Nghiên cứu ổn định khối đất đắp và lựa chọn phương pháp thích hợp để tính ổn định đê đập trên nền đất yếu đồng bằng sông cửu long

Trong thực tế xây dựng đê thường gặp các dạng phá hoại nền đê và thân đê sau đây 1.1.1 Phá hoại, mất ổn định do nền bị lún sụt hình 1.1 Dạng phá hoại này thường xảy ra trên nền đất yế

Đại Học Quốc Gia Tp.Hồ Chí Minh TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

Chuyên ngành: Công Trình Trên Đất Yếu

Mã số ngành: 31.10.02

LUẬN VĂN THẠC SĨ

TP HỒ CHÍ MINH, tháng 8 năm 2003

CÔNG TRÌNH ĐƯỢC HOÀN THÀNH TẠI TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA ĐẠI HỌC QUỐC GIA THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

Cán bộ hướng dẫn khoa học 1: PGS.TS TRẦN THỊ THANH

Cán bộ chấm nhận xét 1:

Cán bộ chấm nhận xét 2:

Luận văn thạc sĩ được bảo vệ tại HỘI ĐỒNG CHẤM BẢO VỆ LUẬN VĂN THẠC SĨ TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA, ngày 05 tháng 09 năm 2003

Đại Học Quốc Gia Tp Hồ Chí Minh CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA Độc Lập – Tự Do – Hạnh Phúc

LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên : Trương Minh Hoàng Phái : nam

Ngày, thánh, năm sinh : 27- 01 – 1970 Nơi sinh : Sài Gòn

PHƯƠNG PHÁP THÍCH HỢP ĐỂ TÍNH ỔN ĐỊNH ĐÊ ĐẬP

TRÊN NỀN ĐẤT YẾU ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG

II- NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG:

II.1- NHIỆM VỤ:

Tìm hiểu về điều kiện tự nhiên nền đất yếu Đồng Bằng Sông Cửu Long (ĐBSCL)

So sánh các phương pháp tính ổn định khối đất đắp trên nền đất yếu ở ĐBSCL

II.2- NỘI DUNG:

Phần I: NGHIÊN CỨU ĐẶC ĐIỂM ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH-NỀN

DỌC TUYẾN ĐÊ Ở ĐBSCL Chương I: Nghiên cứu tổng quan về xây dựng đê và một số sự cố đê trên

đất yếu ở ĐBSCL

Chương II: Nghiên cứu về đất yếu và lũ lụt ở ĐBSCL

Phần II: NGHIÊN CỨU ĐI SÂU PHÁT TRIỂN

Chương III: Nghiên cứu cấu tạo đê đắp bằng vật liệu tại chỗ trên đất yếu

ở ĐBSCL

Chương IV: Nghiên cứu lý thuyết và lựa chọn phương pháp tính toán ổn

định đê trên nền đất yếu ở ĐBSCL

Chương V: Tính toán sức chịu tải nền, ổn định đê và phân tích kết quả

Chương VI: Thí nghiệm xác định các thông số để tính ổn định đê

Phần III: KẾT LUẬN

III- NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 15 - 01 - 2003

IV- NGÀY HOÀN THÀNH NHIỆM VỤ: 15 – 08 - 2003

V- HỌ VÀ TÊN CÁN BỘ HƯỚNG DẪN:

1 PGS.TS TRẦN THỊ THANH 2 GS.TSKH NGUYỄN VĂN THƠ

CHỦ NHIỆM NGÀNH

GS.TSKH LÊ BÁ LƯƠNG

Nội dung và đề cương luận văn thạc sĩ đã được Hội Đồng Chuyên Ngành thông qua

Ngày tháng năm

2003

PHÒNG ĐÀO TẠO SĐH KHOA QUẢN LÝ NGÀNH

Lời cảm ơn

Tôi kính xin cảm ơn

GS.TSKH Nguyễn Văn Thơ đã nhiệt tình hướng dẫn tôi thực hiện đề tài; và dạy tôi ở chương trình cao học

PGS.TS Trần Thị Thanh đã nhiệt tình giúp đỡ tôi thu thập tài liệu, hướng dẫn, và sửa chữa luận văn

Thầy chủ nhiệm ngành Công Trình Trên Đất Yếu GS.TSKH Lê Bá Lương đã nhiệt tình giúp đỡ, đôn đốc, đóng góp ý kiến trong quá trình thực hiện luận văn, và trong quá trình học cao học

Thầy Cô khoa xây dựng

GS.TSKH Hoàng Văn Tân

TS Châu Ngọc Ẩn

TS Lê Bá Khánh

Đã nhiệt tình giảng dạy trong quá trình học tập, thí nghiệm trong phòng và hiện trường trong chương trình cao học

Phòng sau đại học trường Đại Học Bách Khoa đã tổ chức, tạo điều kiện để học tập, thực hiện và báo cáo luận văn

Thầy cô khoa Địa Chất trường Đại Học Khoa Tự Nhiên đã tạo mọi điều kiện về tinh thần, thời gian, vật chất, để hoàn thành khóa học, và thực hiện luận văn

Phân Viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam tạo điều kiện để tôi thu thập tài liệu thực hiện đề tài

Anh chị, và bạn bè giúp đỡ trong quá trình học và thực hiện luận văn

Tôi xin chân thành cám ơn và kính chúc sức khỏe

Tp.HCM, ngày 10 tháng 08 năm 2003

PHẦN MỘT

NGHIÊN CỨU ĐẶC ĐIỂM ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH-NỀN

DỌC TUYẾN ĐÊ Ở ĐBSCL

Chương 1:

NGHIÊN CỨU TỔNG QUAN VỀ XÂY DỰNG ĐÊ VÀ MỘT SỐ

SỰ CỐ ĐÊ TRÊN ĐẤT YẾU Ở ĐBSCL

1.1 Tình hình ổn định đê đã đắp :

Các dạng phá hoại của đê được đắp trên nền đất yếu Trong thực tế

xây dựng đê thường gặp các dạng phá hoại nền đê và thân đê sau đây

1.1.1 Phá hoại, mất ổn định do nền bị lún sụt (hình 1.1)

Dạng phá hoại này thường xảy ra trên nền đất yếu có chiều dày (H) lớn

hơn chiều rộng trung bình( B) của mặt cắt ngang đê ( H>B), và sức chống cắt

của đất nền hầu như không tăng theo chiều sâu Aùp lực của cột đất đắp ở thân

đê lớn hơn sức chịu tải giới hạn của lớp đất yếu ở đáy đê

1.1.2 Phá hoại do nền đất yếu bị đẩy ngang (hình 1.2)

Do phá hoại này thường xảy ra với nền đất yếu có chiều dày (H) nhỏ

hơn nhiều so với chiều rộng trung bình (B) của mặt cắt ngang đê( H<B), và

dưới lớp đất yếu có lớp đất tương đối tốt hơn

1.1.3 Phá hoại kiểu trượt sâu cung trượt tròn đi qua thân đê và nền đê

(hình1.3)

Đây là dạng phá hoại phổ biến trong đê và đập đất Tuỳ theo đặc điểm

của đất nền và đất đắp, cung trượt nguy hiểm có thể đi qua cả khối đất đắp và

đất nền, hoặc chỉ đi qua thân khối đất đắp Đối với nền đất yếu, cung trượt

nguy hiểm thường đi qua cả khối đất đắp và đất nền

1.1.4 Sự phá hoại của mái dốc đê nằm dọc theo các con kênh sông (hình 1.4) Đây cũng là trường hợp phổ biến ở ĐBSCL Đối với những đê nằm gần kênh, sông không có khoảng cách an toàn, mặt trượt nguy hiểm sẽ đi sâu xuống đất nền và qua mái dốc của kênh hoặc sông

m = 3 0.5m

2.8m

Hình 1.1: MẶT CẮT ĐÊ SAU KHI BỊ LÚN

m = 3 0.5m

2.8m

Hình 1.2 : PHÁ HOẠI DO NỀN BỊ ĐẨY NGANG

Hình 1.3: PHÁ HOẠI KIỂU TRƯỢT SÂU

Hình 1.4 : Mặt trượt sâu qua mái dốc kênh (sông)

1.1.5 Các dạng hư hỏng khác:

Nhiều đoạn đê bị lún không đều, nứt nẻ : tạo cho mặt đê gồ ghề dễ

hư hỏng vào mùa mưa Nguyên nhân chính là do thi công đầm nén không đều hoặc nơi tiếp giữa các đoạn đê có chiều cao khác nhau, đất nền khác nhau Điều này khó tránh khỏi

Hư hỏng phổ biến là mái đê bị xói rửa, tạo nên những rãnh xói, mương xói, nếu không tu bổ kịp thời sẽ dẫn đến mất ổn định mái đê Nguyên nhân chủ yếu là do mái đê không được bảo vệ tốt Mặt khác đất dùng đắp đê

bị nhiễm mặn hoặc phèn dễ bị co rút, trương nở, tan rã, xói rửa khi tiếp xúc với nước ngọt, nước mưa

1.2 Khả năng đầm chặt khối đất trong thân đê được thi công theo điều kiện ơû ĐBSCL:

Trong điều kiện đất lấy tại chỗ quá ẩm, không thể phơi khô để đạt độ ẩm yêu cầu khi đầm nén Đất quá ẩm không dùng được máy ủi có trọng tải lớn, tùy thuộc vào điều kiện thi công, vật liệu, tính chất của công việc mà có thể sử dụng các thiết bị như:

Xáng ngoạm, máy đào Kobe đào đất ngập trong nước để đắp các tuyến đê bao, không có đầm nén Nên dung γc = γctn

Máy đầm bánh xích hoặc máy đầm chân cừu có trọng lượng nhỏ thích hợp với nền đất yếu Sử dụng thi công cho đoạn đường, đê ngăn mặn đê bao được đắp trên cạn có đầm nén đất theo từng lớp Đất đắp được lấy tại chỗ, thường có độ ẩm (w) lớn vượt quá độ ẩm thích hợp khi đầm (w >>won) Theo kết quả nghiên cứu của phòng Địa Kỹ Thuật-Viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam, trong nhiều năm đề nghị chọn hệ số đầm nén

K = γc/ γcmax = 0,90. Tuyến đê chạy dài qua nhiều vùng có đất nền và đất đắp khác nhau Do đó phải thí nghiệm đầm nện Proctor cần được thực hiện theo từng đoạn đê khác nhau có đất nền khác nhau

1.3 Vấn đề liên quan giữa tốc độ thi công và khả năng chịu tải của đất nền đê :

Nền đê trong phạm vi độ sâu ( 5- 7)m kể từ mặt đất tự nhiên thường gặp các dạng điển hình như sau:

Dạng 1a: Toàn bộ nền trong phạm vi ( 5 – 7)m chịu ảnh hưởng của tải

trọng đê là đất loại sét (sét, á sét, á cát) ở trạng thái nửa cứng, dẻo cứng Trong trường hợp này đất nền tương đối tốt, đất đào tại chỗ dùng đắp đê cũng tương đối tốt, nên có thể thi công liên tục, không cần phải xử lý nền đê

Dạng 2a: Trên mặt nền có lớp đất loại sét ở trạng thái dẻo cứng, dẻo

mềm nhưng không dày lắm, có chiều dày từ (0,5 – 1,0)m Dưới lớp này là lớp đất dính mềm yếu ở trạng thái chảy hoặc lớp bùn Lớp đất dính trên mặt tuy mỏng, nhưng có khả năng chịu tải tốt hơn lớp đất yếu bên dưới, nó có tác dụng cản trở sự lún chìm khối đất đắp vào lớp đất yếu bên dưới Tùy theo chiều dày của lớp đất trên mặt và chiều cao của đê có thể đắp nâng cao đê lên một phần hoặc chia ra hai lần

Dạng 1b :Trên mặt, nếu có lớp đất dính mềm yếu hoặc đất bùn có độ

dày ( 0,5 – 1,0 )m và dưới nó là lớp đất tốt Trong trường hợp này có thể ủi bỏ lớp đất yếu trước khi đắp đê, hoặc có thể lợi dụng áp lực cột đất khi đắp đê để đẩy trồi lớp bùn ra hai bên chân đê

Khi lợi dụng áp lực cột đất đắp để đẩy trồi lớp đất yếu ra hai bên chân đê, thì chiều cao yêu cầu (hyc) của khối đất đắp phải thoả mãn điều kiện sau:

hyc >

đ u C



7 , 5

(1.1) hoặc hyc>

w đ

w tg

C



 ( 1 5 , 7

7 , 5

Dạng 2b : lớp đất dính mềm yếu hoặc lớp bùn khá dày, lớp đất tốt nằm khá

sâu Đất đào để đắp đê và đất nền đê đều xấu, chịu tải kém Phải tìm biện pháp cải thiện khả năng chịu tải của đất nền cũng như đất đắp

Nếu đê có chiều cao h< (2 – 3) m thì có thể chia đê thành nhiều đoạn luân hoàn để đắp, tạo điều kiện cho đất lần trước khô dần mới đắp lần sau

Chương 2 : NGHIÊN CỨU VỀ ĐẤT YẾU VÀ LŨ LỤT Ở

ĐBSCL

2.1 Đặc điểm địa chất công trình ĐBSCL:

2.1.1 Cấu trúc của nền đất yếu :

Theo kết quả nghiên cứu của Tổng cục địa chất cho rằng cấu trúc ĐBSCL có dạng bồn trũng theo hướng Đông Bắc- Tây Nam, trung tâm bồn trũng là vùng kẹp giữa Sông Tiền và Sông Hậu Khu vực này móng đá sâu tới 900m Bao quanh vùng trung tâm là vùng Đồng Tháp Mười, Long An, Long Xuyên, An Giang, Cần Thơ

Móng đá bên dưới có tuổi trước Kainozoi (Khoảng 65 triệu Năm)

Bên trên là thành tạo bở rời có tuổi từ Neogen đến đệ tứ

Trên cùng là tầng trầm tích trẻ (trầm tích Holocence) có tuổi khoảng 13.000 năm có chiều sâu lên tới 110 m đây chính là tầng đất yếu gây khó khăn cho các công trình

Do đặc điểm quá trình hình thành nền đất yếu trải qua các thời kỳ biển tiến và biển lùi khác nhau điều kiện địa hình của vùng, môi trường của quá trình trầm tích, nên đã tạo cho ĐBSCL có cấu trúc nền đất yếu khá phức tạp các tầng sét yếu, bùn sét, bùn cát pha, sét cát chen kẹt lẫn nhau càng gây khó khăn cho nền móng công trình

Theo GS.TSKH Nguyễn Thanh, cột địa tầng tổng hợp vùng ĐBSCL Bảng 2.1

2.1.2 Phân bố đất yếu theo phương ngang ở ĐBSCL:

Theođặc trưng về Địa chất, Địa chất công trình, Địa chất thuỷ văn, chia năm khu vực đất yếu khác nhau

Khu vực I :Khu vực đất sét màu xám nâu và xám vàng (ký hiệu I)

+ bm QIV : Đất sét, á sét màu xám nâu, có chỗ đất mềm yếu gối lên lớp trầm tích nén chặt QI – II chiều dầy không quá 5m

+ Đồng bằng tích tụ, có trũng lầy nội địa hình cao từ 1 – 3m

+ Nước dưới đất gặp ở độ sâu 1 – 5m

Khu vực II : Khu vực đất bùn sét xen kẹp với các lớp á cát

(ký hiệu II)

Phân khu IIa

+ am QIV : Bùn sét, bùn á sét, phân bổ không đều, chiều dầy không quá 20m phân bổ ở khu vực có độ cao từ 1 – 1,5m Mực nước ngầm cách mặt đất 0,5 – 1m Hình 2.2

Phân khu IIb

+ a,am QIV Bùn sét, bùn á sét, phân bố không đều hoặc xen kẹp, chiều

Phân khu IIc

+ dạng đất bùn như IIa, IIb nhưng có chiều dầy không quá 25m

Phân khu IId

+ Dạng đất bùn như IIa, IIb, IIc nhưng có chiều dầy không quá 30m

Khu vực III : Khu vực cát hạt mịn, á cát xen kẹp ít bùn á cát

(ký hiệu III)

Phân khu IIIa

+ m, am, abm QIV : Chủ yếu là á cát, cát bụi xen kẹp ít bùn sét, bùn á cát Holocene, chiều dầy không quá 60m Diện tích tập trung ở đồng bằng tích tụ gợn sóng ven biển với độ cao 1 – 2m nước ngầm cách mặt đất 0,5 – 2m

Phân khu IIIb

+ Các đặc tính giống phân khu IIIa nhưng chiều dầy tầng đất Holocene không quá 100m

Phân khu IIIc

+ Các đặc tính giống IIIa, IIIb, nhưng chiều dày tầng đất Holocene không quá 25 m

Khu vực IV: Khu vực đất than bùn , sét , bùn á sét, cát bụi, á cát

(ký hiệu IV)

Phân khu IVa: đất than bùn, sét, á sét, thuộc tầng đất yếu Holocene

chiều dày không quá 25m

Phân bố ở diện tích đồng bằng tích tụ biển sinh vật với cao độ khoảng 1.5m Nước ngầm xuất hiện ngay trên mặt đất

1- Phân khu IVb: đất yếu gồm than bùn , bùn sét, bùn á sét thuộc tầng

Holocene chiều dày không quá 50m Nước ngầm xuất hiẹân trên mặt đất

Khu vực V: Khu vực bùn á sét và bùn cát ngập nước (ký hiệu V)

+ Đất yếu gồm bùn, than bùn Holocene dày từ 5-10m đến 40-50m , gối lên nền đất chặt QII-III Phân bổ ở các vùng trũng, cửa vịnh, cửa sông Nước ngầm xuất hiện ngay trên mặt đất, chịu ảnh hưởng theo thủy triều

2.1.3 Đặc trưng cơ lý của nền đất sét yếu bão hoà nước ở ĐBSCL

Các lớp đất chính thường gặp là những loại đất sét hữu cơ và sét không hữu cơ có trạng thái độ sệt khác nhau Ngoài ra, còn các lớp cát, sét bùn lẫn vỏ sò và sạn Laterit Ngay trong lớp đất sét còn gặp các vệt cát mỏng

Dựa theo hình trụ hố khoan trong phạm vi độ sâu khoảng 30 m trở lại của những công trình thuỷ lợi thuộc các tỉnh Long An, Tiền Giang, Cửu Long, Hậu Giang, Cà Mau, Bạc Liêu, Thành Phố Hồ Chí Minh v.v Có thể phân chia các lớp đất nền như sau:

2.1.3.1 Lớp đất trên mặt : Dày vào khoảng 0.5-1.5m, gồm những loại

đất sét hạt bụi đến sét cát, có màu xám nhạt đến vàng xám Có nơi là bùn sét

hữu cơ màu xám đen Lớp này có nơi nằm trên mực nước ngầm, có nơi nằm dưới mực nước ngầm (vùng sình lầy)

2.1.3.2 Lớp sét hữu cơ: chiều dày thay đổi từ 3-4m (ở Long An), 9-10m

(vùng Thạch An , Hậu Giang) đến 18-20 m (vùng Long Phú , Hậu Giang) Chiều dày lớp này tăng dần về phía biển

Lớp sét hữu cơ thường có màu xám đen, xám nhạt hoặc vàng nhạt

Hàm lượng hữu cơ thường gặp là 2 – 8%, các chất hữu cơ đã phân giải gần hết Ở các lớp gần mặt đất còn có những khối hữu cơ ở dạng than bùn Đất rất ẩm thường quá bão hoà nước, các chỉ tiêu vật lý thay đổi theo phạm vi sau:

- Độ ẩm thiên nhiên W = 50 – 100%

- Độ ẩm giới hạn chảy WT = 50 – 100%

- Độ ẩm ở giới hạn dẻo WP = 20 – 70%

- Chỉ số dẻo Wn = 20 – 65 %

- Tỉ số rỗng eo = 1.2 – 3.0

Có nơi eo > 3.0

- Dung trọng tự nhiên w= 1.35 – 1.65 g/cm3

- Dung trọng khô c=0.64–0.95g/cm3

Nói chung, lớp đất này thường gặp ở trạng thái dẻo mềm, dẻo chảy đến chảy Đất chưa được nén chặt, hệ số kẽ rỗng thiên nhiên lớn, dung trọng nhỏ Sức chống cắt thấp góc ma sát trong nhỏ hơn 100, lực dính C nhỏ hơn 0.12kG/cm2 trong thực tế thường được gọi là lớp “ bùn sét hữu cơ”

Bảng 2.3 Đặc trưng chống cắt của lớp sét hữu cơ

2.1.3.3 Lớp sét cát lẫn ít sạn, mảnh vụn Laterit và vỏ sò hoặc lớp cát: dày

khoảng 3 – 5m, thường nằm chuyển tiếp giữa lớp sét hữu cơ với lớp đất sét không hữu cơ Có nơi lớp cát lại nằm giữa lớp đất sét Lớp này thường nằm không liên tục trên toàn vùng ĐBSCL

lớp cát có độ ẩm thiên nhiên W=32 – 35%, dung trọng thiên nhiên =1.69 – 1.75 g/cm3, góc ma sát trong =29 - 300

Đô sệt B 0.25 - 0.5 0.5 - 0.75 0.75 -1.0 1.0 - 1.5 >1.5

Tỉ số rỗng e0 1.2 - 2.0 1.2 - 2.0 1.4 -3.0 1.4 - 4.0 1.4 - 4.0

Trị trung bình của  (độ) 10 0 9 0 8 0 7 0 5 0

Sai số quân phương  (độ) 10 45’ 1 0 30’ 1 0 12’ 1 0 15’ 1 0 30’ Trị trung bình của C

Sai số quân phương c

2.1.3.4 Lớp đất sét không lẫn hữu cơ:

Lớp đất sét này hoàn toàn bão hoà nước, ở trạng thái dẻo cứng đến dẻo chảy, tương đối chặt, khả năng chịu tải tốt hơn lớp sét hữu cơ, có các đặc trưng chống cắt (góc ma sát trong đạt 170, C = 0.28kG/cm2)

Bảng 2.4 Đặc trưng sức chống cắt của lớp sét không hữu cơ

2.1.4 Đặc trưng cơ lý của đất bùn ở một số tỉnh ĐBSCL:

Bảng 2.5; 2.6: những kết quả nghiên cứu của GS.TSKH Nguyễn Văn Thơ và GS.TSKH Nguyễn Thanh được giới thiệu dưới đây cho thấy rằng bề mặt ĐBSCL được bao phủ chủ yếu là tầng trầm tích Holocene gồm các loại đất dính: sét, á sét, á cát ở trạng thái nửa cứng đến dẻo chảy và các loại bùn sét, bùn á sét Góc ma sát trong  thay đổi từ 90 đến 40; C thay đổi từ 0.04 kG/cm2 đến 0.12 kG/cm2 Ở điều kiện tự nhiên sức chống cắt của các lớp bùn (theo sơ đồ cắt nhanh không nén cố kết) đạt giá trị cao nhất lớp bùn á cát =8030’; C=0,1kG/cm2; giá trị thấp nhất  = 50; C = 0.05kG/cm2 Ta nhận thấy tính chất

cơ lý rất thấp

Bảng 2.5 Đặc trưng sức chống cắt của các lớp bùn

Theo sơ đồ cắt nhanh không nén cố kết

Đô sệt B 0 - 0.25 0.25 - 0.5 0.5 –0.75 0.75 -1.0 > 1.0

Tỉ số rỗng e0 0.75 1.0 0.85 -1.2 0.85 -1.2 1.1 - 1.4 1.2 - 1.5

Trị trung bình của  (độ) 17 0 13 0 11 0 9 0 30’ 8 0 30’

Sai số quân phương  (độ) 20 12’ 1 0 45’ 3 0 1 0 12’ 9 0 45’ Trị trung bình của C

Sai số quân phương 

(độ) 0 0 45' 1 0 15' 1 0 30' Trị trung bình của C

Sai số quân phương C

Bảng 2.6a Đặc trưng cơ lý của đất bùn ở một số tỉnh ĐBSCL

(Theo tài liệu của GS.TSKH Nguyễn Văn Thơ, 1978-1984 và GS.TSK Nguyễn Thanh, 1984)

Stt Tỉnh – Tên đất

Các chỉ tiêu

TP.Hồ Chí Minh Đồng Tháp

Bùn sét ambQI

V

Bùn sét ambQIV

Bùn á sét ambQI

9 Dung trọng tự nhiên W (/m3) 1,55 1,62 1,43

10 Dung trọng khô c (T/m3) 0,87 1,00 0,71

11 Trọng lượng riêng r (T/m3) 2,64 2,64 2,62

Bảng 2.6b (tiếp theo)

Bảng 2.6c (tiếp theo)

Bùn sét ambQIV Bùn a' sét ambQIV ambQIV Bùn sét Bùn sét ambQIV

Bảng 2.7 Đặc trưng chống cắt của các lớp bùn (theo sơ đồ cố kết – cắt nhanh)

Lớp đất bùn á sét

Lớp bùn sét

176

14

14.0



186

16

14 0



* Tử số là trị chuẩn , Mẫu số là trị tối thiểu và tối đa

2.2 Đặc điểm địa chất công trình nền dọc tuyến đê

Sét trong phạm vi độ sâu (5 – 7)m kể từ mặt đất ( phạm vi ảnh hưởng của tải trọng đê)

Theo thứ tự của các lớp đất khác nhau dưới đê, ta có thể chia nền đê thành những dạng sau:

2.2.1 Dạng 1- Nền một lớp: toàn bộ chiều sâu từ 5-7 m kể từ mặt đất tự nhiên

chỉ có một lớp đất tương đối đồng nhất Tùy theo độ bền của lớp đất này ta có thể chia ra làm hai dạng nhỏ :

2.2.1.1 Dạng 1a : nền một lớp được cấu thành bởi đất dính ( sét, á sét, á cát )

ở trạng thái nửa cứng đến dẻo mềm, tức là đất có độ sệt 0<=B< 0,75 Độ bền của nền đê tương đối tốt Ví dụ : mặt cắt địa chất tại Cái Bát Mới trên kênh Tân Thành – Lò Gạch (Long An), trong phạm vi từ 15-16m chỉ có lớp sét màu nâu vàng – xám xanh, trạng thái nửa cứng (bảng 2.8)

2.2.1.2 Dạng 1b : nền một lớp được cấu thành bởi loại đất dính ( sét , á sét , á

cát ) ở trạng thái dẻo chảy , tức là đất có độ sệt B>=0,75, và các dạng đất bùn (bùn á sét, bùn sét, bùn á cát) Nền đê có sức chịu tải yếu Ví dụ : Mặt cắt địa chất công trình đê biển An Biên – An Giang –An Minh – Kiên Giang ( tại cống kênh số 9) trong phạm vi 13-14m chỉ có lớp bùn sét màu xám nâu đen đến màu xám xanh (bảng 2.9)

2.2.2 Dạng 2- Nền hai lớp trong phạm vi độ sâu 5-7m dưới đáy đê đất nền

gồm hai lớp, được cấu thành bởi đất nền dạng 1a và dạng 1b Tuỳ theo thứ tự sắp xếp giữa hai lớp dạng1a và 1b ta chia nền hai lớp thành hai dạng nhỏ :

2.2.2.1 Dạng 2a : lớp đất 1a nằm trên dạng 1b (bảng 2.10)

2.2.2.2 Dạng 2b : lớp đất thuộc dạng 1b nằm trên lớp đất thuộc dạng 1a (bảng

2.11)

Tùy theo chiều dày tương đối giửa lớp đất dạng 1a và dạng 1b, độ bền của nền đê dạng hai lớp biến đổi trong phạm vi đặc điểm của đất nền dạng

1a đến dạng 1b Đê được đắp trên nền dạng 1a và 2a sẽ thuận lợi hơn đắp trên nền đất dạng 1b và 2b

2.2.3 Dạng hỗn hợp

Đất nền đê chủ yếu là dạng 1 hoặc dạng 2, nhưng có xen kẹp những lớp cát mỏng hoặc thấu kính cát Tùy theo tỉ lệ của lớp cát mỏng hoặc thấu kính cát, độ bền của đất nền được cải thiện tốt hơn Vì tuyến đê dài, nên trong cùng một tuyến đê có thể gặp đủ các dạng đất nói trên Nhìn chung, đất nền đê ở ĐBSCL đều thuộc loại đất yếu

2.3 Các Số Liệu Về Vùng Ngập Lũ ĐBSCL:

2.3.1 Nguồn nước gây lũ:

- Nước sông MêùKong ( Sông Tiền, Sông Hậu ) dâng lên tràn vào hệ thống kênh rạch làm ngập mặt đất

- Nước tràn mặt từ Campuchia đổ về cùng với nước sông Tiền, sông Hậu, chịu ảnh hưởng và xâm nhập của thủy triều cũng gây ngập mặt đất Mùa nước lũ kéo dài từ tháng 7 đến tháng 11, diện tích vùng ngập lũ

Đồng Tháp, An Giang, Kiên Giang, phần lớn diện tích của tỉnh Long An, Tiền Giang, Bến Tre, Vĩnh Long, Cần Thơ

2.3.2 Phân vùng ngập lũ

- Khu vực ngập lũ trên 3m

- Khu vực ngập lũ sâu từ 2-3m

- Khu vực ngập lũ từ 1-2m

- Khu vực ngập dưới 1m

Lũ về cuối tháng 7 đầu tháng 8 nước lũ bắt đầu gây ngập và đạt đỉnh lũ cao nhất vào cuối tháng 9 , bắt đầu tháng 10, tùy từng nơi, thời gian ngập lũ khoảng 2 đến 5 tháng (bảng 2.13)

2.3.3 Các loại đê ở ĐBSCL

Theo quy phạm phân cấp đê QP.TL.A.6_77 ban hành năm 1977, đê được phân theo các loại sau:

2.3.3.1 Theo vị trí, tác dụng và điều kiện làm việc có ba loại :

a.Đê sông: là những công trình dọc sông ngăn cách nước lũ và thủy triều

ở biển dâng vào sông và các vùng được bảo vệ khỏi bị ngập

b Đê phân lũ : là những công trình dọc theo dòng phân lũ, ngăn cách

nước phân lũ với các vùng bảo vệ khỏi ngập lụt

c Đê biển : là những công trình dọc ven bờ biển, ngăn cách nước biển

với các vùng đất gần biển khỏi ngập nước mặn

2.3.3.2 Theo vai trò :

a.Đê chính : là đê chống lũ theo tiêu chuẩn phòng lũ của từng triều sông

và đê ngăn mặn theo tiêu chuẩn ngăn triều, chống bão (nước dâng) của các vùng duyên hải Mỗi bên bờ sông và ven bờ biển chỉ có một tuyến đê chính

b Đê quay: là đê chống lũ, ngăn mặn cho những vùng nhỏ hẹp ven

sông, ven biển ngoài phạm vi bảo vệ của đê chính và đê ở các bãi lớn giữa sông

c Đê bao : là đê nằm trong vùng đã được đê chính bảo vệ, bao các thành

phố, các khu công nghiệp, nông nghiệp, các cơ sở quốc phòng quan trọng Những đê này làm nhiệm vụ dự phòng, phòng lụt cho những nơi nói trên khi bất trắc đê chính bị vỡ Những đê quay, đê bao được phép tăng cường để thay nhiệm vụ chống lũ, ngăn mặn cho những đoạn đê chính nào đó sẽ được xếp vào loại đê chính khi chúng đã bảo đảm các tiêu chuẩn chống lũ, ngăn mặn như đê chính

2.3.3.3 Phân theo cấp đê:

Theo “Pháp lệnh đê điều” điều 3 qui định “căn cứ tầm quan trọng về kinh tế-xã hội, yêu cầu bảo đảm quốc phòng an ninh của từng khu vực được tuyến đê bảo vệ khỏi bị ngập lụt, đê được phân thành cấp đặc biệt, cấp I, cấp

II, cấp III và cấp IV

Dựa trên cấp đê lựa chọn các tiêu chuẩn, thông số kỹ thuật để làm cơ sở cho thiết kế, thi công đê và cấp vốn đầu tư xây dựng đê, cũng như việc bảo quản, duy tu đê trong quá trình làm việc

2.3.3.4 Đê đã có ở ĐBSCL:

a Đê biển: Tiền Giang, Bến Tre, Trà Vinh, Sóc Trăng, Bạc liêu, Cà

Mau, Kiên Giang

b Đê cửa sông: Bến Tre, Trà Vinh, Sóc Trăng, Bạc Liêu, Cà Mau, Kiên

Giang

c Đê ngăn lũ: nhiệm vụ bảo vệ các khu vực sản xuất 3 vụ lúa, Trung tâm

dân cư, thị xã, thị trấn Đê kết hợp với đường giao thông chính vượt lũ Loại đê này có chiều cao từ 4 đến 7m, dài có thể đến 10km

d Đê ngăn lũ tháng tám (đê bao) nhiệm vụ ngăn nước lũ từ đầu tháng 7

đến cuối tháng 8 hoặc đầu tháng 9 để bảo đảm an toàn sản xuất vụ hè thu, sau đó cho nước tràn qua trong thời kỳ lũ chính vụ, đê này có chiều cao thấp từ 1-3m

Đê đắp dọc theo các kênh cấp I, cấp II tạo thành từng ô kiểm soát lũ từ

300 đến 2000ha Đê được xây dựng trong quá trình đào kênh cấp I, II Bề rộng kết hợp làm đường giao thông nông thôn nên có chiều rộng b = 3 – 6m Đê này cho nước lũ tràn qua sau khi thu hoạch vụ lúa hè thu, nên gây ra hiện tượng sạt mái, trôi đất Do đó phải tu bổ sau mỗi mùa lũ

PHẦN HAI

NGHIÊN CỨU ĐI SÂU PHÁT TRIỂN

Chương III : NGHIÊN CỨU CẤU TẠO ĐÊ ĐẮP BẰNG VẬT

LIỆU TẠI CHỖ TRÊN ĐẤT YẾU Ở ĐBSCL

3.1 Cấu tạo của đê:

3.1.1 Xác định chiều cao của đê đắp trên đất yếu

3.1.1.1 Chiều cao tối thiểu : tùy thuộc vào vùng ngập nước, và cấp bậc đê

mà đê sẽ có chiều cao tối thiểu để đảm bảo nhiệm vụ chắn nước

Chiều cao tối thiểu của đê được xác định từ mực nước chống lũ, độ cao do sóng leo, độ vượt cao an toàn xác định theo cấp công trình và tiêu chuẩn thiết kế

Theo tài liệu tính toán thủy lực lũ ĐBSCL, mực nước lũ thiết kế trong vùng được tính với trận lũ năm 1961 (lũ có tần suất (3%) biến đổi từ (2.0 – 5,5m), những năm gần đây lấy mực nước của trận lũ năm 2000 Cao trình đỉnh đê được xác định từ 3.0m - 7.0m So với cao trình đất tự nhiên trong vùng nghiên cứu, chiều cao đê như sau:

+ Khi đắp trên nền đất có cao trình 0,5 m, chiều cao H max = 2,50 – 6,50 m + Khi đắp trên nền đất có cao trình 2m , chiều cao đê thay đổi từ 1 –5 m

3.1.1.2 Độ dốc của mái đất đắp đê

Độ dốc mái đất đắp không chỉ liên quan tới độ dốc ổn định và biến dạng của bản thân đê mà còn liên quan chặt chẽ tới độ ổn định và biến dạng của nền đất yếu dưới tác dụng của khối lượng đất đắp và tải trọng tác dụng từ bên ngoài Như đã biết, các trạng thái ứng suất trong đê có quan hệ tới độ dốc mái đắp và kích thước hình học của đê Độ dốc càng nhỏ thì mức độ ổn định của đê càng tăng và ngược lại

Các kết quả nghiên cứu về sự làm việc đồng thời giữa đê và nền đất yếu nếu đánh giá trạng thái ứng suất theo góc lệch lớn nhất thì dạng các đường đồng max thay đổi theo dạng phân bố tải trọng lên mặt đất nền tức là thay đổi theo độ dốc mái đắp như sau:

+Trường hợp độ dốc mái thẳng đứng 1:m (m=0) ứng với trường hợp tải trọng phân bố đều, vùng phá hoại chỉ có khả năng phát sinh ở mép diện chịu tải

+ Độ dốc 1:m (m0) Mặt cắt ngang đê dạng hình thang, vùng phá hoại có thể vừa phát sinh trên trục đối xứng của tải trọng vừa xuất hiện 2 trục

đi qua gần mép chân mái dốc

+ Khi độ dốc mái đắp và mặt cắt ngang đê có dạng gần như tam giác, vùng phá hoại chỉ phát sinh trên trục đối xứng (hình 3.1)

+ Khi thay đổi độ dốc mái đắp theo hướng xoải dần (làm tăng diện chịu tải của đất nền) vùng phá hoại nếu có sẽ thu hẹp lại không gây ảnh hưởng và có thể xem như không có

3.1.1.3 Bề rộng mặt ngăn lũ

Quy phạm phân cấp đê A6.77, bề rộng mặt được xác định dựa trên các yếu tố : đảm bảo điều kiện thi công , công tác ứng cứu , phòng hộ khi có lũ, mức độ quan trọng của nó, bề rộng được bố trí 2 – 6m, ngoài ra khi kết hợp làm đường được xác định theo yêu cầu ngành giao thông, nhưng không nên nhỏ hơn 6m (tương đương bề rộng đường cấp IV đồng bằng) hoặc kết hợp khu dân cư

Sơ đồ tính toán ổn định đê:

Dựa trên cơ sở địa chất công trình và điều kiện làm việc của đê, để xác định hệ số mái dốc đất đắp có xét đến ảnh hưởng của chiều dày các lớp đất dưới nền, các trường hợp đất nền và đất đắp được xác định theo các sơ đồ trong các trường hợp sau:

- Đất nền gồm : nền một lớp dạng 1b (như trình bày mục 2.2.1.2) toàn bộ chiều sâu 5 –7 m

Sơ đồ tính trường hợp II

9 m

Đất Đắp

Hđê= 4 – 7 m

Lớp : đất yếu (sét , á sét , á cát ) dẻo chảy bề dày từ 5 –7 m

3.2.3 Trường hợp 3:

- Đất đắp : Sử dụng loại (sét, á sét, á cát ) dẻo cứng (1a)

- Dạng nền hai lớp : trong phạm vi chiều sâu 5 – 7m, lớp đất dạng 1a

nằm trên lớp đất dạng 1b (như đã trình bày mục 2.2.2.1)

Sơ đồ tính trường hợp III

Chương IV: NGHIÊN CỨU LÝ THUYẾT VÀ LỰA CHỌN PHƯƠNG PHÁP TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH ĐÊ TRÊN NỀN ĐẤT YẾU Ở ĐBSCL

Nguyên nhân làm mất ổn định đê có thể phân làm hai loại chính:

(1) Các quá trình xói mòn (xâm thực tự nhiên) Chúng diễn ra

thường rất chậm, và phụ thuộc vào điều kiện tự nhiên: điều kiện khí tượng, địa vật lý… tác động vào tính chất bề mặt của đê

(2) Điều kiện ổn định và điều kiện phá huỷ sự ổn định

Đặc điểm trầm tích ở ĐBSCL, do đó vật liệu dùng cho các công trình đắp đê là các loại đất dính; Một số vùng như An Giang dùng cát làm vật liệu đắp thân đê, đất dính làm lớp áo bên ngoài

* Đối với đất dính : ổn định ngắn hạn, ổn định dài hạn

Ổn định ngắn hạn diễn ra ở cuối thời kỳ xây dựng Trong giai đoạn này sự phân bổ áp lực lổ rỗng còn chưa ổn định, trong khối đất và trong nền công trình vẫn còn diễn ra quá trình tiêu tán áp lực nước lổ rỗng

Ổn định dài hạn : áp lực lổ rỗng trong khối đất đắp và dưới nền tiến tới trạng thái cân bằng, dòng thấm và mực nước ngầm đã ổn định, lúc này có thể xác định sự phân bổ áp lực lổ rỗng, giá trị áp lực lổ rỗng

4.1 Cở sở lý thuyết tính toán ổn định nền:

4.1.1 Tính sức chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng an toàn:

Tải trọng an toàn (q at ) là tải trọng giới hạn ban đầu của đất nền Ứng với tải trọng này vùng phá hoại chỉ bắt đầu xuất hiện tại một nhân điểm trên trục đối xứng của tải trọng cách đáy đê ở một độ sâu z = 0.5b (hình 4.1)

b b

q at

0,5 b Nhân điểm phá hoại

Z Hình 4.1 Nền đất dưới tải trọng an toàn

4.1.1.1 Trường hợp tải trọng của đê phân bố theo dạng tam giác cân hoặc gần với tam giác cân

Công thức : qat =

0

sin cos 2

b: nửa chiều rộng đáy đê

, Cw,w : là dung trọng, lực dính, góc ma sát trong của nền đất yếu

0 : Hệ số phụ thuộc vào góc ma sát

Đối với đất dính có w nhỏ, ta có thể bỏ qua w công thức (IV.1) có thể viết như sau: qat = 4.Cw (4.2)

4.1.1.2 Tải trọng phân bố theo dạng hình thang cân khi bỏ qua ảnh hưởng của trọng lượng thể tích của đất nền ta có thể xác định theo công thức GS

.Viện Sĩ Đặng Hữu:

qat =

4 ctg

ctg C

Theo tính chất của tải trọng an toàn thì hệ số ổn định trong trường hợp này có thể lấy Fod = 1

Biểu đồ phân bố áp lực đất của thân đê lên mặt đất nền thường có dạng hình thang không cân, vì mái dốc thượng lưu và hạ lưu đê khác nhau Để đơn giản tính toán người ta đưa biểu đồ lực về dạng hình thang cân Trong một số trường hợp, nếu dạng hình thang cân gần với dạng hình tam giác thì có thể đưa về dạng tam giác có diện tích tương đương và cùng đáy Nếu dạng hình thang cân gần với dạng phân bổ chữ nhật (phân bổ đều) thì có thể đưa về dạng chữ nhật với đáy là đường trung bình của hình thang cân

4.1.2 Tính sức chịu tải của nền đất theo tải trọng giới hạn

Lý thuyết cân bằng giới hạn của đất đã được hình thành với mục đích xác định tải trọng giới hạn tác dụng lên đất nền hay còn gọi là khả năng chịu tải giới hạn của đất nền Phương pháp này xác định khả năng chịu lực giới hạn của nền đất, nghĩa là nếu ta tăng thêm tải trọng giới hạn một lượng dù là vô cùng nhỏ đất sẽ bị phá hoại hoàn toàn và ngay tức khắc theo dạng trượt trồi

Đến nay lý thuyết cân bằng giới hạn chưa có lời giải, dù là gần đúng cho trường hợp tải trọng phân bố theo dạng hình tam giác và hình thang Vì thế lời giải tính toán gần đúng ổn định của nền đất yếu khi tải trọng đê phân bổ theo dạng hình chữ nhật hoặc gần với dạng chữ nhật (khi đáy đê rộng, đê đắp không cao) Tải trọng hông q0 có thể tính theo độ lún sâu trung bình của đáy đê vào nền đất yếu

Tải trọng giới hạn ứng với sơ đồ hình băng mềm có tải trọng hông q0 =h Khi  = 0 thì theo Prandtl trong trường hợp bài toán phẳng tải trọng giới hạn sẽ bằng : qgh = (+2).C + q0 (4.8)

Dựa vào công thức (4.8) một số tác giả đề nghị xác định gần đúng tải trọng của khối đất đắp q= .H thông qua hệ số an toàn như sau :

2 (



Trong đó:

Cu : Lực dính của nền đất yếu trong điều kiện không thoát nước

,H: Dung trọng và chiều cao của đất đắp ở thân đê

Vì tải trọng giới hạn ứng với sức chịu tải cạn kiệt của đất nền, nên không thể dùng qgh để tính toán kiểm tra ổn định của nền mà phải sử dụng nó thông qua hệ số an toàn, tức là tải trọng tính toán :

qtt =

F

q gh

(4.10) F= 1.5  2 đối với diện chịu tải đặt nông như đáy của nền đường, đê

4.1.3 Các phương pháp khác

+ Phương pháp JOCGHENXON

Phương pháp này dùng cho nền đất yếu có chiều dày H (m) nhỏ hơn nửa

bề rộng B (m) của đáy nền đê Cụ thể trường hợp II; IV Tải trọng đất đắp

được quy ước phân bố theo dạng hình tam giác cân Nền đất yếu dưới tác

dụng của tải trọng giới hạn sẽ ở toàn bộ trong trạng thái chảy dẻo Các phân

tố đất ở trạng thái chảy dẻo chỉ có khả năng chuyển dịch ngang trên những

mặt phẳng song song với đáy khối đắp nằm ngang Tải trọng giới hạn được

xác định theo công thức :

Trong đó C : lực dính của nền đất yếu

+ Phương pháp MANDEL và SALENCON

Khi đáy khối đất đắp có chiều rộng B lớn đặt trên lớp đất yếu có chiều

dày H nhỏ (so với chiều rộng B) và tải trọng giới hạn trên đất nền có lực dính

Cu được xác định bởi công thức :

qmax = Cu Nc (4.12)

Trong đó :

B : chiều rộng trung bình của trắc ngang khối đất đắp

H : chiều dày của lớp đất yếu

Đất cứng Hình 4.2 :SƠ ĐỒ TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG GIỚI HẠN THEO JOCGHENXON

Nc : Hệ số chịu tải phụ thuộc vào tỉ số

B/H

4.2 Cơ sở lý thuyết tính toán ổn định đê:

Bất cứ phần nào trong khối đất nằm gần mặt tự do đều có khuynh hướng

của trọng lực bản thân Nếu khuynh hướng này cân bằng với sức kháng kéo

của đất thì bờ dốc sẽ ổn định Ngược lại sẽ mất ổn định, sinh ra hiện tượng

trượt Sự trượt xảy ra khá đa dạng từ chầm chậm đến nhanh và xảy ra tức thời

Hiện tượng trượt làm mất ổn định của mái dốc xảy ra do rất nhiều

nguyên nhân Một trong những yếu tố dưới đây đủ để quyết định sự trượt:

a.Thay đổi momen lật do tăng tải trên mặt dốc, hay giảm tải dưới

Hình 4.3: SƠ ĐỒ PHÁ HOẠI CỦA NỀN ĐẤT YẾU CÓ H<B THEO MANDEL-SALENCON

Hình 4.4: BIỂU ĐỒ XÁC ĐỊNH HỆ SỐ SỨC CHỊU TẢI Nc THEO MANDEL-SALENCON



b.Thay đổi chế độ thuỷ lực (làm tăng áp suất giữa các pha trong đất) tức dòng thấm trong khối đất đắp

c.Tính chất vật lý và cơ học của đất ở vùng ngoài mặt bị thay đổi (sự hiện diện của khe nứt căng trong khối đất đắp)

d.Sự giảm sức chống cắt dưới tác dụng lâu dài của tải trọng (động hoặc tĩnh) phụ thêm

e.Tính không đồng nhất của đất nền và vật liệu đắp

4.2.1 Nghiên cứu sự ổn định mái dốc có xét tới hiện tượng lưu biến sâu và độ bền vững lâu dài của khối đất trên bờ dốc

4.2.2 Các phương pháp tính ổn định của mái dốc đất đắp dựa trên sự phân tích cân bằng giới hạn của lặng thể trượt

4.2.2.1 Nhóm các phương pháp xem lăng thể trượt là một lăng thể duy nhất

a Phương pháp của Culman

b Phương pháp mặt trụ tròn _ phương pháp của Taylor

Phương pháp của Taylor (1948 )

4.2.2.2 Nhóm các phương pháp phân mảnh lăng thể trượt

a Phương pháp của Fellenius

b Phương pháp của Bishop

4.2.3 Phương pháp phân tích ổn định mái dốc dựa vào trạng thái ứng suất

- biến dạng của từng điểm trong khối đất đắp và nền của no.ù Phương pháp phần tử hữu hạn

4.2.1 Nghiên cứu sự ổn định mái dốc có xét tới hiện tượng lưu biến sâu và độ bền vững lâu dài của khối đất trên bờ dốc:

Hình 4.5 Sơ đồ phát triển quá trình trượt

a) Giai đoạn bắt đầu trượt Giai đoạn lưu biến (1_ mặt lồi của mái dốc; 2_ khe nứt

trượt; 3 _ Vùng phá hủy tức thời; 4_ vùng lưu biến trượt; 5_ vùng sập nhanh trước khi trượt,

b) Giai đoạn trượt

Hình 4.6 : Sơ đồ tính ổn định mái dốc có xét đến lưu biến chiều sâu

(Theo phương pháp của N.N Goldstein)

Sự ổn định khối đất ở bờ dốc, cần xét thêm hiện tượng lưu biến sâu và

độ bền vững lâu dài của đê (khối đất đắp) dọc theo bờ sông, kênh (phổ biến ở ĐBSCL)

Lưu biến chiều sâu và tính ổn định mái dốc có xét đến độ bền vững lâu dài của đất

Theo các công trình nghiên cứu của M.N.Goldstein và

G.I.Ter-Stapanhian (1957) đã chứng minh rằng sự phá hủy mái dốc xảy ra một cách từ từ, rất chập chạp, bắt đầu từ phần dưới của thân trượt gần chân mái dốc và xuất phát từ một trọng tâm gọi là “ổ trượt” Tại đây, trị số ứng suất của đất bao giờ cũng lớn nhất và tỷ số giữa ứng suất tiếp tuyến và ứng suất pháp

Vùng phá hủy dòn

c)

3

hk

tuyến bao giờ cũng đạt tới trị số giới hạn trước nhất so với khu vực lân cận “ổ trượt” phát triển theo thời gian và hình thành mặt trượt Theo M.N.Goldstein, sự phát triển của quá trình trượt xảy ra theo 3 giai đoạn:

1 Giai đoạn hình thành các “ổ trượt” hay còn gọi là quá trình trượt cục bộ (hình 4.5a) Trong giai đoạn này, ứng suất tại điểm đang xét sẽ giảm dần theo thời gian (Hiện tượng trùng ứng suất) do đó, thời gian kéo dài giai đoạn thứ nhất được xác định bằng thời gian trùng ứng suất Thời gian này thay đổi tùy thuộc vào đặc tính cấu trúc và các tính chất nhớt đàn hồi của đất Đặc biệt

ở giai đoạn này độ nhớt của đất giảm dần theo thời gian do sự thay đổi cấu trúc trong quá trình biến dạng

2 Vì có hiện tượng trùng ứng suất nên tại một số vị trí trong khối đất bắt buộc xảy ra sự tập trung ứng suất Nếu các ứng suất này vượt quá độ bền lâu dài của đất thì bắt đầu phát triển giai đoạn thứ hai quá trình phá hủy đất

do trùng ứng suất (hình 4.5b) Mặt trượt bắt đầu hình thành, K.Terzaghi gọi là giai đoạn lưu biến trượt

3 Giai đoạn trượt xuất hiện khi độ bền vững đất trên mặt trượt tương lai bị giảm một cách đột ngột và các phần còn lại trong khối đất mái dốc không còn đủ khả năng tiếp thu ứng lực xuất hiện do tăng tải, lúc này sẽ xảy

ra sự phá hoại toàn bộ mái dốc

Sự chuyển vị chập chạp của khối đất trên sườn dốc do hiện tượng tập trung ứng suất bắt đầu phát triển từ “ổ trượt” ở độ sâu nào đó gọi là hiện tượng lưu biến chiều sâu

Như vậy, ở trạng thái cân bằng cực hạn, biến dạng tại một điểm nào đó của khối đất sẽ xảy ra theo các mặt có tỉ số ứng suất tiếp tuyến  và ứng suất pháp tuyến  đạt trị số lớn nhất nghĩa là theo các mặt có gốc lệch  lớn nhất: tg = f (f : hệ số cắt; f = /)

Vì biến dạng trượt được xác định bằng trị số của hệ số cắt nên hệ thống các đường có cùng trị số gốc lệch lớn nhất chia toàn bộ khối đất mái dốc ra làm 3 vùng:

1 Vùng biến dạng ổn định

2 Vùng biến dạng lưu biến

3 Vùng biến dạng trượt sâu, phát triển thành mặt trượt

Để nghiên cứu hiện tượng lưu biến trượt sâu, xác định tốc độ chuyển động của khối đất ở bờ dốc, áp dụng phương trình lưu biến Bingham có dạng :  -0=



dt

d  ( : độ nhớt của vật chất) Nếu  k= 0; chia 2 vế cho , qua biến đổi và

giải phương trình ta thu được biểu thức tốc độ lưu biến chiều sâu biểu diễn qua ứng suất thành phần như sau:

Để tính ổn định mái dốc ta giả thiết lấy trị số ứng suất chính lớn nhất tại điểm bất kỳ của khối đất mái dốc ở độ sâu h bằng h và trị số ứng suất cắt tại điểm trên mặt trượt bằng trị số ứng suất tiếp tuyến lớn nhất  =

Chiều sâu khe nứt căng bằng: hk =

)245(tg

C2

0 



Trong đó :

Vùng phá hoại dòn còn có thể xem là vùng (hd –hk) Còn vùng sập nhanh trước khi trượt (hình 4.5) xem như vùng không đáng kể, có thể gộp nó vào vùng lưu biến trượt để làm tăng thêm hệ số ổn định khi tính toán Sau đó áp dụng các phương pháp tính toán thông thường để tính hệ số ổn định Có điều đối với phần trên đoạn (hd – hk) lấy sức kháng cắt của đất max, còn đối với phần dưới mái dốc đoạn (H –hd) lấy sức kháng cắt lâu dài của đất min

4.2.2 Các phương pháp tính ổn định của mái dốc đất đắp dựa trên sự phân tích cân bằng giới hạn của lăng thể trượt :

Giả thiết cơ bản của các phương pháp này là tiêu chuẩn phá hoại của Coulomb đã thỏa mãn cho tất cả các phân tố nằm dọc theo mặt phá hoại đã giả định mặt này có dạng mặt phẳng, trụ tròn, mặt xoắn logarit, hay một mạêt bất định nào đó Khối đất di chuyển trên mặt trượt này có thể coi như một vật thể tự do ở điều kiện cân bằng các lực hay mômen kháng trượt, các kháng lực này được đánh giá qua sức chống cắt của đất với một hệ số an toàn cho trước

Các dạng mặt trượt có thể xem xét cho đất dính được thể hiện trên (hình 4.7)

Hình 4.7: Các dạng mặt phá hoại

4.2.2.2 Nhóm các phương pháp phân mảnh lăng thể trượt

Các phương pháp còn lại đều chia lăng thể trượt thành nhiều phân mảnh và tiến hành xét cân bằng cho mỗi phân mảnh Ở đây ứng suất thay đổi từ mảnh này sang mảnh khác được xét đến nên rất thuận tiện cho việc phân tích dưới dạng ứng suất hiệu quả, cả ứng suất tổng, và mái dốc cấu tạo từ các lớp đất khác nhau.Nội dung cơ bản của phương pháp này là dùng n-1 mặt thẳng đứng cắt khối trượt thành n mảnh (hình 4.13)

Cung tròn

Phương pháp phân mảnh _ sơ đồ phân mảnh và các lực tác dụng lên một mảnh

Các lực tác dụng lên mảnh thứ i có chiều dài đơn vị gồm :

Wi: trọng lượng bản thân của mảnh

Qi: các lực nằm ngang ( lực thủy động hay lực quán tính do động đất )

Ni: phản lực pháp tuyến lên đáy mảnh

Ti: lực cắt dọc đáy mảnh

Ui: áp lực nước lổ rỗng tại đáy mảnh

Ei, Ei –1: lực pháp tuyến giữa các mảnh

Xi, Xi-1: lực tiếp tuyến giữa các mảnh

Tại các điểm cân bằng tổng mômen do các lực phá hoại sẽ cân bằng với tổng mômen của các lực chống cắt huy động trươt dọc theo cung trượt AB

 {(Ti.li.R + (Xi - Xi-1) Rsini + (Ei – Ei-1 ).zi)} / F =  (W.sini.R+Qi.zi) (4.19)

Từ điều kiện cân bằng lực trên phương đứng :

 (Ni-Ui)cosi =  ((Wi+(Xi-Xi-1))+  Ti sini (4.20 )

Từ điều kiện cân bằng lực trên phương mặt trượt :

 Ti + ( Ei  Ei  1 ) cos  i  (W.sini + Qi cosi) (4.21)

Và từ điều kiện cân bằng giới hạn :

Ta có tổng cộng 4n phương trình và 6n-2 đại lượng chưa biết, tức là bài toán có 2n-2 bậc siêu tĩnh Khi giải các phương trình này cần sử dụng các giả thuyết để đưa về hệ tĩnh định Nhóm các phương trình này thật sự phong phú khi các tác giả đã khai thác đặc điểm này trong quá trình giải chúng Có thể lấy ví dụ về sơ đồ chịu lực của phân mảnh của một số phương pháp thường áp dụng :

Hình 4.14 : các lực tác dụng lên phân mảnh (a) Fellenius method (1927) (b) Bishop method (1955); (c) Lowe and Karafiath (1960): (d) spencer method (1967)

b Phương pháp của Bishop:

Khi áp lực lổ rỗng ổn định (ui = const và có thể xác định được), trong điều kiện tương đối đồng nhất có thể giả thiết các lực tiếp tuyến giữa các mảnh có độ lớn bằng nhau nhưng ngược chiều nhau nên triệt tiêu ( Xi= Xi-1)

U 3

Ei Ei-1 Ei-1 -Ei

Hình 4.16 : Phương pháp phân mảnh đơn giản của Bishop

Cân bằng lực trên mặt trượt ta có :

Ti/F + (Ei-Ei-1) cosi = W sini +Qi cosi (4.26)

  (W.tgi +Qi) = Ti.seci/F =  (Ci’.li + (Ni-Ui)tg’).seci/F

Do :  Ei0 (khối trượt ở trạng thái cân bằng); Ui = ui.li

F =

) Qi i tg W (

i sec ).

' tg ) li ui Ni ( li ' Ci

Cân bằng lực trên phương đứng ta có:

Ni.cosi = Wi – Ti.sini /F (IV.28)

Ni =

F / sin '.

tg i cos

F / sin '.

tg li ui F / sin li '.

Ci Wi

i sec mi ].

' tg ).

i cos li ui wi ( i cos li Ci [

vơi mi = 1/(cosi +tg’.sini /F)

Do trong mi có chứa F nên phải dùng phương pháp thử dần, bắt đầu bằng giả thiết một giá trị F bên phải rồi dùng phép lặp để hội tụ giá trị F cho một cung thử

Quá trình trên được thực hiện cho nhiều cung thử khác nhau cho đến khi nhận được giá trị F min

Trong trường hợp mái dốc đắp bằng nhiều loại vật liệu có C’ và ’ khác nhau hay mặt phá hoại có hình dạng bất kỳ, phương pháp phân mảnh Bishop

đã được nhiều tác giả khác mở rộng như Janbu, 1954; Morgensterm and price, 1965 ; Nonveiller, 1965

4.2.3 Phương pháp phân tích ổn định mái dốc dựa vào trạng thái ứng suất - biến dạng của từng điểm trong khối đất đắp và nền của nó Phương pháp phần tử hữu hạn:

Bài toán phân tích ổn định theo phương pháp này dựa trên 2 cơ sở :

Dựa vào lời giải hệ phương trình cân bằng giới hạn của từng điểm phân tố trong khối đất, như lời giải của viện sĩ Sokolovski và lời giải của giáo

sư Maslov

phương pháp phần tử hữu hạn, dựa trên cơ sở lý thuyết của phương pháp này để tính toán Các phần mềm hiện tại cũng dựa trên cơ sở lý thuyết này

Cơ sở lý thuyết phần tử hữu hạn :

Để phân tích ứng suất – biến dạng trong khối đất các chương trình thường xây dựng để giải các phương trình cân bằng và phương trình thế năng, phương pháp trọng lượng hoặc phương pháp biến phân Lý thuyết áp dụng là lý thuyết biến dạng nhỏ Phần tử dùng để mô hình hóa thường dùng các chương trình địa kỹ thuật là phần tử tứ giác 4 hoặc 8 nút và phần tử tam giác 3 hoặc 6 nút

4.2.3.1 Hệ tọa độ :

4.2.3.2 Mô hình biến trường

4.2.3.3 Phương trình cơ bản

4.2.3.4 Tích phân số

4.2.3.5 Tổ hợp phương trình tổng thể

4.2.3.6 Giải phương trình

4.2.3.7 Ứng suất của phần tử

4.2.3.8 Bài toán phi tuyến

4.2.3.9 Áp lực nước lổ rỗng

4.2.3.10 Mô hình đàn hồi tuyến tính

4.2.3.11 Mô hình đàn hồi phi tuyến: Modul ban đầu, Modul tiếp tuyến,

Modul dở tải, Hệ số Poisson

4.2.3.12 Mô hình đàn dẻo

4.2.3.13 Mô hình đàn – giảm bền

4.2.3.14 Mô hình đất sét Cam

4.2.3.15 Mô hình đất sét Cam biến thể

Chương V: TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH ĐÊ VÀ

PHÂN TÍCH KẾT QUẢ

Xét sự ổn định của khối đất đắp trên nền đất yếu theo 2 cách :

+ Mất ổn định của khối đất đắp lúc nước ngập vào nền

+ Mất ổn định do mái dốc khối đất đắp bị trượt theo đường vòng cung Dựa trên cơ sở điều kiện thoát nước trong nền đất sử dụng 2 phương pháp tính toán khác nhau:

* Tính mất ổn định theo lực nén tổng được dùng phổ biến

* Phương pháp thứ hai tính mất ổn định do lực nén có hiệu quả gặp

khó khăn việc xác định các áp lực lổ rỗng dư ở trong đất nền đưa đến tính toán ổn định không chính xác

Nền đê ở ĐBSCL chủ yếu là các loại đất dính (sét ,á sét, á cát) nền yếu là các loại bùn sét, bùn á sét, bùn á cát Điều kiện làm việc tự nhiên, chúng có điều kiện thấm rất bé (như kết quả thí nghiệm từ 2,2.10-4 đến 4.10-7), không cố kết nhanh được Do vậy tính ổn định đê trên nền đất yếu thiên nhiên lực nén tổng là hợp lý

Trình tự tính toán ổn định đê

1 xem mực nước ở thượng và hạ lưu đê đều hạ thấp dưới chân đê Khối lượng đất trong đê bão hoà nước Nền chỉ chịu tác dụng của tải trọng khối đất đắp trong thân đê Tính toán khả năng chịu tải của nền đất yếu tự nhiên dưới đe Dựa trên cơ sở này xác định chiều cao giới hạn (hgh) cho phép của đê được đắp trên nền thiên nhiên

+ nếu chiều cao yêu cầu của đê (hđ) nhỏ hơn chiều cao giới hạn cho phép , hđ < hgh ta có thể đắp trực tiếp trên nền đất thiên nhiên

+ nếu hđ> hgh không đủ khả năng chịu tải , phải nâng cao sức chịu tải của nền đất yếu

2 Khi đạt chiều cao yêu cầu h đ< hgh sẽ tiến hành tính toán ổn định mái dốc đê theo các tổ hợp lực quy định trong quy phạm

Đê tồn tại trên đất cứng có sức chịu tải cao (như nền 1a, 2a đã trình bày

ở mục 2.2) ta chỉ tính ổn định của đê

Đê tồn tại trên đất yếu (như nền 1b, 2b đã trình bày ở mục 2.2) đối với trường hợp này ta cần phải tính toán ổn định cả đê và nền đất yếu bên dưới

* Tính toán trên cơ sở lý thuyết như đã trình bày ở chương IV

5.1 Tính sức chịu tải của nền đất yếu:

5.1.1 Tính sức chịu tải của nền đất yếu theo tải trọng an toàn:

5.1.1.1 Trường hợp tải trọng của đê phân bố theo dạng tam giác cân

hoặc gắn với tam giác cân :

Bảng 5.1: Kết quả tính tải trọng an toàn của đê phân bố theo

dạng tam giác

5.1.1.2 Trường hợp tải trọng của đê phân bố theo dạng hình thang cân

xác định theo GS Viện sĩ Đặng Hữu:

Bảng tra hệ số 0 phụ thuộc vào a/b và 

b (cm)