phần mở đầu, phần kết luận và kiến nghị, luận án đƣợc trình bày trong 5 chƣơng bao gồm: Chƣơng 1: Tổng quan nghiên cứu về ổn định mái dốc đất không bão hòa Chƣơng 2: Cơ sở lý thuyết tính toán ổn định mái dốc đất không bão hòa Chƣơng 3: Nghiên cứu thực nghiệm xác định các đặc trƣng của đất không bão hòa Chƣơng 4: Nghiên cứu thực nghiệm ảnh hƣởng của mƣa lên mái dốc đất đắp Chƣơng 5: Ứng dụng kết quả nghiên cứu tính toán cho một số mái dốc công trình thủy lợi 4 luan an CHƢƠNG 1 TỔNG QUAN NGHIÊN CỨU VỀ ỔN ĐỊNH MÁI DỐC ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA 1.1 Tổng quan về phân tích ổn định mái dốc 1.1 Các phương pháp phân tích ổn định mái dốc Hiện nay có nhiều phƣơng pháp (PP) để phân tích ổn định mái dốc, các PP này đƣợc phân thành ba nhóm chính là PP cân bằng giới hạn, PP phân tích giới hạn và PP số. PP cân bằng giới hạn đánh giá trạng thái cân bằng của một khối trƣợt dƣới tác dụng của trọng lực. Chuyển động tịnh tiến hoặc chuyển động quay đƣợc xem xét trên một mặt trƣợt tiềm năng giả định hoặc đã biết phía dƣới khối đất hoặc đá. Đối với PP cân bằng giới hạn, kỹ thuật phân mảnh đƣợc sử dụng phổ biến nhất.
Theo trƣờng phái này, khối trƣợt đƣợc chia thành các mảnh nhƣ của Taylor (1937), Bishop (1955) và Spencer (1967). Các PP này đều dựa trên nguyên lý cân bằng tĩnh học (tức là cân bằng tĩnh của lực và/hoặc momen), mà không xét đến dịch chuyển trong khối đất. Mức độ an toàn của mái dốc đƣợc đánh giá bằng hệ số ổn định mái dốc FS (là tỷ số giữa lực/mô men chống trƣợt với lực/mô men gây trƣợt). Các PP phân mảnh khác nhau thì cho kết quả khác nhau do khác nhau về giả thiết các lực tƣơng tác giữa các mảnh.
Giả thiết về lực tƣơng tác giữa các mảnh và mối liên hệ giữa chúng của các PP khác nhau đƣợc tổng hợp trong Bảng 1. Điều kiện cân bằng tĩnh học cần đƣợc thỏa mãn của các PP phân thỏi khác nhau đƣợc nêu trong Bảng 1.1 Phƣơng trình cân bằng tĩnh học trong các PP phân mảnh [5] Phƣơng pháp Cân bằng mô men Cân bằng lực Ordinary hoặc Fellenius Có Không Bishop đơn giản Có Không Janbu đơn giản Không Có Spencer Có Có Morgenstern-Price Có Có Corps of Engineers – 1 Không Có Corps of Engineers – 2 Không Có Lowe-Karafiath Không Có Janbu tổng quát Có Có Sarma Có Có 5 luan an Bảng 1.2 Mối quan hệ các lực tƣơng tác giữa các mảnh [5] Phƣơng pháp Lực tƣơng Lực tƣơng Tổng hợp lực tác pháp tác tiếp tuyến (E) tuyến (X) Ordinary hoặc Fellenius Không Không Không có lực Bishop đơn giản Có Không Lực nằm ngang Janbu đơn giản Có Không Lực nằm ngang Spencer Có Có Hàm không đổi Morgenstern-Price Có Có Hàm thay đổi Corps of Engineers – 1 Có Có Hợp lực song song với đƣờng mái dốc Corps of Engineers – 2 Có Có Hợp lực song song với mặt trên của thỏi đất Lowe-Karafiath Có Có Là góc nghiêng trung bình của mái dốc và đáy thỏi Janbu tổng quát Có Có Sarma Có Có X = C + Etan Đối với PP phân tích giới hạn thì đất đƣợc coi nhƣ là một vật liệu dẻo tuyệt đối và thỏa mãn đồng thời hai định lý giới hạn trên và giới hạn dƣới. Theo nguyên lý giới hạn trên, nếu các tải trọng ngoài tác dụng lên một khối trƣợt và công sinh ra bởi các tải trọng ngoài gây gia tăng chuyển vị cân bằng với công sinh ra bởi nội lực thì giá trị tải trọng ngoài không nhỏ hơn tải trọng phá hủy. Còn theo nguyên lý giới hạn dƣới, nếu trƣờng ứng suất đƣợc tìm thấy cân bằng với tải trọng ngoài không vƣợt qua điều kiện phá hoại thì tải trọng ngoài không lớn hơn tải trọng phá hủy [6].
Đối với PP số nhƣ phần tử hữu hạn thì khối đất đƣợc rời rạc hóa thành các phần tử liên kết với nhau tại các điểm nút. Mỗi nút phần tử là một tập hợp các bậc tự do có thể thay đổi dựa theo điều kiện biên của bài toán. Tất cả các điều kiện của phần tử đƣợc tập hợp lại thành ma trận tổng thể. Giải phƣơng trình ma trận tổng thể sẽ tìm đƣợc nghiệm của bài toán.
Griffiths và Lane (1999) cho rằng PP phần tử hữu hạn có những ƣu điểm so với PP khác nhƣ sau: (1) Không cần giả thiết hình dạng hoặc vị trí của mặt trƣợt, sự “trƣợt” xảy ra một cách tự nhiên ở những vùng mà cƣờng độ kháng cắt của đất không thỏa mãn điều kiện cân bằng giới hạn; (2) Không cần giả thiết về lực tƣơng tác giữa các mảnh vì không cần phân chia khối trƣợt thành các mảnh, PP phần tử hữu hạn duy trì trạng thái cân bằng tổng thể cho đến khi phá hoại; (3) Nếu có các thông số về đặc 6 luan an trƣng biến dạng thì sẽ tìm đƣợc biến dạng của khối đất; (4) PP phần tử hữu hạn có khả năng mô phỏng quá trình dẫn đến trạng thái phá hoại [7]. Trong các PP trên thì PP cân bằng giới hạn đƣợc sử dụng rộng rãi ở nhiều nơi trên thế giới cũng nhƣ ở Việt Nam trong các phân tích tính toán và thiết kế mái dốc. Các phân tích này đƣợc hỗ trợ tích cực bởi các phần mềm thƣơng mại nổi tiếng trên thế giới nhƣ GeoStudio của Canada hay Geo5 của Cộng hòa Séc [5], [8]. Các bộ phần mềm có giao diện đẹp, dễ sử dụng và có thể tính toán đƣợc nhiều PP khác nhau nhƣ PP của Janbu (1954), Bishop (1955), Morgenstern-Price (1965), Spencer (1967) và Sarma (1973).2 Phân tích ổn định mái dốc trên cơ sở khoa học đất không bão hòa Các tham số cƣờng độ kháng cắt góc ma sát trong ‟ và lực dính đơn vị c‟) thƣờng đƣợc sử dụng khi thực hiện phân tích ổn định mái dốc đất bão hòa.
Tuy nhiên, những nghiên cứu gần đây đã làm sáng tỏ sự gia tăng của cƣờng độ kháng cắt do áp lực nƣớc lỗ rỗng âm (lực hút dính) dẫn tới tăng hệ số ổn định mái dốc [1], [9]. Để xét ảnh hƣởng của áp lực nƣớc lỗ rỗng âm khi phân tích ổn định mái dốc đất không bão hòa thì có thể sử dụng PP đƣa lực hút dính vào lực dính của đất theo cách thức của Ching và cộng sự, đây đƣợc gọi là PP “lực dính toàn phần” [10]. Theo PP này thì lực dính của đất đƣợc xem là tăng lên khi lực hút dính của đất tăng lên. Độ tăng của lực dính từ lực hút dính là (ua - uw)tgb, cƣờng độ kháng cắt của đất do lực dính đảm nhận đƣợc gộp vào thành phần lực hút dính của đất là c = c‟+(ua - uw)tgb.
PP thứ hai để xét ảnh hƣởng của áp lực nƣớc lỗ rỗng âm gọi là “cƣờng độ kháng cắt mở rộng”. Quan hệ giữa cƣờng độ kháng cắt với lực hút dính có thể là tuyến tính hoặc phi tuyến. Fredlund và Rahardjo (1993) đã sử dụng PP “lực dính toàn phần” để đánh giá ổn định cho một mái dốc đứng ở Hong Kong. Trong tính toán, các tham số cƣờng độ kháng cắt (‟, c‟ và b) đƣợc các tác giả xác định từ thí nghiệm trong phòng.
Áp lực nƣớc lỗ rỗng âm đƣợc xác định bằng các căng kế ở hiện trƣờng. Trong chuỗi phân tích thứ nhất, khi bỏ qua ảnh hƣởng của lực hút dính thì hệ số ổn định mái dốc của các mặt cắt tính toán đều nhỏ hơn 1,0 tức là mái dốc không ổn định. Tuy nhiên, trong thực tế các mái dốc vẫn ổn định, điều đó chứng tỏ lực hút dính góp phần gia tăng cƣờng độ kháng cắt và đã đảm bảo mái dốc ổn định. Trong chuỗi phân tích thứ hai, dựa theo kết quả đo đạc 7 luan an lực hút dính ở hiện trƣờng các tác giả đã phân chia thành các lớp mỏng có chiều dày 5,0 m.
Mỗi lớp này có một giá trị “lực dính toàn phần” độc lập, lƣợng tăng của lực hút dính đối với mỗi lớp là (ua - uw)tgb. Kết quả tính toán đã cho thấy, hệ số ổn định mái dốc đều lớn hơn 1,0 khi dựa và giá trị lực hút dính đo ngày 29/11/1980 và ngày 27/10/1981 [1]. Đối với PP “cƣờng độ kháng cắt mở rộng”, Fredlund và Rahardjo (1993) cũng đã áp dụng tính toán cho một mái dốc tàn tích cao 38,0 m với góc dốc 60o ở Hong Kong [1]. Phƣơng trình cƣờng độ kháng cắt đƣợc sử dụng theo đề xuất của của Fredlund và cộng sự.
Sự khác biệt của phƣơng trình này so với phƣơng trình cƣờng độ kháng cắt của đất bão hòa là xuất hiện thành phần (ua - uw)tgb, tức là cƣờng độ kháng cắt của đất không bão hòa tăng tuyến tính theo giá trị lực hút dính [11]. Kết quả phân tích cho thấy, khi bỏ qua áp lực nƣớc lỗ rỗng âm (tức là b/‟ = 0) thì hệ số ổn định mái dốc bằng 0,9. Tuy nhiên, không tìm thấy bất cứ dấu hiệu nào của sự mất ổn định mái dốc, chứng tỏ hệ số ổn định mái dốc phải lớn hơn 1,0. Điều này giải thích áp lực nƣớc lỗ rỗng âm đã góp phần tăng thêm cƣờng độ kháng cắt của đất và làm tăng thêm hệ số ổn định.
Khi thay đổi tỷ số b/‟ từ 0,25 đến 1,0 thì hệ số ổn định mái dốc thay đổi từ 1,0 đến 1,4.2 Tầm quan trọng của cơ học đất không bão hòa 1.1 Môi trường đất không bão hòa Môi trƣờng đất chịu ảnh hƣởng lớn tác động của khí hậu thông qua quá trình bốc hơi và thẩm thấu. Theo nghiên cứu của Dregne (1976), có tới 33% bề mặt trái đất đƣợc coi là khô hạn và bán khô hạn [12]. Trong khi đó, ở Việt Nam có đến 74,3% diện tích là vùng đồi núi và trung du [13], những vùng đất này thƣờng có mực nƣớc ngầm ở khá sâu. Vùng đất nằm dƣới đƣờng bão hòa thì có áp lực nƣớc lỗ rỗng dƣơng, trong khi vùng đất không bão hòa có áp lực nƣớc lỗ rỗng âm.
Quá trình nƣớc trong lỗ rỗng đi ra khỏi vùng đất bề mặt bởi quá trình bốc hơi sẽ làm cho đất tiếp tục khô hơn và làm tăng áp lực nƣớc lỗ rỗng âm. Ngƣợc lại, nƣớc mƣa và dòng chảy mặt tạo thành dòng thấm hƣớng vào đất thì làm đất tăng ẩm và giảm áp lực nƣớc lỗ rỗng âm. Fredlund và Rahardjo (1993) đã đƣa ra quá trình thay đổi áp lực nƣớc lỗ rỗng trong vùng đất nằm trên đƣờng bão hòa khi có quá trình mƣa và bốc hơi nhƣ ở Hình 1. 8 luan an Khi bề mặt đất đƣợc che phủ kín, không có quá trình mƣa và bốc hơi tác động thì áp lực lỗ rỗng có dạng đƣờng thẳng giống nhƣ áp lực thuỷ tĩnh (đƣờng 1).
