

[76] Sherman W. (1953), "Filter Experiments and Design Criteria", Army engineer

waterways experiment station, Vicksburg, Mississippi.

108

PHẦN PHỤ LỤC

Số thứ tự Tên Trang

A1. Thống kê các tính chất của đất đắp đập ở Việt Nam và PHỤ LỤC A 1 phân loại theo lực dính đơn vị.

B1. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu mẫu đất và thí nghiệm 4 đầm nén tiêu chuẩn.

PHỤ LỤC B B2. Kết quả thí nghiệm nén ba trục (CU – CD). 7

B3. Kết quả thí nghiệm chỉ tiêu cơ lý mẫu đất theo thời 31 gian.

C1. Kết quả phân tích dung trọng 46

PHỤ LỤC C C2. Kết quả phân tích lực dính 47

C3. Kết quả phân tích góc ma sát trong 50

D1. Khoảng dự báo sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian 53 của vật liệu đắp đập Liên Trì ở thời điểm của t = 37 năm

D2. Khoảng dự báo sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian PHỤ LỤC D 54 của vật liệu đắp đập Hồ Hiểu ở thời điểm của t = 39 năm

D3. Khoảng dự báo sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian 54 của vật liệu đất đắp Đập Làng ở thời điểm của t = 40 năm

1

Phụ lục A

A1. Thống kê các tính chất của đất đắp đập ở Việt Nam và phân loại theo lực dính đơn vị [17]

Tính chất đất Thành phần hạt

Nhóm Nhóm Nhóm Nhóm

Hđ hạt hạt hạt hạt ω φ C PI Loại γk γw r WL Wp τc TT Tên đập Tỉnh dăm- cát bụi sét đất sạn

< g/cm3 g/cm3 % độ kG/cm2 % % % % N/m2 m >2 2 -0,05 0,05- 0,005 0,005

1 Bi Zê Rê Đăk Nông 10 7,7 31,5 21,6 39,2 1,54 1,95 26,98 14,31 0,27 44 45,9 22,5 23,4 5,774

2 Thôn 3 Đăk Nông 5 16,8 20,3 21,6 41,3 1,50 1,93 28,46 13,40 0,28 45 44,1 20,6 23,5 5,789

3 Đạ Tẻh Lâm Đồng 28 13,8 36,1 24,1 26,0 1,46 1,87 27,99 13,49 0,26 47 38,3 22,8 15,5 4,547

I i ạ o L

4 C4 Kom Tum 3,9 48,3 22,5 25,3 1,40 1,82 30,00 17,57 0,29 48 41,4 28,5 13,0 4,104

5 Phú Vinh Quảng Bình 27 3,2 42,2 26,9 27,7 1,68 1,88 21,90 14,19 0,24 38 38,4 22,4 15,9 4,618

6 Sông Quao Bình Thuận 40 1,0 40,0 32,0 27,0 1,67 1,89 13,30 13,29 0,27 38 28,9 16,6 12,3 3,976

7 Ông Hiên Đăk Nông 6,5 11,8 34,2 17,3 36,6 1,47 1,60 36,3 16,06 0,20

58 53,2 30,9 22,3 5,615

8 Đăk Bliêng Đăk Nông 7,5 30,4 11,3 58,2 1,46 1,60 50,9 14,38 0,22 62 74,4 44,6 29,8 6,643

I I i ạ o L

9 Sa Đa Cô Đăk Nông 8 31,7 21,0 47,3 1,44 1,67 46,3 16,58 0,22 59 71,8 42,0 29,9 6,656

2

Tính chất đất Thành phần hạt

Nhóm Nhóm Nhóm Nhóm

Hđ hạt hạt hạt hạt Loại ω φ C PI γk γw r WL Wp τc TT Tên đập Tỉnh dăm- cát bụi sét đất sạn

< g/cm3 g/cm3 % độ kG/cm2 % % % % N/m2 m >2 2 -0,05 0,05- 0,005 0,005

10 Thôn 7 Đăk Nông 13 13,1 30,3 24,2 32,4 1,42 1,62 44,3 16,36 0,21 59 65,1 40,5 24,7 5,958

11 Đăk R’lon Đăk Nông 9,5 6,3 49,5 18,1 26,1 1,59 1,76 37,2 16,57 0,23 55 61,5 35,6 25,9 6,124

12 60 60,6 35,0 25,6 6,083

13 Quảng Ninh 30 10,0 40,0 33,0 17,0 1,61 1,92 19,8 16,36 0,21 59 38,5 15,3 23,2 5,746 Đăk Ha Đăk Nông 14 22,8 28,9 15,5 32,8 1,43 1,61 43,3 15,30 0,20 Đầm Hà Động (đập chính)

14 Đăk Snao 1 Đăk Nông 9 9,0 31,3 18,8 34,5 1,49 1,69 42,4 15,26 0,20 57 62,4 35,8 26,6 6,220

15 Suối Đá Đăk Nông 8,9 49,3 27,2 31,1 17,4 1,43 1,61 33,0 17,43 0,20 37 50,5 21,0 19,5 5,192

16 Nao Ma A Đăk Nông 12 7,6 26,8 23,6 42,0 1,56 1,96 25,77 15,4 0,21 43 47,3 23,1 24,2 5,888

17 Đăk Ken Đăk Nông 5 8,6 25,3 23,0 43,1 1,45 1,90 31,26 13,56 0,21 47 50,3 24,6 25,7 6,097

Đăktin Kon Tum 2,4 42,0 29,0 26,6 1,39 1,85 32,90 19,16 0,21 48 41,6 26,8 14,8 4,422 18

Cà Sâm Kon Tum 3,9 51,9 21,4 22,8 1,53 1,87 22,74 20,4 0,23 43 32,5 21,8 10,7 3,676 19

3

Tính chất đất Thành phần hạt

Nhóm Nhóm Nhóm Nhóm

Hđ hạt hạt hạt hạt Loại ω φ C PI γk γw r WL Wp τc TT Tên đập Tỉnh dăm- cát bụi sét đất sạn

< g/cm3 g/cm3 % độ kG/cm2 % % % % N/m2 m >2 2 -0,05 0,05- 0,005 0,005

20 Cha Chạm Hà Tĩnh 10 8,0 28,5 32,5 31,0 1,59 1,93 21,33 17,16 0,22 42 36,9 19,7 17,2 4,830

21 Khe Cò Hà Tĩnh 12 1,61 1,98 23,24 18,15 0,20 41 38,9 21,6 17,3 4,846

22 Sông Biêu Ninh Thuận 24 17,0 42,5 13,0 27,5 1,77 1,95 10,4 14,43 0,23 34 30,1 17,8 12,3 3,976

23 Đồng Bề Thanh Hóa 20,0 20,3 36,3 23,3 1,61 1,93 20,4 16,31 0,22 41 34,2 21,0 13,2 4,143

Ba Khe Hà Tĩnh 9 3,3 73,4 11,0 12,3 1,65 1,94 17,72 16,35 0,18 39 30,4 16,7 13,6 4,217 24

Hà Tĩnh 13 1,8 23,4 49,4 25,4 1,62 1,89 24,53 16,59 0,16 44 34,9 22,1 12,8 4,069 25

Quảng Ninh 12 16,5 62,4 12,0 9,1 1,48 1,88 25,6 17,14 0,17 43 32,8 20,5 12,3 3,976 26

I I I i ạ o L

Khe Dè Đầm Hà Động (đập phụ 2)

27 Đập Làng Quảng Ngãi 13 15,2 42,8 21,9 20,1 1,46 1,86 27,1 17,28 0,17 46 36,8 24,5 12,3 3,976

28 Chấn Sơn Quảng Nam 8,2 12,0 46,3 25,8 15,9 1,56 1,93 23,59 19,13 0,18 42 31,6 21,0 10,6 3,656

4

Phụ lục B

B1. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu mẫu đất và đầm nén tiêu chuẩn

5

Độ sâu (m) Điều kiện chế bị

STT Tên lớp Tên mỏ Số hiệu TN Hố thăm dò Áp lực trương nở (KG/cm2) Đến Từ γc (g/cm3) Wcb (%) Đánh giá theo XNIP 205-08-85 & Tiêu chuẩn ngành 14TCN123-2002 đến 14TCN 129-2002

2B

VĐ2 (Vùng 5 mở rộng)

1826 ĐMR2-3 1827 ĐMR2-7 1772 ĐMR2-8 1773 ĐMR2-13 1777 ĐMR2-19 1781 ĐMR2-25 21,70 23,30 18,70 18,50 18,40 18,60 0,14 0,18 0,22 0,30 0,20 0,24 3,70 4,30 4,00 3,40 0,80 1,20 1,56 1,51 1,61 1,57 1,61 1,60 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 Trương nở trung bình Trương nở trung bình Trương nở mạnh Trương nở mạnh Trương nở mạnh Trương nở mạnh 1 2 3 4 5 6

6 KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM TRƯƠNG NỞ - VÙNG 5 MỞ RỘNG CỦA MỎ VĐ2 VỚI K = 0,97 [2] Độ trương nở tương đối (tự do) % 8,58 10,55 13,33 22,87 12,73 18,31 KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM CO NGÓT - VÙNG 5 MỞ RỘNG CỦA MỎ VĐ2 VỚI K = 0,97 [2]

Độ sâu (m) Đặc trưng co ngót

STT Tên mỏ Đánh giá Tên lớp Số hiệu TN Hố thăm dò Co ngót dài Ls (%) Từ Đến VC (%)

2B 1 2 1826 ĐMR2-3 VĐ2 (Vùng 5 mở rộng) 1827 ĐMR2-7 0,3 0,3 3,70 4,30 28,60 35,40 8,00 9,60 Co ngót trung bình Co ngót trung bình Độ ẩm co ngót (Giới hạn co ngót) Ws (%) 24,40 28,60

7

B2. Kết quả thí nghiệm nén ba trục (CU-CD)

8

9

10

11

12

14

15

16

17

18

19

20

22

23

24

25

26

27

28

29

30

31

B3. Kết quả thí nghiệm chỉ tiêu cơ lý mẫu đất theo thời gian

Mẫu 1: Tuổi mẫu – T= 0 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 17/08/2016 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

% 16,23 16,23

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 18,90

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,80

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

320

kPa

C: 22,16

kN/m2

Áp lực đứng

320

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

170

kPa

φ: 15,210

°

Thời gian thí nghiệm

Lượng nước thấm

Hệ số thấm

Hệ số thấm bình quân

Chiều dài thấm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Kth (cm/s)

Q (cm3)

L (cm)

Kth,tb (cm/s)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0011

1,2E-06

3600 0,0008

30000

5000

30

8,5E-07

1,0E-06

3600 0,0010

1,1E-06

9h - 5/03 14h - 5/03 16h - 5/03

10h - 5/03 15h - 5/03 17h - 5/03

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012) Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

32

Mẫu 2: Tuổi mẫu – T= 5 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 12/03/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 16,23

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 18,90

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,80

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

320

kPa

C: 21,75

kN/m2

Áp lực đứng

320

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

170

kPa

φ: 14,975

°

Thời gian thí nghiệm

Hệ số thấm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Kth (cm/s)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0009

9,6E-07

3600 0,0009

30000

5000

30

9,6E-07

1,0E-06

3600 0,0011

1,2E-06

9h - 11/03 14h - 11/03 16h - 11/03

10h - 11/03 15h - 11/03 17h - 11/03

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012)

33

Mẫu 3: Tuổi mẫu – T= 15 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 09/4/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 15,86

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 18,80

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,79

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

320

kPa

C: 21,30

kN/m2

Áp lực đứng

320

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

170

kPa

φ: 14,580

°

Thời gian thí nghiệm

Hệ số thấm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Kth (cm/s)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0031

3,3E-06

3600 0,0038

30000

5000

30

4,0E-06

3,5E-06

3600 0,0029

3,1E-06

9h - 08/4 14h - 08/4 16h - 08/4

10h - 08/4 15h - 08/4 17h - 08/4

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012)

34

Mẫu 4: Tuổi mẫu – T= 30 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 24/05/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 15,86

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 18,80

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,79

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

320

kPa

C: 20,69

kN/m2

Áp lực đứng

320

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

170

kPa

φ: 14,177

°

Thời gian thí nghiệm

Hệ số thấm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Kth (cm/s)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0045

4,8E-06

3600 0,0052

30000

5000

30

5,5E-06

5,0E-06

3600 0,0045

4,8E-06

9h - 23/5 14h - 23/5 16h - 23/5

10h - 23/5 15h - 23/5 17h - 23/5

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012)

35

Mẫu 5: Tuổi mẫu – T= 45 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 17/07/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 15,49

70

H0

35

Đường kính mẫu

mm Dung trọng tự nhiên kN/m3 18,90 18,70

D0

75066

V0

Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,78

Thể tích mẫu

mm3

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

320

kPa

Áp lực buồng

C: 20,45

kN/m2

320

kPa

Áp lực đứng

Kết quả

170

kPa

Áp lực thấm

φ: 14,050

°

36

Mẫu 6: Tuổi mẫu – T= 60 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 20/8/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 15,49

70

H0

35

Đường kính mẫu

mm Dung trọng tự nhiên kN/m3 18,90 18,70

D0

75066

V0

Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,78

Thể tích mẫu

mm3

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

320

kPa

Áp lực buồng

C: 20,15

kN/m2

320

kPa

Áp lực đứng

Kết quả

170

kPa

Áp lực thấm

φ: 14,000

°

37

Mẫu 7: Tuổi mẫu – T= 90 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 30/10/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 15,12

70

H0

mm Dung trọng tự nhiên kN/m3 18,90 18,60

35

Đường kính mẫu

D0

75066

V0

Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,77

Thể tích mẫu

mm3

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

320

kPa

Áp lực buồng

C: 20,10

kN/m2

320

kPa

Áp lực đứng

Kết quả

170

kPa

Áp lực thấm

φ: 14,000

°

38

Mẫu 8: Tuổi mẫu – T= 0 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 18/08/2016 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 16,23

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 18,90

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,80

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

640

kPa

C: 22,16

kN/m2

Áp lực đứng

640

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

340

kPa

φ: 15,210

°

Thời gian thí nghiệm

Hệ số thấm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Kth (cm/s)

Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0011

1,2E-06

3600 0,0008

30000

5000

30

8,5E-07

1,0E-06

3600 0,0010

1,1E-06

10h - 5/03 15h - 5/03 17h - 5/03

9h - 5/03 14h - 5/03 16h - 5/03

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012)

39

Mẫu 9: Tuổi mẫu – T= 5 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 03/5/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 15,49

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 18,70

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,78

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

640

kPa

C: 21,50

kN/m2

Áp lực đứng

640

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

340

kPa

φ: 14,830

°

Thời gian thí nghiệm

Hệ số thấm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Kth (cm/s)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0013

1,4E-06

3600 0,0013

30000

5000

30

1,4E-06

1,5E-06

3600 0,0016

1,7E-06

10h - 02/5 15h - 02/5 17h - 02/5

9h - 02/5 14h - 02/5 16h - 02/5

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012) Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

40

Mẫu 10: Tuổi mẫu – T= 15 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 01/06/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 13,65

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 18,20

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,71

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

640

kPa

C: 20,00

kN/m2

Áp lực đứng

640

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

340

kPa

φ: 14,320

°

Thời gian thí nghiệm

Hệ số thấm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Kth (cm/s)

Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0033

3,5E-06

3600 0,0043

30000

5000

30

4,6E-06

4,0E-06

3600 0,0038

4,0E-06

9h - 31/5 14h - 31/5 16h - 31/5

10h - 31/5 15h - 31/5 17h - 31/5

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012)

41

Mẫu 11: Tuổi mẫu – T= 30 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 03/07/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 11,35

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 17,50

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,40

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

640

kPa

C: 19,50

kN/m2

Áp lực đứng

640

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

340

kPa

φ: 13,900

°

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012)

Thời gian thí nghiệm

Hệ số thấm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Kth (cm/s)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0041

4,4E-06

3600 0,0043

30000

5000

30

4,6E-06

4,5E-06

3600 0,0044

4,7E-06

9h - 02/7 14h - 02/7 16h - 02/7

10h - 02/7 15h - 02/7 17h - 02/7

42

Mẫu 12: Tuổi mẫu – T= 45 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 19/8/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 11,35

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 17,50

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,40

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

640

kPa

C: 19,40

kN/m2

Áp lực đứng

640

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

340

kPa

φ: 13,780

°

Thời gian thí nghiệm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Hệ số thấm Kth (cm/s)

Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0051

5,4E-06

3600 0,0044

30000

5000

30

4,7E-06

5,0E-06

3600 0,0046

4,9E-06

9h - 18/8 14h - 18/8 16h - 18/8

10h - 18/8 15h - 18/8 17h - 18/8

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012)

43

Mẫu 13: Tuổi mẫu – T= 60 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 29/10/2018 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 11,02

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 17,40

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,35

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

640

kPa

C: 19,15

kN/m2

Áp lực đứng

640

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

340

kPa

φ: 13,710

°

Thời gian thí nghiệm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Hệ số thấm Kth (cm/s)

Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0052

5,5E-06

3600 0,0048

30000

5000

30

5,1E-06

5,5E-06

3600 0,0055

5,8E-06

9h - 28/10 14h - 28/10 16h - 28/10

10h - 28/10 15h - 28/10 17h - 28/10

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM (TCVN 8723:2012)

44

Mẫu 14: Tuổi mẫu – T= 90 (ngày)

Ngày thí nghiệm: 16/01/2019 Kiểu mẫu: chế bị, độ chặt K = 0,97

Mô tả: Á sét nặng nâu, nâu vàng, trạng thái dẻo cứng, có chỗ dẻo mềm, kết

cấu kém chặt vừa - kém chặt.

Kết quả thí nghiệm:

Mẫu

Thông số ban đầu

Thông số vật lý

Ban đầu

Sau TN

Chiều cao mẫu

70

mm Độ ẩm tự nhiên

%

16,23 11,02

H0

Đường kính mẫu

35

mm

18,90 17,40

D0

Dung trọng tự nhiên

kN/m3

Thể tích mẫu

75066 mm3 Dung trọng khô

kN/m3 16,80 16,35

V0

Dữ liệu thí nghiệm

Loại thí nghiệm:

CD

Hình dạng phá hoại

Màng cao su:

Dz latex x 0,3mm

Áp lực buồng

640

kPa

C: 19,10

kN/m2

Áp lực đứng

640

kPa

Kết quả

Áp lực thấm

340

kPa

φ: 13,650

°

KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM XÁC ĐỊNH HỆ SỐ THẤM

(TCVN 8723:2012)

Thời gian thí nghiệm

Ngày, giờ, phút bắt đầu

Ngày, giờ, phút kết thúc

Lượng nước thấm Q (cm3)

Chiều dài thấm L (cm)

Hệ số thấm bình quân Kth,tb (cm/s)

Hệ số thấm Kth (cm/s)

Chiều cao cột nước trong ống đo áp ống ống dưới trên H2 H1 (cm) (cm)

Thời gian thấm t (s)

3600 0,0055

5,8E-06

3600 0,0056

30000

5000

30

5,9E-06

6,0E-06

3600 0,0058

6,2E-06

9h - 15/01 14h - 15/01 16h - 15/01

10h - 15/01 15h - 15/01 17h - 15/01

45

Phụ lục C

Biểu đồ biểu diễn các đường quan hệ tính chất cơ lý đất đắp theo thời gian

gồm γ = f(t), C = f(t), φ = f(t) được xác định từ kết quả thí nghiệm trên thiết bị mô

phỏng sự thay đổi tính chất cơ lý đất đắp đập do tác động dòng thấm theo thời gian.

Các bước xây dựng biểu đồ quan hệ cụ thể như sau:

- Bước 1: Nhập các kết quả thí nghiệm.

- Bước 2: Xây dựng phương trình hồi quy phi tuyến g(t) theo kết quả mô hình

vật lý (có xét đến tăng tốc). Thời điểm xây dựng bắt đầu từ thời điểm tính toán ban

đầu t = 0 đến thời điểm kết thúc thí nghiệm t.

- Bước 3: Xây dựng phương trình hồi quy phi tuyến f’(t) theo kết quả mô hình

vật lý. Thời điểm xây dựng bắt đầu từ thời điểm tính toán ban đầu t = 0 đến các thời

điểm xác định kết thúc thí nghiệm t (5, 15, 30 ngày).

- Bước 4: Xây dựng hàm hồi quy tổng thể f(t) từ mối quan hệ giữa hai hàm hồi

quy f’(t) và g(t).

- Bước 5: Kiểm tra hàm hồi quy tổng thể f(t) từ các kết quả thí nghiệm bổ sung

trên mô hình vật lý.

- Các hàm hồi quy phi tuyến được tác giả phân tích bằng phần mềm thống kê

SPSS (Statistical Package for the Social Sciences). Phần mềm SPSS hỗ trợ xử lý và

phân tích dữ liệu sơ cấp - là các thông tin được thu thập trực tiếp từ đối tượng nghiên

cứu, thường được sử dụng rộng rãi trong phân tích dữ liệu nghiên cứu. Tác giả sử

dụng 3 tính năng trong SPSS để phân tích gồm: xây dựng hàm hồi quy phi tuyến dạng

đa thức, xây dựng hàm hồi quy phi tuyến dạng logistic và xây dựng hàm tương quan

giữa hệ phương trình hồi quy phi tuyến [9].

- Bước 1: Với các giá trị thực nghiệm ở Bảng kết quả thí nghiệm, tác giả xây

dựng 3 hàm hồi quy phi tuyến g1(t), g2(t) và f(t).

- Bước 2: Xây dựng mối tương quan giữa hàm g1(t) và f(t) có dạng hàm hồi

quy phi tuyến logistic f’(t).

- Bước 3: Dựa trên mối tương quan trên, tác giả điều chỉnh và xây dựng lại

hàm hồi quy phi tuyến f(t).

46

C1. Kết quả phân tích dung trọng đất đắp thay đổi theo thời gian

Bảng 3.3. Kết quả thí nghiệm dung trọng đất đắp (γt) thay đổi theo thời gian (đơn vị: kN/m3)

Thời gian (ngày) 0 5 15 30 45 60 90

18,90 18,80 18,80 18,70 18,70 18,60

18,90 18,70 18,20 17,50 17,50 17,40 17,40 Điều kiện thực tế Điều kiện tăng áp lực thấm

- Bước 1: Với các giá trị thực nghiệm ở Bảng 3.3, tác giả xây dựng hàm hồi

quy phi tuyến γt1 (hàm F1) và γt2 (hàm F2).

Hàm hồi quy F1:

Hàm hồi quy F2:

- Bước 2: Xây dựng mối tương quan có dạng hàm hồi quy phi tuyến logistic.

47

- Bước 3: Dựa trên mối tương quan trên, tác giả điều chỉnh và xây dựng lại

hàm hồi quy phi tuyến γt (hàm F3)

Kết quả thí nghiệm ở Bảng 3.3 được biểu diễn trên Hình 3.19.

Hình 3.19. Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi dung trọng theo thời gian

48

C2. Kết quả phân tích lực dính thay đổi theo thời gian

Bảng 3.4. Kết quả thí nghiệm lực dính đất đắp (Ct) thay đổi theo thời gian (đơn vị: kN/m2)

Thời gian (ngày) 0 5 15 30 45 60 90

21,75 21,30 20,69 20,45 20,15 20,10

22,16 21,50 20,00 19,50 19,40 19,15 19,10 Điều kiện thực tế Điều kiện tăng áp lực thấm

- Bước 1: Với các giá trị thực nghiệm ở Bảng 3.4, tác giả xây dựng hàm hồi

quy phi tuyến Ct1 (hàm F1) và Ct2 (hàm F2).

Hàm hồi quy F1:

Hàm hồi quy F2:

- Bước 2: Xây dựng mối tương quan có dạng hàm hồi quy phi tuyến logistic.

49

- Bước 3: Dựa trên mối tương quan trên, tác giả điều chỉnh và xây dựng lại

hàm hồi quy phi tuyến γt (hàm F3)

Kết quả thí nghiệm ở Bảng 3.4 được biểu diễn trên Hình 3.21.

Hình 3.21. Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi lực dính theo thời gian

50

C3. Kết quả phân tích góc ma sát trong thay đổi theo thời gian

Bảng 3.5. Kết quả thí nghiệm góc ma sát trong đất đắp (φt) thay đổi theo thời gian (đơn vị: độ)

Thời gian (ngày) 0 5 15 30 45 60 90

14,975 14,580 14,177 14,050 14,000 14,000

15,210 14,830 14,320 13,900 13,780 13,710 13,650 Điều kiện thực tế Điều kiện tăng áp lực thấm

- Bước 1: Với các giá trị thực nghiệm ở Bảng 3.4, tác giả xây dựng hàm hồi

quy phi tuyến φt1 (hàm F1) và φt2 (hàm F2).

Hàm hồi quy F1:

Hàm hồi quy F2:

- Bước 2: Xây dựng mối tương quan có dạng hàm hồi quy phi tuyến logistic.

51

- Bước 3: Dựa trên mối tương quan trên, tác giả điều chỉnh và xây dựng lại

hàm hồi quy phi tuyến γt (hàm F3)

Kết quả thí nghiệm ở Bảng 3.5 được biểu diễn trên Hình 3.22.

Hình 3.22. Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi góc ma sát trong theo thời gian

52

Từ kết quả phân tích sự thay đổi một số tính chất cơ lý theo thời gian, Hình 3.22 biểu diễn sự thay đổi sức chống cắt

(a) Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi dung trọng theo thời gian

(b) Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi lực dính theo thời gian

(c) Biểu đồ biểu diễn kết quả sự thay đổi góc ma sát trong theo thời gian

của đất tương ứng với dung trọng đất đắp thay đổi theo hai giai đoạn.

Hình 3.1. Biểu đồ tương quan sự thay đổi giữa dung trọng và sức chống cắt đất đắp theo thời gian

53

Phụ lục D

Kết quả của sự thay đổi này được tác giả thể hiện qua các đường hồi quy khác

nhau (CT 3.1, CT 3.2, CT 3.3), trong đó:

- Hàm hồi quy dung trọng thay đổi theo thời gian (CT 3.1):

, với R2 = 0,7619

- Hàm hồi quy lực dính thay đổi theo thời gian (CT 3.2):

, với R2 = 0,9901

- Hàm hồi quy góc ma sát trong thay đổi theo thời gian (CT 3.3):

, với R2 = 0,9321

Chỉ tiêu cơ lý đất đắp (X) tại thời điểm t năm có khoảng dự báo là:

Trong đó:

- Phương sai của hàm hồi quy dung trọng là:

- Độ lệch chuẩn của hàm hồi quy dung trọng là:

- Giá trị C (dò trong bảng phân phối Student)

D1. Khoảng dự báo sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian của vật liệu

đắp đập Liên Trì (Hình 3.26)

Với kết quả hàm hồi quy phi tuyến (3.1), (3.2), (3.3) thì khoảng dự báo ở thời

điểm của t = 37 năm là:

- Chỉ tiêu dung trọng đất đắp tại thời điểm t = 37 năm có khoảng dự báo là:

- Chỉ tiêu lực dính đất đắp tại thời điểm t = 37 năm có khoảng dự báo là:

- Chỉ tiêu góc ma sát trong đất đắp tại thời điểm t = 37 năm có khoảng dự báo là:

54

D2. Khoảng dự báo sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian của vật liệu

đắp đập Hồ Hiểu (Hình 3.28)

Với kết quả hàm hồi quy phi tuyến (3.1), (3.2), (3.3) thì khoảng dự báo ở thời

điểm của t = 39 năm là:

- Chỉ tiêu dung trọng đất đắp tại thời điểm t = 39 năm có khoảng dự báo là:

- Chỉ tiêu lực dính đất đắp tại thời điểm t = 39 năm có khoảng dự báo là:

- Chỉ tiêu góc ma sát trong đất đắp tại thời điểm t = 39 năm có khoảng dự báo là:

D3. Khoảng dự báo sự thay đổi tính chất cơ lý theo thời gian của vật liệu

đất đắp Đập Làng (Hình 3.30)

Với kết quả hàm hồi quy phi tuyến (3.1), (3.2), (3.3) thì khoảng dự báo ở thời

điểm của t = 40 năm là:

- Chỉ tiêu dung trọng đất đắp tại thời điểm t = 40 năm có khoảng dự báo là:

- Chỉ tiêu lực dính đất đắp tại thời điểm t = 40 năm có khoảng dự báo là:

- Chỉ tiêu góc ma sát trong đất đắp tại thời điểm t = 40 năm có khoảng dự báo là: