Nghiên cứu giải pháp tăng ổn định tuyến đê biển kết hợp giao thông áp dụng cho đoạn km37+600 đến km39+200 huyện thái thụy tỉnh thái bình

Vì vậy, giải pháp kỹ thuật xử lý nền các tuyến đê nằm trên nền đất yếu là hết sức quan trọng, quyết định đến sự ổn định của công trình cũng như tính khả thi của dự án.. Kết quả dự kiến đ

L ỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan Luận văn thạc sĩ này là công trình nghiên cứu của bản thân Các số

liệu kết quả trình bày trong luận văn này là đúng sự thật, có nguồn gốc rõ ràng và chưa được công bố trong bất kỳ công trình nghiên cứu nào

Tác giả

Tr ần Văn Dương

L ỜI CẢM ƠN

Luận văn được hoàn thành là thành quả của sự cố gắng, nỗ lực hết mình và sự giúp đỡ

tận tình của các thầy cô trong bộ môn Địa kỹ thuật trường Đại học Thủy lợi, Hà Nội,

đặc biệt dưới sự hướng dẫn khoa học của thầy TS Nguyễn Văn Lộc

Tác giả xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc tới thầy hướng dẫn, đã tận tâm hướng dẫn khoa

học suốt quá trình từ khi chọn đề tài, xây dựng đề cương đến khi hoàn thành luận văn

Tác giả xin chân thành cảm ơn các thầy cô trong bộ môn Địa kỹ thuật, Khoa Công trình đã giúp đỡ và tạo điều kiện tác giả hoàn thành luận văn này Đồng thời xin chân thành cảm ơn các thầy cô trong thư viện trường Đại học Thủy lợi cùng toàn thể cán bộ công tác tại Chi cục Thủy lợi tỉnh Thái Bình đã tạo mọi điều kiện cung cấp tài liệu và

thời gian để tác giả hoàn thành luận văn

Hà Nội, ngày tháng năm 2017

Tác giả

Tr ần Văn Dương

M ỤC LỤC

MỞ ĐẦU 1

1 Tính cấp thiết của đề tài 1

2 Đối tượng và phạm vi nghiên cứu 2

3 Các tiếp cận và phương pháp nghiên cứu 2

4 Kết quả dự kiến đạt được 2

CHƯƠNG I : TỔNG QUAN VỀ VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU ỔN ĐỊNH CỦA TUYẾN ĐÊ BIỂN 3

1.1 Tổng quan về ổn định của tuyến đê biển trên thế giới và Việt nam 3

1.2 Tổng quan các giải pháp ổn định đê biển trên thế giới 3

1.3 Tổng quan các giải pháp ổn định đê biển ở Việt Nam 9

1.4 Kết luận chương I 11

CHƯƠNG II: CƠ SỞ LÝ THUYẾT 13

2.1 Các tính chất cơ lý của đất nền 13

2.1.1 Sự hình thành đất 13

2.1.2 Các thành phần chủ yếu của đất 13

2.1.3 Kết cấu của đất 16

2.1.4 Xác định các chỉ tiêu cơ lý của đất 17

2.2 Quan hệ ứng suất và biến dạng, tiêu chuẩn phá hoại 22

2.3 Cơ sở lý thuyết cố kết thấm 23

2.4 Lý thuyết phân tích ổn định mái dốc 28

2.4.1 Mái dốc và ổn định mái dốc 28

2.4.2 Biểu thức tổng quát tính toán ổn định tổng thể công trình 30

2.4.3 Hình dạng mặt trượt 33

2.4.4 Các phương pháp tính toán, phân tích ổn định mái dốc 40

2.5 Ứng dụng mô hình Geo-slope tính toán ổn định mái dốc công trình 44

2.5.1 Giới thiệu mô hình Geo-slope 44

2.5.2 Ứng dụng mô hình Geo-slope để tính toán ổn định mái đê trong luận văn 45

2.6 Kết luận chương II 46

CHƯƠNG III: PHÂNTÍCH ỔN ĐỊNH TUYẾN ĐÊ BIỂN HUYỆN THÁI THỤY

TRONG ĐIỀU KIỆN GIA TĂNG TẢI TRỌNG GIAO THÔNG 47

3.1 Khái quát đặc điểm tự nhiên tỉnh Thái Bình 47

3.1.1 Vị trí địa lý 47

3.1.2 Khí tượng 47

3.1.3 Đặc điểm chế độ thủy, hải văn 48

3.2 Khái quát chung về công trình nâng cấp đê biển số 7 đoạn K37+600 đến K39+200 huyện Thái Thụy - tỉnh Thái Bình 49

3.2.1 Vị trí tuyến công trình 49

3.2.2 Cấp công trình 49

3.2.4 Điều kiện địa chất công trình 50

3.2.5 Điều kiện thủy văn công trình 52

3.2.6 Nội dung thiết kế giải pháp kỹ thuật chủ yếu 52

3.3 Phân tích tính toán ổn định mái đê biển khi gia tăng tải trọng giao thông tại thời điểm hiện tại 57

3.3.1 Số liệu về tải trọng 57

3.3.2 Trường hợp tính toán 57

3.3.3 Kiểm tra ứng suất nền đê khi chưa xử lý nền 57

3.3.4 Tính toán kiểm tra ổn định mái đê biển đối với nền chưa xử lý 60

3.4 Tính toán ổn định mái đê khi áp dụng các giải pháp tăng ổn định gia tăng tải trọng giao thông trong điều kiện ảnh hưởng của thủy triều 62

3.4.1 Phân tích các biện pháp xử lý nền 62

3.4.2 Biện pháp thay đất nền 62

3.4.3 Dùng hệ cọc và bệ bê tông cốt thép (sàn giảm tải) 63

3.4.4 Dùng cọc cát 63

3.4.5 Đắp phản áp 64

3.4.6 Dùng cọc xi măng đất 65

3.4.7 Thay đất nền kết hợp vải gia cố và đắp phản áp 67

3.4.8 Lựa chọn phương án xử lý nền 67

3.5 Tính toán ổn định mái đê khi áp dụng các giải pháp tăng ổn định gia tăng tải trọng giao thông trong điều kiện mưa bão 78

3.5.1 Tính toán phương án xử lý nền bằng cọc xi măng đất 79

3.5.2 Tính toán phương án xử lý nền bằng phương pháp thay đất và kết hợp vải địa kỹ thuật 81

3.6 Kết luận chương III 84

KẾT LUẬN, KIẾN NGHỊ 86

1 Kết luận và kiến nghị 86

2 Một số điểm còn tồn tại 87

3 Hướng nghiên cứu tiếp theo 87

TÀI LIỆU THAM KHẢO 88

DANH M ỤC CÁC HÌNH ẢNH

Hình 1.1: Quan điểm xây dựng đê biển lợi dụng tổng hợp và thân thiện với môi trường

sinh thái của Hà Lan 6

Hình 1.2: Đê an toàn cao ở Edogawa – Tokyo, Nhật Bản 6

Hình 1.3: Giải pháp cản sóng phù hợp với cảnh quan trên mái đê biển ở Norderney (biển Bắc, nước Đức) 8

Hình 1.4: Giải pháp gia cố phù hợp với hiện trạng tuyến đê biển tỉnh Thái Bình 10

Hình 2.1: Cách xác định đường kính các hạt đất 14

Hình 2.2: Kết cấu hạt đất 16

Hình 2.3: Thí nghiệm 23

Hình 2.4: Sơ đồ tính toán 24

Hình 2.5: Mặt cắt ngang của một mái dốc 28

Hình 2.6: Hình cung trượt 31

Hình 2.7: Mặt trượt giả định 35

Hình 2.8: Lực tác động lên mặt trượt thông qua khối trượt với mặt trượt tròn 37

Hình 2.9: Lực tác động lên mặt trượt thông qua khối trượt với mặt trượt tổ hợp 37

Hình 2.10: Lực tác dụng lên thỏi và đa giác lực theo phương pháp Bishop 42

Hình 3.1: Mặt cắt điển hình đoạn đê mới 51

Hình 3.2: Mặt cắt điển hình đoạn đê cũ 52

Hình 3.3: Mặt bằng đê tuyến mới 56

Hình 3.4: Mặt bằng đê tuyến cũ 56

Hình 3.5: Chi tiết cấu kiện bảo vệ mái đê 57

Hình 3.6: Sơ đồ tính toán áp lực đáy móng 58

Hình 3.7: Kết quả tính toán ổn định mái trong đê 60

Hình 3.8: Kết quả tính toán ổn định mái ngoài đê 61

Hình 3.9: Phương án sử dụng sàn giảm tải công trình 63

Hình 3.10: Phương án sử dụng cọc cát 64

Hình 3.11: Phương án sử dụng đắp phản áp 65

Hình 3.12: Phương án sử dụng cọc Xi măng đất 66

Hình 3.13: Phương án thay đất nền kết hợp vải gia cố và đắp phản áp 67

Hình 3.14: Mặt cắt đại diện 68

Hình 3.15: Sơ đồ tính ổn định mái đê trường hợp 1 71

Hình 3.16: Kết quả tính ổn định trường hợp 1 71

Hình 3.17: Sơ đồ tính toán ổn định mái đê trường hợp 2 72

Hình 3.18: Kết quả tính toán ổn định mái đê phía đồng trường hợp 2 72

Hình 3.19: Kết quả tính toán ổn định mái đê phía biển trường hợp 2 73

Hình 3.20: Mặt cắt đại diện xử lý nền đê biển 75

Hình 3.21: Kết quả phân tích ổn định trường hợp thiết kế 1 76

Hình 3.22: Sơ đồ phân tích ổn định trường hợp thiết kế 2 77

Hình 3.23: Kết quả phân tích ổn định mái đê phía đồng trường hợp thiết kế 2 77

Hình 3.24: Kết quả phân tích ổn định mái đê phía biển trường hợp thiết kế 2 78

Hình 3.25: Mặt cắt đại diện xử lý nền bằng cọc xi măng đất 79

Hình 3.26: Sơ đồ phân tích ổn định mái đê 80

Hình 3.27: Kết quả tính ổn định mái đê phía đồng 80

Hình 3.28: Kết quả tính ổn định mái đê phía biển 81

Hình 3.29: Mặt cắt đại diện xử lý nền bằng biện pháp thay đất kết hợp gia cường vải địa kỹ thuật 82

Hình 3.30: Sơ đồ phân tích ổn định mái đê 83

Hình 3.31: Kết quả tính ổn định mái đê phía đồng 83

Hình 3.32: Kết quả tính ổn định mái đê phía đồng 84

DANH M ỤC CÁC BẢNG BIỂU

Bảng 2-1: Tên hạt đất gọi theo đường kính trung bình 14

Bảng 3-1: Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất 50

Bảng 3-2: Bảng tính kiểm tra ổn định mái đê biển đối với nền chưa xử lý 60

Bảng 3-3: Chỉ tiêu cơ lý của đất nền đê 69

Bảng 3-4: Chỉ tiêu cơ lý của đất nền tương đương 70

Bảng 3-5: Kết quả phân tích ổn định trường hợp 1 72

Bảng 3-6: Kết quả phân tích ổn định trường hợp 2 73

Bảng 3-7: Chỉ tiêu cơ lý của đất nền đê 75

Bảng 3-8: Kết quả phân tích ổn định trường hợp thiết kế 1 76

Bảng 3-9: Kết quả phân tích ổn định mái đê trường hợp thiết kế 2 78

Bảng 3-10: Chỉ tiêu cơ lý của đất nền tương đương 79

Bảng 3-11: Kết quả phân tích ổn định mái đê 81

Bảng 3-12: Chỉ tiêu cơ lý của đất nền đê 82

Bảng 3-13: Kết quả phân tích ổn định mái đê 84

MỞ ĐẦU

1 Tính cấp thiết của đề tài

Trong xu thế hội nhập và phát triển ngày nay, việc nâng cao an toàn ổn định cho các tuyến đê biển đã và đang được tiến hành khá mạnh mẽ ở nước ta Thái Bình là địa phương giáp biển có hệ thống các tuyến đê dài bao quanh, việc nâng cấp xây dựng tuyến đê biển kết hợp giao thông là việc làm cần thiết trong sự phát triển kinh tế xã

hội Đê biển ngoài nhiệm vụ bảo vệ an toàn cho công trình đất liền dưới tác động của bão lũ, triều cường còn phải làm nhiệm vụ kết hợp giao thông nông thôn hình thành

mạng lưới giao thông đồng bộ trong khu vực Để đảm bảo an toàn hệ thống đê biển vào mùa mưa bão và ổn định của hệ thống đê khi gia tăng tải trọng giao thông trên mặt

đê, việc nghiên cứu giải pháp đảm bảo ổn định an toàn hệ thống đê tại những đoạn trên

nền đất yếu trong điều kiện tác động của tải trọng phía trên mặt đê là cần thiết và cấp bách, có ý nghĩa thực tiễn Để các tuyến đê được ổn định chịu được các tác động của mưa bão cũng như tải trọng bên trên mặt đê thì cần các biện pháp xử lý nền Vì vậy,

giải pháp kỹ thuật xử lý nền các tuyến đê nằm trên nền đất yếu là hết sức quan trọng, quyết định đến sự ổn định của công trình cũng như tính khả thi của dự án

Cùng với những tiến bộ về khoa học kỹ thuật nói chung, giải pháp nâng cao ổn định mái đê ngày càng được cải tiến và hoàn thiện Hiện nay, có nhiều giải pháp được áp dụng như: vải địa kỹ thuật, cọc xi măng đất, khoan phụt , mỗi giải pháp đều có những

ưu điểm và nhược điểm riêng Vì vậy, việc lựa chọn giải pháp tối ưu nhất về kinh tế,

kỹ thuật đòi hỏi người thiết kế phải tính toán và so sánh giữa các giải pháp xử lý nền đất yếu với nhau

Dự án nâng cấp tuyến đê biển đoạn từ KM37+600 đến KM39+200 thuộc tuyến đê biển

số 7 huyện Thái Thụy tỉnh Thái Bình nằm trên nền đất yếu Để tuyến đê có độ ổn định cao đặc biệt đoạn nắn tuyến điểm đầu tại KM37+600 điểm cuối tại KM38+200 có chiều dài L= 600m, sử dụng lâu dài ổn định chịu được các tác động của mưa bão cũng như tải trọng giao thông trên mặt đê và giảm giá thành xây dựng thì mục đích đặt ra là

phải nghiên cứu, lựa chọn giải pháp xử lý nền móng tối ưu nhất Thực tế giải pháp xử

lý công trình hiện nay có nhiều giải pháp xử lý nền công trình Các giải pháp này phụ thuộc vào nhiều điều kiện xung quanh vì vậy mà mức độ ổn định cũng như giá thành xây dựng khác nhau nhiều Giải pháp sử dụng cọc xi măng đất trong đất để xử lý nền

là một trong những giải pháp mới được áp dụng ở nước ta Tuy chưa ở mức độ phổ

biến nhưng đã phản ánh nhiều ưu điểm vượt trội của giải pháp Vì vậy ‘‘Nghiên cứu

giải pháp tăng ổn định tuyến đê biển kết hợp giao thông - áp dụng cho đoạn

Km37+600 đến Km39+200 huyện Thái Thụy tỉnh Thái Bình” có tính khoa học và thực

tiễn, giải quyết cấp bách tình trạng thực tế xây dựng hiện nay

2 Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

- Giải pháp ổn định cho tuyến đê biển trong điều kiện gia tăng tải trọng giao thông phía trên mặt đê

- Ứng dụng xử lý nền tuyến đê, đoạn từ KM37+600 đến KM38+200

3 Các tiếp cận và phương pháp nghiên cứu

- Thu thập, tổng hợp và phân tích tài liệu thực tế (tài liệu khảo sát địa chất, tài liệu thiết

kế cơ sở,…) để làm rõ điều kiện địa chất công trình và tổ hợp tải trọng;

- Phân tích và lựa chọn giải pháp hợp lý để xử lý nền công trình;

- Phương pháp phần tử hữu hạn, phương pháp mô hình số với việc sử dụng phần mềm Geo-slope, Plaxis để phân tích, kiểm tra ổn định lún và biến dạng

4 Kết quả dự kiến đạt được

- Hiểu biết cơ sở lý thuyết tính toán, đề xuất giải pháp tăng ổn định cho tuyến đê;

- Phân chia cấu trúc địa chất nền tuyến đê phù hợp với điều kiện làm việc, yêu cầu nghiên cứu, tính toán ổn định công trình;

- Ứng dụng chọn giải pháp tăng ổn định đê biển Thái Thụy K37+600 – K38+200 trong gia tăng tải trọng giao thông

CHƯƠNG I : TỔNG QUAN VỀ VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU ỔN ĐỊNH CỦA

TUYẾN ĐÊ BIỂN 1.1 Tổng quan về ổn định của tuyến đê biển trên thế giới và Việt nam

Đê biển là công trình ven biển làm nhiệm vụ bảo vệ các khu dân cư, các vùng đất canh tác để tránh các tác động của nước biển khi có bão, triều cường Nước biển tràn vào trong đồng gây thiệt hại về tính mạng, tài sản của nhân dân, nhiễm mặn hệ thống đất canh tác, phá huỷ làng mạc hoa màu Vì vậy trong mọi trường hợp, vấn đề đảm bảo an toàn đê biển nói riêng và hệ thống đê nói chung là đảm bảo an toàn về dân sinh, kinh

tế, an ninh quốc phòng Các nước phát triển đã có nhiều đầu tư về nghiên cứu khoa

học, công nghệ đảm bảo sự an toàn tuyệt đối cho đê biển Các giải pháp gia cường,

bảo vệ đê biển trước kia có thể được bóc bỏ, thay mới bằng giải pháp công nghệ an toàn vững chắc hơn

Việt Nam cũng có những chuyển biến tích cực, nhưng chưa thực sự đáp ứng được yêu

cầu kỹ thuật của đê biển hiện tại Các phần tổng quan về gia cường đê biển trên thế

giới và của Việt Nam được trình bày sau đây cho toàn cảnh về cải tiến công nghệ cũng

như những tồn tại về kỹ thuật Từ đó sẽ phân tích, đánh giá rút ra được đề xuất khoa

học công nghệ sao cho có tính sáng tạo, tăng thêm an toàn, kinh tế và Việt Nam

1.2 Tổng quan các giải pháp ổn định đê biển trên thế giới

Đê biển và các hạng mục công trình phụ trợ khác hình thành nên một hệ thống công trình phòng chống, bảo vệ vùng nội địa khỏi bị lũ lụt và thiên tai khác từ phía biển Vì tính chất quan trọng của nó mà công tác nghiên cứu thiết kế, xây dựng đê biển ở trên

thế giới, đặc biệt là ở các quốc gia có biển, đã có một lịch sử phát triển rất lâu đời Tuy nhiên, tùy thuộc vào các điều kiện tự nhiên và trình độ phát triển của mỗi quốc gia mà các hệ thống đê biển đã được phát triển ở những mức độ khác nhau

Ở các nước châu Âu phát triển như Hà Lan, Đức, Đan Mạch, đê biển đã được xây

dựng rất kiên cố nhằm chống được lũ biển (triều cường kết hợp với nước dâng) với tần

suất hiếm (đặc biệt ở Hà Lan, một quốc gia với khoảng 20% diện tích nằm dưới mực nước biển trung bình đang áp dụng tiêu chuẩn phòng lũ biển từ 1/1.250 đến 1/10.000 tùy theo vị trí) Khoảng vài thập niên trước đây quan điểm thiết kế đê biển truyền

thống ở các nước châu Âu là hạn chế tối đa sóng tràn qua do vậy cao trình đỉnh đê rất cao Nhưng vì lượng sóng tràn qua là rất ít nên mái phía trong đê thường được bảo vệ

rất đơn giản như chỉ trồng cỏ bản địa, phù hợp cảnh quan với môi trường Nhìn chung,

mặt cắt ngang đê điển hình rất rộng, mái thoải (phổ biến là 1/6 hoặc thoải hơn), có cơ mái ngoài và trong kết hợp làm đường giao thông dân sinh và bảo dưỡng cứu hộ đê Ngoài ra, cơ đê phía ngoài còn đảm nhận nhiệm vụ quan trọng là giảm sóng leo sóng tràn qua đê, góp phần hạ thấp cao trình đỉnh đê thiết kế

Ở những năm gần đây, trong bối cảnh biến đổi khí hậu và nước biển dâng hiện nay tư duy và phương pháp luận thiết kế đê biển ở các nước phát triển đã và đang có sự biến chuyển rõ rệt Giải pháp kết cấu, chức năng và điều kiện làm việc của đê biển được đưa ra xem xét một cách chỉnh thể hơn theo quan điểm hệ thống, lợi dụng tổng hợp,

bền vững và hài hòa với môi trường

An toàn của đê biển đã được xem xét trong một hệ thống chỉnh thế, trong đó nổi bật lên hai nhân tố ảnh hưởng chủ yếu: (1) bản thân cấu tạo hình học và kết cấu của đê và (2) điều kiện làm việc và và tương tác giữa tải trọng với công trình Các nỗ lực nhằm nâng cao mức độ an toàn của đê biển đều tập trung vào cải thiện hai nhân tố này Sau đây chúng ta sẽ lần lượt điểm qua một số tiến bộ nổi bật đã đạt được gần đây có liên quan đến hai nhân tố này

Vấn đề thứ nhất là về cấu tạo hình học và kết cấu đê Cùng với sự phát triển mạnh mẽ kinh tế vùng ven biển và bối cảnh biến đổi khí hậu thì biện pháp ứng phó bằng cách

tiếp tục tôn cao đê như đã làm không phải là bền vững, lâu dài trong bối cảnh hiện nay Qua thực tiễn thiên tai bão lũ ở nhiều nước, đa số đê biển không phải bị vỡ do cao trình đỉnh quá thấp (nước tràn qua đê) Đê có thể vỡ trước khi mực nước lũ dâng cao

tới đỉnh do mái kè phía biển không đủ kiên cố để chịu áp lực sóng và phổ biến hơn cả

là đỉnh đê và mái phía trong bị hư hỏng nặng nề do không chịu được một lượng sóng tràn đáng kể qua đê trong bão Như vậy, thay vì xây dựng hoặc nâng cấp đê lên rất cao

để chống (không cho phép) sóng tràn qua nhưng vẫn có thể bị vỡ dẫn tới thiệt hại khôn

lường thì đê cũng có thể xây dựng để chịu được sóng tràn qua đê, nhưng không thể bị

vỡ Tất nhiên khi chấp nhận sóng tràn qua đê cũng có nghĩa là chấp nhận một số thiệt

hại nhất định ở vùng phía sau được đê bảo vệ, tuy nhiên so với trường hợp vỡ đê thì thiệt hại trong trường hợp này là không đáng kể Đặc biệt là nếu như một khoảng không gian nhất định phía sau đê được quy hoạch thành vùng đệm đa chức năng thích nghi với điều kiện bị ngập ở một mức độ và tần suất nhất định Đây chính là cách tiếp

cận theo quan điểm hệ thống, lợi dụng tổng hợp, và bền vững vùng bảo vệ bờ của liên minh Châu Âu Như vậy thay vì một con đê biển như một dải chắn nhỏ thì chúng ta sử

dụng cả một vùng bảo vệ ven biển mà có thể sử dụng tổng hợp

Bởi vậy đê chịu sóng tràn hay đê không thể phá hủy đã giành được một mối quan tâm đặc biệt và đã được đưa vào áp dụng trong quan điểm thiết kế đê biển hiện nay ở châu

Âu Cùng với nó, sóng tràn đã và đang trở thành một dạng tải trọng đặc biệt không thể

bỏ qua trong thiết kế đê biển Nghiên cứu quá trình động lực học sóng tràn qua đê biển

do vậy cũng đang nhận được một sự quan tâm đặc biệt Để đê có thể chịu được sóng tràn thì đỉnh và mái phía trong đê cần được bảo vệ chống xói đủ tốt Gia cố chống xói mái đê theo phương pháp truyền thống với đá lát hoặc cấu kiện bê tông được đánh giá

là không bền vững và không thân thiện với môi trường Vì vậy các giải pháp xanh, bền

vững và thân thiện hơn với môi trường đã và đang được khám phá Trong khuôn khổ

một số dự án nghiên cứu của Liên minh Châu Âu gần đây như, đê biển với mái trong

trồng cỏ đã được đánh giá là một trong những giải pháp có tính khả thi và bền vững

nhất cho đê chịu sóng tràn Các thí nghiệm hiện trường sóng tràn với máy xả sóng trên

một số tuyến đê biển ở Hà Lan đối với một số dạng mái cỏ cho thấy mái cỏ nếu được

trồng và chăm sóc tốt có thể đem lại sức chống xói đáng ngạc nhiên (lưu lượng sóng tràn trung bình đơn vị q = 50 l/s/m với lưu tốc lớn nhất Vmax = 4 - 6 m/s trong vòng 6

giờ chưa thể gây hư hỏng đáng kể nào cho mái cỏ chất lượng trung bình không có lớp gia cường) Điều này trái ngược hẳn với tiêu chuẩn sóng tràn hiện nay quy định lượng tràn cho phép đối với trong đê biển mái cỏ chỉ 0,1 ~ 1,0 l/s/m Với mái cỏ được gia cố thêm với hệ thống lưới địa kỹ thuật thì khả năng chịu sóng tràn có thể lên tới trên 100 l/s/m Như vậy nếu được trồng và chăm sóc cẩn thận đê mái cỏ thực sự là giải pháp kỹ thuật bền vững và mang lại hiệu quả kinh tế cao, đặc biệt trong bối cảnh ứng phó với nước biển dâng như hiện nay Đánh giá sức chịu tải của mái cỏ dưới tác động xói của

sóng tràn phục vụ cho công tác thiết kế và đánh giá mức độ an toàn của đê biển do vậy đang được đẩy mạnh nghiên cứu ở các nước liên minh châu Âu

Như vậy trên quan điểm xây dựng đê mái cỏ chịu sóng tràn kết hợp với việc trồng

rừng ngập mặn phía biển, và quy hoạch tốt không gian đê và vùng đệm sau đê, công trình đê sẽ trở nên rất thân thiện với môi trường sinh thái, lý tưởng cho mục đích lợi

dụng tổng hợp vùng bảo vệ ven biển (xem Hình 1 về ví dụ đê biển thân thiện với môi trường ở Hà Lan)

Hình 1.1: Quan điểm xây dựng đê biển lợi dụng tổng hợp và thân thiện với môi trường

sinh thái của Hà Lan

Bên cạnh các giải pháp về mặt kết cấu chống sóng tràn thì cấu tạo hình dạng mặt cắt ngang đê đóng vai trò quan trọng đối với đê an toàn cao trong việc đảm bảo ổn định đê, tăng cường khả năng chống xói do dòng chảy (sóng tràn, nước tràn), và đặc biệt là kiến

tạo không gian cho các mục đích lợi dụng tổng hợp của đê và vùng đệm phía sau đê

Hình 1.2: Đê an toàn cao ở Edogawa – Tokyo, Nhật Bản

Ở Nhật Bản đang có kế hoạch xây dựng nâng cấp các đê sông thành đê an toàn cao, lợi

dụng tổng hợp và thân thiện với môi trường Khái niệm đê an toàn cao được người

Nhật áp dụng là “đê sông với bề rộng đủ lớn để ngăn chặn được sự cố vỡ đê và hậu

quả của nó” Về thực chất là mở rộng chân đê và làm mái đê phía trong rất thoải để tạo

ra một vùng bảo vệ rộng thay vì một con đê như là một dải chắn hẹp (xem minh họa trên Hình 1.2)

Chân đê phía trong có thể mở rộng ra tới 20 đến 30 lần chiều cao đê (tương đương hệ

số mái dốc 1/30 đến 1/20) Đê sông an toàn cao làm giảm nguy cơ vỡ đê và mất ổn định mái trong do dòng thấm Ngay cả khi bị nước lũ tràn qua thì dòng chảy cũng bị

chậm lại dọc theo mái đê, giảm khả năng gây xói và vỡ đê Với mặt cắt ngang rộng và mái thoải thì cơ sở hạ tầng và đường giao thông phục vụ dân sinh có thể kết hợp xây

dựng trên đỉnh đê và dọc theo mái trong của đê Tuy nhiên thân đê và nền đê phải được gia cố và xử lý tốt để có đảm bảo ổn định ngay cả trong điều kiện bị nước lũ tràn qua Như vậy dạng mặt cắt ngang đê sông an toàn cao ở Nhật Bản hoàn toàn có thể nghiên cứu và ứng dụng cho thích hợp cho đê biển an toàn cao ở Việt Nam

Song song với gia cố chống sóng tràn cho mái đê phía trong thì các giải pháp cho mái

kè phía biển nhằm đảm bảo an toàn của đê biển dưới tác động của sóng bão cũng rất quan trọng Hàng loạt các dạng kết cấu mái kè phía biển có khả năng ổn định trong điều kiện sóng lớn nhưng thân thiện với môi trường sinh thái đã được nghiên cứu áp

dụng với sự đẩy mạnh ứng dụng kết hợp công nghệ vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp Xu

thế chung hiện nay các dạng cấu kiện khối phủ không liên kết có dạng hình cột trụ (column) đang được áp dụng rộng rãi cho mái kè Ưu điểm nổi bật đã được chứng minh của dạng cấu kiện này là có hiệu quả kinh tế kỹ thuật cao hơn so với các dạng kết

cấu truyền thống khác như liên kết mảng hoặc tấm mỏng thể hiện qua các mặt như

mức độ ổn định cao, tính năng bảo vệ linh động với biến dạng nền, dễ thi công và bảo dưỡng, và khả năng thân thiện tốt với môi trường

Vấn đề thứ hai là về điều kiện làm việc và tương tác giữa tải trọng với công trình Đây chính là những giải pháp nhằm giảm thiểu các tác động của tải trọng lên công trình, đặc biệt là của sóng Có thể phân chia các giải pháp này thành hai nhóm chính: một là tôn tạo và giữ bãi/thềm trước đê và hai là giải pháp công trình nhằm giảm sóng hoặc

cải thiện điều kiện tương tác sóng và công trình Nhóm giải pháp thứ nhất, chủ yếu tập trung vào giảm thiểu các tác động của sóng trong điều kiện bình thường, có thể là các

giải pháp mềm thân thiện với môi trường như nuôi dưỡng bãi (chống xói giữ bãi đê, chân đê), trồng rừng ngập mặn (giảm sóng tăng bồi lắng), hoặc giải pháp cứng như áp

dụng hệ thống kè mỏ hàn, hoặc đê chắn sóng xa bờ để giữ bãi Tuy vậy các giải pháp này không thể áp dụng rộng rãi mà còn phụ thuộc điều kiện cụ thể ở từng vùng Ở nhóm giải pháp thứ hai, các biện công trình được được áp dụng với mục đích giảm sóng trong bão từ xa, làm sóng vỡ một phần trước khi tới đê) hoặc cản sóng bão trên

bờ nhằm thay đổi tính chất tương tác giữa sóng với công trình theo hướng giảm tác động bất lợi lên công trình Hình 3 lần lượt minh họa các giải pháp giảm sóng xa bờ và trên bờ thuộc nhóm giải pháp thứ hai nhằm cải thiện điều kiện làm việc, nâng cao mức

độ an toàn của đê biển

Hình 1.3: Giải pháp cản sóng phù hợp với cảnh quan trên mái đê biển ở Norderney

(biển Bắc, nước Đức) Như vậy có thể thấy rằng trong những năm gần đây phương pháp luận thiết kế và xây

dựng đê biển trên thế giới đã có nhiều chuyển biến rõ rệt Đê biển đang được xây dựng theo xu thế chống đỡ với tải trọng một cách mềm dẻo và linh động hơn, do đó đem lại

sự an toàn, bền vững và thân thiện hơn với môi trường, và đặc biệt là có thể lợi dụng

tổng hợp

1.3 Tổng quan các giải pháp ổn định đê biển ở Việt Nam

Việt Nam là một quốc gia nằm trong khu vực ổ bão tây bắc Thái Bình Dương với đường bờ biển dài, tỷ lệ giữa đường bờ biển so với diện tích lục địa là rất lớn Do vậy

hệ thống đê biển của nước ta cũng đã được hình thành từ rất sớm, là minh chứng cho quá trình chống chọi với thiên nhiên không ngừng của người Việt Nam Hệ thống đê

biển đã được xây dựng, bồi trúc và phát triển qua nhiều thế hệ với vật liệu chủ yếu là đất và đá lấy tại chỗ do người địa phương tự đắp bằng phương pháp thủ công

Được sự quan tâm của nhà nước hệ thống đê biển nước ta đã được đầu tư khôi phục và nâng cấp nhiều lần thông qua các dự án PAM 4617, OXFAM, EC, CARE, ADB, và các chương trình đê biển quốc gia, tuy nhiên các tuyến đê biển nhìn chung vẫn còn

thấp và nhỏ Đê biển miền bắc thuộc loại lớn nhất cả nước tập trung chủ yếu ở các tỉnh

Hải Phòng, Thái Bình và Nam Định Một số tuyến đê biển đã được nâng cấp hiện nay

có cao trình đỉnh phổ biến ở mức + 5,5 m (kể cả tường đỉnh) Mặt đê được bê tông hóa

1 phần, nhưng chủ yếu vẫn là đê đất, sình lầy trong mùa mưa bão và dễ bị xói mặt

Hình 1.4: Giải pháp gia cố phù hợp với hiện trạng tuyến đê biển tỉnh Thái Bình

Mặc dầu có lịch sử lâu đời về xây dựng đê biển nhưng phương pháp luận và cơ sở khoa học cho thiết kế đê biển (thể hiện qua các tồn tại và bất cập trong các hướng dẫn thiết kế đê biển trước đây như 14TCN-130-2002) ở nước ta còn lạc hậu, chưa bắt kịp

với những tiến bộ khoa học kỹ thuật trên thế giới Bên cạnh đó phương pháp và công nghệ thi công đê biển còn chậm tiến bộ, ít cơ giới hóa Gần đây trong khuôn khổ các

đề tài thuộc “Chương trình khoa học công nghệ phục vụ xây dựng đê biển và công trình thủy lợi vùng cửa sông ven biển” (Giai đoạn I từ Quảng Ninh đến Quảng Nam)

thực hiện năm 2008-2009, các tiến bộ mới trong kỹ thuật thiết kế và xây dựng đê biển

ở trên thế giới đã được nghiên cứu áp dụng với điều kiện cụ thể của nước ta Trong đó đặc biệt là khái niệm sóng tràn lần đầu tiên được xem xét là một tải trọng quan trọng

nhất trong tính toán thiết kế đê biển và đã được đưa vào Hướng dẫn thiết kế đê biển TCVN 9901: 2014 mới thay cho tiêu chuẩn ngành 14 TCN-130-2002

Gần đây việc nghiên cứu áp dụng một số công nghệ vật liệu mới như Consolid, kết cấu neo địa kỹ thuật, nhằm gia tăng ổn định của đê biển hiện có cũng đã được đề cập đến

ở một số đề tài nghiên cứu cấp bộ và nhà nước, điển hình như KC.08 15/06-10

“Nghiên cứu cơ sở khoa học và đề xuất các giải pháp khoa học công nghệ đảm bảo sự

ổn định và độ bền của đê biển hiện có trong trường hợp sóng, triều cường tràn qua đê”

Mặc dù vậy khái niệm đê an toàn cao thân thiện với môi trường vẫn còn khá mới mẻ ở nước ta và chưa có công trình nghiên cứu áp dụng

Như vậy có thể thấy rằng tuy là muộn nhưng việc áp dụng và cập nhật các tiến bộ khoa

học kỹ thuật trên thế giới vào công tác xây dựng đê biển ở nước ta đã có những bước

tiến đáng khích lệ Tuy nhiên cần phải đẩy mạnh hơn nữa những công trình nghiên cứu khoa học để áp dụng một cách hiệu quả các thành tựu này vào trong điều kiện thực

tiễn đặc thù của hệ thống đê biển nước ta

1.4 Kết luận chương I

Trên cơ sở phân tích tổng quan các giải pháp bảo vệ đê biển của các nước trên thế

giới, cho thấy các nước đã đầu tư nhiều công trình nghiên cứu và tài chính để tăng cường sự ổn định của đê biển Thay đổi nhiều về vật liệu gia cường thân đê, nền đê, mái đê kết hợp với biện pháp gia cường truyền thống Sự thay đổi công nghệ nhanh

chứng tỏ kết cấu bảo vệ mặt đê và mái đóng vai trò quan trọng trong việc đảm bảo ổn định đê và nền đê biển Đê biển Việt Nam hiện có hai tồn tại chính là đê thấp thường

bị nước tràn phá huỷ mái trong đồng và phần lớn đê trực diện với biển vì vậy kết cấu

bảo vệ mặt đê và mái đê phía biển thường chịu tác động trực tiếp của sóng biển nên thường bị bong tróc, lún sụt Hai tồn tại trên có nguy cơ phá vỡ đê bất cứ lúc nào vì

vậy cần phải được gia tăng độ an toàn tránh nguy cơ vỡ đê Trong điều kiện chưa thể bóc bỏ thay thế bảo vệ lớp mặt và mái đê cũ bằng những kết cấu gia cường kiên cố hơn, chưa thể nâng cao trình đỉnh đê đạt yêu cầu thiết kế do chi phí đầu tư lớn thì việc gia tăng ổn định đê biển hiện tại trên cơ sở tận dụng kết cấu có sẵn và vật liệu tại chỗ

là giải pháp hữu ích

CHƯƠNG II: CƠ SỞ LÝ THUYẾT 2.1 Các tính chất cơ lý của đất nền [1]

phần khoáng chất như đá gốc hoặc thay đổi ít

Các hạt lắng đọng chồng chất lên nhau, giữa chúng không có lực liên kết đó là các

lớp đất cát, cuội, sỏi, loại này nói chung là đất rời Các hạt nhỏ với kích thước vài phần nghìn mm thường có tính keo dính và tích điện, khi lắng đọng chúng liên kết với nhau thành các tầng đất gọi chung là đất dính hoặc đất sét

2.1.2 Các thành phần chủ yếu của đất

Thành phần chủ yếu của đất là các hạt đất, Các hạt đất có kích thước và hình dáng khác nhau nên khi sắp xếp với nhau sẽ tồn tại các khe rỗng, các khe rỗng này trong tự nhiên thường có nước và không khí Nước và không khí trong các khe rỗng có ảnh hưởng đáng kể đến các tính chất của đất vì vậy khi nghiên cứu đất phải sét tới các

phần này, vì vậy đất là vật thể ba pha: Pha cứng là hạt đất, Pha lỏng là nước trong khe

rỗng, pha khí là khí trong khe rỗng

ạt đất

Hạt đất là thành phần chủ yếu của đất Khi chịu lực tác dụng bên ngoài lên mặt đất thì các hạt đất cùng chịu lực, vì vậy người ta gọi tập hợp các hạt đất là khung cốt của đất Các hạt đất có hình dạng và kích thước khác nhau tuỳ thuộc vào tác động của quá trình phong hoá và quá trình di chuyển, lắng đọng

Để phân loại và gọi tên các hạt đất, người ta dùng khái niệm đường kính trung bình

của hạt, đây là đường kính của vòng tròn bao quanh tiết diện lớn nhất của hạt đất ấy (Hình 2.1)

Hình 2.1: Cách xác định đường kính các hạt đất Theo quy trình quy phạm hiện nay tên các hạt đất được gọi theo Bảng 2.1

Bảng 2-1: Tên hạt đất gọi theo đường kính trung bình

Những hạt lớn như cát, cuội, sỏi có thành phần khoáng vật giống đá gốc, khi sắp xếp

cạnh nhau thì giữa chúng không có lực liên kết loại này gọi chung là đất hạt rời

Khi số lượng các hạt sét và hạt keo có một tỷ lệ nhất định ở trong đất thì có hiện tượng các hạt dính kết với nhau thành từng lớp hoặc từng khối, loại này gọi chung là đất dính

Nước trong đất

Nước trong đất có ảnh hưởng lớn đến tính chất chịu lực của đất, nước được tồn tại trong đất dưới nhiều dạng khác nhau, với mỗi dạng đều có ảnh hưởng nhất định đến các tính chất khác nhau của đất ngưới ta phân ra làm ba dạng sau:

- Nước trong khoáng vật của hạt đất

Đây là loại nước nằm trong tinh thể khoáng vật của hạt đất, nó tồn tại dưới dạng phân

tử H2O hoặc ở dạng i-on H+ và OH- Loại nước này ít ảnh hưởng đến tính chất cơ

học của đất

- Nước kết hợp mặt ngoài của đất

Đây là loại nước được giữ lại trên bề mặt hạt đất dưới tác dụng của các lực hoá lý

Tuỳ theo mức độ kết hợp mạnh yếu khác nhau thì được phân thành 2 loại:

Nước hút bám: Là loại nước bám rất chặt vào ngay mặt ngoài hạt đất, nó không thể

trực tiếp di chuyển từ hạt này sang hạt khác mà chỉ di chuyển dưới dạng bay hơi Nước màng mỏng: Là loại nước bao ở phía ngoài nước hút bám Loại nước này ít ảnh hưởng đến tính chất cơ học của đất

+ Nước mao dẫn: là nước dâng lên theo các đường lỗ hổng giữa các hạt đất dưới tác

dụng của lực mao dẫn Nước mao dẫn làm tăng độ ẩm của đất, làm giảm sức chịu tải

của nền, làm tăng trọng lượng riêng của đất

ại nước này có ảnh hưởng đáng kể đến các tính chất cơ học của đất

Kết cấu của đất là sự sắp xếp các hạt đất với nhau, có ảnh hưởng đáng kể tới các tính

chất vật lý và cơ học của đất Kết cấu của đất phụ thuộc vào quá trình hình thành và

tồn tại rất lâu nên rất đa dạng Người ta thường phân kết cấu của đất thành ba loại sau:

- K ết cấu hạt đơn

Loại này được hình thành do sự chìm lắng các hạt tương đối lớn trong môi trường nước Những hạt này được sắp xếp cạnh nhau, giữa chúng không có lực liên kết (hình 2.2 a)

Hình 2.2: Kết cấu hạt đất

Kết cấu hạt đơn thường thấy trong các loại đất bụi, đất cát và cuội sỏi Kết cấu hạt đơn còn được phân ra là kết cấu xốp và kết cấu chặt

Kết cấu xốp là sự sắp xếp các hạt một cách rời rạc, giữa chúng thường có lỗ hổng lớn

Loại đất này chịu lực yếu, gây lún lớn

Kết cấu chặt là sự sắp xếp các hạt liền khít và được chèn chặt với nhau Loại

đất này có hệ số rỗng nhỏ, sức chịu tải lớn và ít lún

K ết cấu tổ ong

Các trầm tích gồm các hạt tương đối nhỏ, khi lắng đọng trọng lượng các hạt không đủ

thắng được các lực tác dụng tương hỗ giữa chúng với nhau, các hạt bám vào nhau khi

lắng xuống tạo thành nhiều lỗ hổng như tổ ong (hình 2.2 b)

K ết cấu bông

Các hạt kích thước rất nhỏ( hạt sét, hạt keo) thường lơ lửng trong nước trong một thời gian nhất định, sau đó chúng kết hợp vơi snhau rồi lắng xuống tạo thành các đám như bông (hình 2.2 c)

2.1.4 Xác định các chỉ tiêu cơ lý của đất

Cách xác định các giá trị tính toán của các thông số quan trọng như c, φ hoàn toàn từ

kết quả thí nghiệm Tuy nhiên con số thu được cần phải có sự xem xét hiệu chỉnh dựa trên sự nắm biết về ưu khuyết điểm của từng phương pháp thí nghiệm để xác định được các chỉ tiêu cơ lý đó

Với người thiết kế nền móng, các chỉ tiêu về biến dạng của đất (module biến dạng E), các chỉ tiêu về cường độ của đất (c, φ) là những chỉ tiêu quan trọng hơn cả Bản chất

vật lý của các chỉ tiêu c và φ rất phức tạp, đặc biệt đối với đất dính (đất sét), người ta xem c và φ là những thông số tính toán sức chống cắt của đất mà không thể gắn liền nó

với một hình tượng vật lý đơn giản là hiện tượng ma sát, hiện tượng dính như tên gọi

Có rất nhiều yếu tố ảnh hưởng đến c và φ và chưa có phương pháp thí nghiệm đơn

giản chắc chắn cho phép xác định c và φ với tất cả các yếu tố ảnh hưởng đến chúng

Nhiệm vụ thực tế là nhận định, đánh giá các số liệu kết quả thí nghiệm xác định c và φ

mà đơn vị khảo sát địa chất cung cấp Từ đó chọn lấy trị số c và φ hợp lý hơn, đáng tin

cậy hơn để dùng cho việc tính toán thiết kế nền móng, cụ thể để tính ra trị số sức chịu

tải của đất nền xác định theo công thức:

Rtc = m.(A1/4 γb + Bq + Dc)

Cần lưu ý rằng các số liệu c và φ từ báo cáo khảo sát địa chất hiện nay hầu hết được xác định từ thí nghiệm theo phương pháp cắt nhanh Theo lý thuyết, đây là phương pháp cắt trong điều kiện nước hoàn toàn không thoát đi cả dưới ảnh hưởng của áp lực nén, cả dưới ảnh hưởng của lực cắt Trên thực tế thí nghiệm, mặc dù đã lót ở mặt trên

và dưới của mẫu đất bằng vải không thấm, nhưng mẫu đất vẫn không kín nước và nước vẫn thoát ra một phần Tuỳ loại đất và thao tác của người thí nghiệm, trong thực

tế khi cắt, đất đã được cố kết nhiều hay ít Với đất không chứa nhiều hạt sét lắm thì tuy

gọi là cắt nhanh (UU), nhưng thực tế đã lại gần sơ đồ cắt nhanh cố kết (CU)

Mặt khác trong thí nghiệm lực cắt tác dụng lên mẫu đất tăng trị số rất nhanh, sau một

thời gian ngắn mẫu đất đã hoàn toàn bị cắt, không gần lắm với sự làm việc thực tế của đất trong nền dưới công trình vì tải trọng công trình tăng tương đối chậm Thông thường phương pháp thí nghiệm cắt chậm phù hợp với điều kiện làm việc thực tế của đất nền hơn Trừ những trường hợp đặc biệt ít gặp: nền đất không thoát nước được, tải

trọng công trình tăng đột ngột thì sơ đồ thí nghiệm cắt nhanh mới có thể xem là thích

liệu thí nghiệm cắt chậm và thống kê lại dưới dạng tiêu chuẩn

Như vậy nếu dùng các trị số c và φ theo đúng số liệu thí nghiệm mà đơn vị khảo sát địa chất công trình cung cấp để xác định áp lực tính toán R của đất nền thì thường thu

được R lớn hơn (do trị số c có ảnh hưởng nhiều nhất đến giá trị của R) Vì vậy người

thiết kế phải điều chỉnh trị số c và φ: chọn trị số φ lớn hơn một chút và trị số c nhỏ hơn

một chút so với kết quả thí nghiệm cắt nhanh Những trị số tiêu chuẩn cho trong các

bảng của TCVN là một căn cứ tốt để so sánh và hiệu chỉnh

Những trình bày ở trên áp dụng cho đất thường, không kể đất bùn Đất bùn cần có

những nghiên cứu riêng

2.1.3.1.Chỉ tiêu về biến dạng

Chỉ tiêu cơ lý về biến dạng (Module biến dạng E) là chỉ tiêu quan trọng nhất cho các bài toán nền móng (tính toán nền móng theo trạng thái giới hạn thứ hai: tính lún) và địa kỹ thuật khác (bài toán tường chắn đất, chuyển vị tường vây) Việc lựa chọn đúng giá trị module biến dạng E phản ánh đúng đắn sự làm việc của các lớp đất trong nền là điều kiện tiên quyết để tính toán, dự báo được chính xác giá trị biến dạng của nền (độ lún, chuyển vị hố đào ) Mặc dù lý thuyết cơ học đất đã phát triển mạnh, các phương pháp thí nghiệm đã tiến bộ rất nhiều, vấn đề xác định trị số module biến dạng E của đất một cách đơn giản, nhanh chóng và chính xác hiện nay vẫn đang là đề tài thường gây tranh cãi lớn giữa các đơn vị tư vấn (thiết kế và thẩm tra)

Thông thường hiện nay có 2 các xác định trị số module biến dạng của đất:

Cách thứ nhất là dựa vào thí nghiệm nén trong phòng Phòng thí nghiệm sử dụng thiết

bị máy nén một trục, nén đất không nở hông

Cách thứ hai là tiến hành thí nghiệm nén đất ở hiện trường bằng cách gia tải lên một

tấm nén cứng đặt trên mặt đất và theo dõi độ lún của tấm nén Từ đó tính toán ra module biến dạng của đất

So sánh giữa kết quả 2 loại thí nghiệm trên cùng nền đất thực nghiệm cho thấy bao giờ

trị số module biến dạng xác định theo thí nghiệm nén ở hiện trường cũng lớn hơn trị số module biến dạng suy ra từ thí nghiệm nén trong phòng Có rất nhiều nguyên nhân của

sự chênh lệch này Một số nguyên nhân chính là khi lấy mẫu đất ra khỏi lớp đất nó đã

bị giảm tải hẳn và liên kết kết cấu của đất bị yếu đi, trong quá trình lấy mẫu, vận chuyển, bảo quản và cho đến khi thí nghiệm lấy đất vào dao đất bị nhiều tác động cơ

học phá hoại, kết cấu của nó bị hư hỏng ít nhiều, đặc tính tăng tải và điều kiện thoát nước của 2 thí nghiệm là khác nhau… Người ta thừa nhận rằng trị số module biến

dạng xác định theo thí nghiệm nén đất ở hiện trường là đáng tin cậy hơn vì nó gần với điều kiện làm việc thực tế của nền và công trình hơn Ở Việt Nam đã có một số nghiên

cứu so sánh giữa 2 thí nghiệm này bằng cách thống kê nhiều kết quả thí nghiệm xác định E theo 2 phương pháp, người ta rút ra với mỗi loại đất khác nhau, trị số 2 phương pháp chênh lệch nhau khoảng 2-3 lần Như vậy muốn có trị số module biến dạng như thí nghiệm nén ở hiện trường, cần đem trị số module biến dạng theo kết quả thí nghiệm nén trong phòng nhân với hệ số điều chỉnh mnào đó (điều này không đúng với

đất sét dẻo nhão và nhão)

Trong TCVN 9362:2012 cung cấp các trị số tiêu chuẩn của module biến dạng E của các loại đất khác nhau dưới dạng bảng B.3 (phụ lục B của tiêu chuẩn) Đây là kết quả

thống kê từ nhiều thí nghiệm nén hiện trường đã tiến hành trong thực tế cho từng loại đất, tương tự như các giá trị tiêu chuẩn của c và φ [2]

Trong thực tế hiện nay người thiết kế chỉ có kết quả thí nghiệm nén trong phòng chứ

rất hiếm có thí nghiệm nén hiện trường cho công trình dân dụng Như vậy cần lấy giá

trị module biến dạng E từ thí nghiệm trong phòng so sánh với những trị số E tiêu chuẩn nêu trong bảng B.3 của tiêu chuẩn (tra bảng theo các chỉ tiêu cơ lý hệ số

rỗng e và chỉ số sệt Is của lớp đất đang xét) Ta sẽ biết được những trị số E tính theo

thí nghiệm nén trong phòng nhỏ hơn bao nhiêu lần Sau đó sẽ quyết định chọn một hệ

số điều chỉnh m thích đáng để nhân vào trị số E theo thí nghiệm trong phòng để có trị

số E tính toán đưa vào các bài toán thiết kế

Có thể dùng hệ số điều chỉnh: m=2,72e m=2,72e theo đề nghị của giáo sư Vũ Công

Ngữ trong tài liệu “Thiết kế và tính toán móng nông” với điều kiện áp dụng là cho các lơp đất có độ sệt Is=0 – 1, hệ số rỗng e = 0,4 – 1

Cũng như đối với các thông số cường độ (c và φ), những phán đoán hiệu chỉnh trên cho trị số E theo kết quả thí nghiệm trong phòng chủ yếu thích hợp cho các đất bình thường Riêng đối với đất bùn, thường thấy kết quả trị số lún dự báo theo tính toán nhỏ hơn trị số lún thực tế, cần có nghiên cứu riêng mới có thể chọn lựa trị số E của chúng

để phản ánh gần với sự làm việc thực tế trong đất nền

2.1.3.2.Xác định chỉ tiêu cho cát

Đối với đất rời (đất loại cát), rất khó để lấy được mẫu nguyên dạng: giữ nguyên trạng

thái về độ chặt như trong nền đất ở các chiều sâu khác nhau nên nếu có làm thí nghiệm trên các mẫu này thì kết quả để xác định các chỉ tiêu cơ lý cũng không chính xác do

mẫu lấy lên đã bị xáo trộn nhiều Do đó buộc phải dựa vào số liệu thí nghiệm hiện trường cho các lớp đất này

Hiện nay phương pháp thí nghiệm hiện trường phổ biến được áp dụng là thí nghiệm xuyên tiêu chuẩn (SPT) do tính kinh tế về chi phí Như vậy đây có thể nói là căn cứ duy nhất để xác định các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất rời, phải tìm các công thức liên

hệ giữa các chỉ tiêu cơ lý cần đưa vào tính toán nền móng với chỉ số NSPT

Rất may là tiêu chuẩn Việt Nam là một căn cứ có tính pháp lý chặt chẽ (trừ khi chủ đầu tư dự án đồng ý áp dụng tiêu chuẩn nước ngoài cho thiết kế) để người thiết kế có

thể tự tin dùng chỉ số NSPT (ở Việt Nam thường dùng N30) để suy ra các thông số đất

nền TCVN 9351:2012 thay thế cho TCXDVN 226:1999, cung cấp khá đầy đủ các công thức để xác định [3]:

H ệ số rỗng e:

Bảng E.1 của TCVN 9351:2012 cho các giá trị cận trên và cận dưới của khoảng NSPT cho từng trạng thái đất cát: rời, chặt vừa, chặt, rất chặt

Bảng 5 của TCVN 9362:2012 cho các giá trị cận trên và cận dưới của khoảng giá trị hệ

số rỗng e cho từng trạng thái đất cát (chặt, chặt vừa, rời) của 3 loại đất cát (cát sỏi, cát

mịn, cát bụi) [4]

Từ đó có thể rút ra tương quan của từng giá trị cận trên và cận dưới của các khoảng NSPT và e và làm công thức nội suy từ NSPT ra e một cách có thể chấp nhận được

Kh ối lượng riêng của đất γ:

Dung trọng tự nhiên xác định theo công thức:

γ=Δγn(1+0,01W)1+eγ=Δγn(1+0,01W)1+e

với độ ẩm của cát xác định theo công thức:W=G.eΔ.100%

Với lớp đất cát nằm dưới mực nước ngầm, ở trạng thái no nước nên G=1

Δ – tỷ trọng hạt, cho trong kết quả khảo sát địa chất

Một thông số hay dùng trong bài toán tường chắn là dung trọng no nước xác định theo công thức:

γsat=Δ+e1+eγnγsat=Δ+e1+eγn

Dung trọng của nước lấy bằng γn=10kN/m3

Góc ma sát trong φ:

φ=√12NSPT+aφ=12NSPT+a

Có một vài giá trị của a theo đề nghị của Dunham, Osaki, Peck, Terzaghi theo hình E.2

của Tiêu chuẩn

Cần tham khảo thêm bảng E.1 của tiêu chuẩn này và so sánh với các giá trị của bảng B.1 của TCVN 9362:2012 để cân nhắc lựa chọn giá trị tính toán

Chú ý không được nhầm góc ma sát trong φ với góc nghỉ của cát (ở trạng thái khô và

trạng thái ướt) cho trong báo cáo kết quả khảo sát địa chất

- Tỷ số ứng suất chính hiệu quả lớn nhất (σ’1/σ’3)max

- τ=(σ1-σ3)/2 tại 1 biến dạng quy định

Chú ý: (σ1-σ3)max xác định tại thời điểm phá hoại, cũng là cường độ kháng nén của

mẫu đất

Thí nghiệm cắt mẫu cát rời, khi ứng suất gia tăng thì hệ số rỗng giảm từ e1 (e-rời) => ecl (ec- rời), rất gần với e giới hạn ecrit Casagrande (1936) gọi là hệ số rỗng cuối cùng, tại đóa xảy ra biến dạng liên tục khi đó độ lệch ứng suất chính không đổi, là hệ

số rỗng tới hạn

Khi cắt mẫu cát chặt, độ lệch ứng suất chính đạt giá trị mã, sau đó giảm gần tới giá trị (σ1-σ3)ult của cát rời

Đường cong quan hệ ứng suất - hệ số rỗng cho thấy ban đầu mẫu cát chặt giảm nhẹ

thể tích sau đó phình ra hay nở ra do đạt tới ecd (e- chặt) Chú ý ecd gần với ecl

2.3 Cơ sở lý thuyết cố kết thấm

Cơ sở lý thuyết cố kết thấm của K.Terzaghi và phương trình vi phân cố kết thấm Khi nghiên cứu vấn đề biến dạng các mẫu đất trong phòng thí nghiệm, cũng như ngoài hiện trường đã đề cập đến vai trò của cố kết như một tính chất cơ học đặc thù của đất, làm cho biến dạng của đất phụ thuộc vào thời gian, chứ không xảy ra tức thời như các vật

thể liên tục khác ảnh hướng của quá trình cố kết đối với biến dạng của đất chỉ thể hiện

rõ rệt, mạnh mẽ ở các đất dính như đất sét, còn đối với các đất rời thì nó ít có ý nghĩa

thực tế

Hiện tượng cố kết của các đất sét no nước đã

được K.Terzaghi giải thích dựa trên cơ sở lý

thuyết cố kết thấm Theo lý thuyết này, thì yếu tố

quyết định quá trình cố kết là sự thoát nước tự do

trong các lỗ rỗng ra ngoài, do đất sét có tính thấm

bé, nước lỗ rỗng không thể thoát ra nhanh

được, nên biến dạng lún của đất cũng không thể xảy

ra tức thời, mà phải có thời gian để hoàn thành Hình 2.3: Thí nghiệm

Để mô tả quá trình nén lún (quá trình cố kết) của đất K Terzaghi đã kiến nghị một mô hình cố kết, gồm một bình chứa đầy nước 1 với một lò xo 2, gắn liền với một nắp pit tông có đục lỗ (Hình 2.3) Khi cho tác dụng trên nắp bình một tải trọng với cường độ

p, thì ngay lúc bắt đầu tăng tải, toàn bộ tải trọng ấy đều do nước trong bình tiếp thu,

và lò xo chưa bị biến dạng Tiếp đó, dưới tác dụng của gradien thủy lực tăng lên, nước trong bình bắt đầu thoát ra qua lỗ đục trên nắp, áp lực trong nước giảm dần,

phần tải tọng truyền lên lò xo tăng lên dần và lò xo ngày càng bị nén, làm cho nắp bình

dần dần lún xuống, quá trình đó cứ tiếp tục mãi cho đến lúc gradien thuỷ lực giảm

xuống bằng không và nước trong bình không thoát ra ngoài nữa Lúc đó, lò xo bị nén đến mức tối đa và nắp bình ngừng lún Như vậy, tại thời điểm bất kỳ khi 0 < t < ∞ ứng

suất do tải trọng ngoài gây ra gồm hai phần, ứng suất hữu hiệu ph (do lò xo tiếp thu)

và ứng suất trung tính pw (do nước tiếp thu), tức là:

p = ph + pw

Ở đây, nếu coi nước trong bình như là mô hình hóa của nước trong đất, các lò xo coi như là cốt đất và các lỗ của nắp pit tông coi như lỗ rỗng trong đất Thì rõ ràng là hoạt động của mô hình trên đây nói lên tương tự quá trình cố kết của đất sét bão hòa nước trong thực tế của nền công trình

Theo mô hình này có thể nhận thấy rằng, khi có tải trọng công trình tác dụng, trong nền đất có xảy ra sự phân bố lại ứng suất, sức chống kháng của cốt đất tăng lên dần theo

thời gian cùng với sự tăng của ứng suất do cốt đất tiếp thu tải trọng ngoài

Chính phần tải trọng ph mới làm

cho các hạt đất xích lại gần nhau

tức là làm cho nền đất lún

xuống, cho nên muốn biết quan

hệ giữa độ lún và thời gian, thì

cần phải biết quan hệ giữa ph và thời

gian Tuy vậy cũng có thể tìm

quan hệ giữa pw và thời gian

đơn giản và dễ hơn Hình 2.4: Sơ đồ tính toán

Thực tế đã cho thấy rằng, giữa các kết quả tính toán ra theo lý thuyết cố kết thấm này

và các số liệu thực đo ở hiện trường, đôi khi có những khác biệt lớn Sỡ dĩ, như vậy là vì trong lý thuyết này chưa xét đến ảnh hướng của một số nhân tố quan

trọng (như: chưa xét đến sự thay đổi tính nén, trị số grandien thủy lực ban đầu, biến

dạng từ biến của hạt đất, biến dạng của các thành phần trong đất và biến dạng tương

hỗ giữa chúng với nhau v.v ) trong đó trước hết phải kể đến vai trò quan trọng

của từ biến do tính nhớt các khung kết cấu gây ra

Ngày nay, qua nhiều công trình nghiên cứu của nhiều tác giả trong và ngoài nước đã xác nhận rằng hiện tượng cố kết của các đất dính no nước không chỉ phụ thuộc vào sự thoát nước tự do trong các lỗ rỗng, mà bao gồm hai quá trình chính: cố

kết thấm và biến dạng từ biến của các hạt đất Theo phương hướng đó, nhiều tác giả như: V.A.Florin, V.G.Korotkin, N.NVcrigin, L.Renchilic, Ganillo, Trần Tống Cơ, R.E.Gibsơn v.v đã tiến hành nghiên cứu và đã kiến nghị những lý thuyết hoặc công thức thực nghiệm, nhằm làm cho các kết quả lý luận phù hợp với thực tế hơn

Để thành lập phương trình cơ bản của bài toán cố kết thấm một chiều, làm cơ sở cho

việc rút ra các công thức tính lún của nền đất theo thời gian sau này, đều xuất phát từ các giả thiết cơ bản sau đây:

- Đất ở trạng thái hoàn toàn bão hòa nước, trong đất không có khí kín hoặc nếu có thì cũng chỉ chiếm một thể tích khá nhỏ, có thể bỏ qua được

- Nước trong lỗ rỗng và hạt đất xem như không nén được

- Quá trình thoát nước lỗ rỗng chỉ xảy ra theo chiều thẳng đứng

- Tốc độ lún của đất chỉ phụ thuộc vào tốc độ thoát nước lỗ rỗng, không phụ thuộc vào các yếu tố khác

- Tốc độ thấm của nước trong lỗ rỗng rất nhỏ, do đó có thể áp dụng được định luật Đarcy trong tính toán quá trình cố kết của đất

- Hệ số thấm K và hệ số nén lún a của đất không thay đổi trong quá trình cố kết

Khi xét quá trình nén lún của một lớp đất sét bão hòa nước, có chiều dày là h, dưới tác

dụng tải trọng phân bố đều kín khắp (tương tự bài toán nén lún một chiều - khi nén

mẫu đất sét no nước trong thiết bị không cho cho nở hông, trong thiết bị này

tấm đá thấm lót dưới mẫu được thay bằng một tấm kim loại Do đó, nước chỉ thoát ra theo chiều đi lên mà thôi) thì tại các thời điểm khác nhau biểu đồ phân bố áp

lực hữu hiệu ph (hoặc áp lực trung tính pw có dạng đường cong như hình 2.4)

Để xác định trị số của các áp lực này, một số tác giả như K.Terzaghi, N.M.Gerxovanov và V.A.Florin đã dựa vào giả thiết cơ bản là: lượng tăng lưu lượng nước bằng lượng giảm độ rỗng của đất Nếu xét lớp đất phân tố có chiều dày dz và

diện tích tiết diện ngang bằng một đơn vị, nằm trong khối đất ở độ sâu z, theo giả thiết trên có thể viết:

(1) Trong đó: q và n - là lưu lượng nước và độ rỗng của đất

Công thức (1) là phương trình cơ bản của lý thuyết cố kết thấm đồng thời cũng là trường hợp đặc biệt của phương trình vi phân liên tục trong bài toán không gian về chuyển động của nước ngầm do viện sĩ N.N.Pavlovski đưa ra (1922)

Theo định luật thấm của Darcy thì lưu lượng nước q thấm qua khối đất phân tố tỷ lệ thuận với tốc độ thấm V và tiết diện F mà dòng thấm đi qua, tức là:

(2) Trong đó:

KZ : hệ số thấm theo trục z

H: Cột nước áp tác dụng ở mặt cắt đang xét, chính bằng chiều cao của cột nước trên

mặt cắt ấy

(3)

Trong đó: γ0 : trọng lượng riêng của nước

Thay công thức (2) vào (3) sau đó lấy vi phân q theo z sẽ được:

(4)

Mặt khác theo định nghĩa của độ rỗng là:

(5)

Trong quá trình nén đất hệ số rỗng e thay đổi (giảm đi) nhưng vì trị số (1+ e) về tỷ lệ

mà xét, thì thay đổi ít hơn so với bản thân e và để đơn giản trong việc lấy đạo hàm cho nên có thể coi mẫu số trong công thức (5) là không đổi và bằng (1 + etb), trong đó etb

là hệ số rỗng trung bình tính theo hệ số rỗng trước và sau khi chịu tải trọng Từ đó có

thể viết phương trình (5) dưới dạng gần đúng như sau:

(6)

Từ định luật nén lún của đất có thể viết:

(7) Theo công thức (1) có thể viết:

(8) Thay công thức (8) và (7) vào (6) sẽ được:

(9) Thay công thức (9) và (4) vào phương trình cơ bản của lý thuyết thấm (2) ta có:

(10)

Hệ số cố kết thì công thức (11) được viết gọn dưới dạng sau:

(13) Phương trình (13) hoặc phương trình (11) là phương trình vi phân cố kết thấm đối

với đất sét bão hòa nước trong điều kiện bài toán một chiều, phương trình này cho phép xác định áp lực trung tính pw (hay áp lực hữu hiệu ph) của những điểm ở

độ sâu z bất kỳ, tại thời điểm bất kỳ t, khi nền đất chịu tác dụng tải trọng không đổi

2.4 Lý thuyết phân tích ổn định mái dốc

2.4.1 Mái dốc và ổn định mái dốc

- Mái dốc là khối đất có mặt giới hạn là mặt dốc

Hình 2.5: Mặt cắt ngang của một mái dốc

- Mái đất có thể phân thành hai loại: mái dốc tự nhiên và mái dốc nhân tạo Mái dốc do tác động địa chất tạo thành gọi là mái dốc tự nhiên (sườn núi, bờ sông, v.v…) hoặc do tác động nhân tạo (ví dụ taluy nền đường đào, nền đắp, hố móng, thân đập đất, đê, kè, v.v…)

- Các mái dốc có xu hướng giảm độ dốc đến một dạng ổn định hơn, cuối cùng chuyển sang nằm ngang và trong bối cảnh này, mất ổn định được quan niệm là khi có xu hướng dịch chuyển và phá hoại Các lực gây mất ổn định liên quan chủ yếu đến trọng

lực và lực thấm; trong khi sức chống phá hoại cơ bản là do hình thành mái dốc kết hợp

với độ bền kháng cắt của đất tạo nên

- Ổn định của mái dốc của công trình đề cập trong nội dung đề tài chủ yếu là ổn định

của mái dốc trên nền đất tự nhiên ven sông, ổn định mái dốc đê biển Để giữ cho mái

dốc đất không bị biến dạng, ở phía ngoài cùng được cấu tạo một bộ phận có tác dụng

bảo vệ mái dốc không bị xói lở

- Mặt trượt mái dốc loại này thường đi qua một độ sâu nhất định dưới lớp đất yếu Mái

dốc loại này có khả năng mất ổn định, đất nền thường lún xuống và trồi ra ở mép dốc

Đặc điểm của nhóm phương pháp này dùng mặt trượt giả định là không căn cứ trực

tiếp vào tình hình cụ thể của tải trọng và tính chất cơ lý của đất đắp để quy định mặt trượt cho mái dốc, mà xuất phát từ kết quả quan trắc lâu dài các mặt trượt của mái dốc trong thực tế để đưa ra giả thuyết đơn giản hóa về hình dạng mặt trượt rồi từ đó nêu lên phương pháp tính toán, đồng thời xem xét khối trượt như một vật thể rắn ở trạng thái cân bằng giới hạn

+ Nhóm phương pháp dựa vào lý thuyết cân bằng giới hạn thuần tuý:

Nhóm phương pháp này dựa trên giả thuyết chính cho rằng, tại mỗi điểm trong khối đất đắp đều thỏa mãn điều kiện cân bằng giới hạn Việc một điểm mất ổn định được

giải thích là do sự xuất hiện biến dạng trượt tại điểm đó Còn mái đất mất ổn định là do

sự phát triển của biến dạng trượt trong một vùng rộng lớn giới hạn của khối đất đắp

Nhận xét:

Trong hai nhóm phương pháp nêu trên, “nhóm phương pháp dựa vào lý thuyết cân

bằng giới hạn thuần tuý” vẫn mô phỏng được gần đúng trạng thái ứng suất trong khối

đất bị phá hoại, về mặt toán học mang tính logic cao, nhưng điểm hạn chế là chưa xét được biến dạng thể tích của khối đất, đồng thời là giải bài toán ổn định của mái dốc theo phương pháp này chưa được áp dụng rộng rãi trong thực tế Nhóm phương pháp

“dùng mặt trượt giả định” tuy có nhược điểm là xem khối trượt như một cố thể và được giới hạn bởi mặt trượt và mặt mái dốc, đồng thời xem trạng thái ứng suất giới

hạn chỉ xảy ra trên mặt trượt mà thôi, thực tế thì mặt trượt xảy ra rất phức tạp, phụ thuộc vào sự tác dụng của tải trọng ngoài, vào tính chất của các địa tầng và các yếu tố khác Tuy vậy, tùy theo tình hình cụ thể của từng công trình, mà việc giả định trước các mặt trượt cho phù hợp, đồng thời nhóm phương pháp này tính toán đơn giản hơn

và thiên về an toàn hơn so với nhóm phương pháp lý luận cân bằng giới hạn Chính vì

thế thực tế hiện nay sử dụng phương pháp này để tính toán ổn định mái dốc được áp

dụng rộng rãi hơn

2.4.2 Biểu thức tổng quát tính toán ổn định tổng thể công trình

- Tính toán ổn định tổng thể là một trong những nội dung quan trọng trong tính toán thiết kế Trong một số trường hợp, nhất là khi thiết kế đê được xây trên nền đất yếu thì

việc tính toán ổn định tổng thể của công trình là một trong những nội dung chính, quyết định việc lựa chọn phương án thiết kế đê

- Tính toán ổn định tổng thể là kiểm tra ổn định của nền đất có xét đến ảnh hưởng

chống trượt của các cấu kiện mà mặt trượt cắt qua, chống lại các tải trọng và tác động gây mất ổn định công trình

- Xác định hệ số an toàn ổn định của công trình làm việc đồng thời với nền đất Bằng

hệ số an toàn ổn định đánh giá khả năng giữ được trạng thái làm việc bình thường của công trình trong mối tương tác với môi trường xung quanh

- Các phương pháp để thành lập công thức tính hệ số ổn định K:

+ Theo tương quan giữa lực chống trượt và lực gây trượt

+ Theo các đặc trưng cường độ đất nền

2.4.2.1 Hệ số an toàn ổn định tính theo tương quan giữa lực chống trượt và lực gây trượt

Tổng các lực gây trượt và chống trượt được xác định tùy vào phương pháp tính ổn định Các lực này có thể là moment, lực, hoặc theo một trạng thái ứng suất của nền đất Đây là phương pháp thông dụng dựa trên giả thiết giá trị của hệ số ổn định K không đổi dọc theo mặt trượt, sau đó tính K theo phương pháp cân bằng lực và cân bằng moment

- Phương pháp cân bằng lực: dùng tính cho mặt trượt cung tròn, mặt trượt phẳng hoặc

có hình dạng các đa giác phức tạp Xét một cung trượt bất kỳ:

Hình 2.6: Hình cung trượt

+ Fg: tổng lực chống trượt (lực giữ) Fg = Fd + Fc

Fd - lực chống trượt do khối đất tạo ra thông qua góc ma sát trong, lực dính và dung

trọng của đất nền

Fc - lực chống trượt do nền cọc tạo ra khi mặt trượt đi qua nền cọc, hay nói cách khác

là lực kháng trượt được tạo ra do kết cấu

+ Tổng các lực gây trượt: Ft = Fd + Fp

Fd - lực gây trượt do khối đất gây ra

Fp - lực gây trượt do tải trọng ngoài như: hoạt tải (tải trọng hàng hóa, thiết bị,…), áp

lực sóng, áp lực nước lỗ rỗng… gây ra

- Phương pháp cân bằng moment: thường dùng để tính cho các mặt trượt cung tròn Xét một cung trượt bất kỳ:

Mg: tổng lực chống trượt, Mt: tổng lực gây trượt

2.4.2.2 Hệ số an toàn ổn định tính theo các đặc trưng cường độ của đất nền

- Biểu thức tính toán hệ số an toàn ổn định:

Với τf là tổng ứng suất tiếp giới hạn trên mặt trượt, xác định theo điều kiện cân bằng

giới hạn của Coulomb τf = σ.tgϕ + c

- Hệ số an toàn ổn định của công trình tính theo hướng này về bản chất là coi hệ số an toàn ổn định của công trình cũng là hệ số an toàn ổn định của phần nền đất nằm bên dưới công trình Công trình ổn định được là nhờ nền, nền ổn định được là nhờ sức

chống trượt của từng phân tố đất Công trình được coi là ổn định khi K ≥ [K]; trong đó [K] là hệ số an toàn ổn định cho phép, phụ thuộc vào các yếu tố sau:

+ Tầm quan trọng của công trình cụ thể là cấp công trình

+ Tải trọng và tổ hợp tải trọng tính toán

+ Điều kiện làm việc của công trình

+ Độ tin cậy của các kết quả thí nghiệm khảo sát nền đất và các yếu tố khác

- Hệ số K càng lớn thì khối đất có độ ổn định càng cao và hiện tượng trượt càng khó

xảy ra