Luận văn thạc sĩ Kỹ thuật xây dựng: Nghiên cứu xác định chiều cao giới hạn an toàn ổn định trượt của bờ dốc trên đất tàn- sườn tích thuộc vỏ phong hóa đá xâm nhập Granit và đá biến chất ở Tây Nguyên

Nghiên cứu lý thuyết của các tác giả trong và ngoài nước thường được sửdụng dé tính toán 6n định mái dốc, lựa chọn phương pháp thích hợp để tính toán xác định chiều cao giới hạn h phụ th

VO PHONG HOA TREN ĐÁ XÂM NHAP Theo tai liệu [6] vỏ phong hóa trên đá xâm nhập phan bố gồm hai dải lớn

Dai ở ria phía đông, kéo liên tục Tu Mo Rong xuống Krông Pa, Chu Yang

Dai ở phía Tây Trường Sơn từ Dak Glei xuống Chư Prong, vòng qua KrôngPa theo hướng đông Noi đây pho biến là vỏ phong hóa trên đá xâm nhập axit Bè day từ 5m đến 10m, lớn nhất là ở vùng Mang - Den đạt 50+80m trên đá Granit migmatit phức hệ chu lai, nhỏ nhất là ở sườn dốc chỉ 0,5+2,5m Không kể lớp phủ thực vật, lớp trên bị phong hóa hoàn toàn biến thành sét, sét pha có các đặc trưng về thành phần khoáng vật, hóa học và tính chất cơ lý (bảng 1-1). ién CN gh khu Đực H

Bang 1-1, Các đặc trưng về thành phan khoáng vật, hóa học và tính chất co lý của phong hóa trên đá xâm nhập axit ở đới phong hóa triệt để.

Thạch anh, kaolinit, geotit, hydromica, haluazit-felspat, SIO; (70-80%), Al,O3

Thanh phan khoáng vat chu yêu y 7%)

Dung trong tu nhién 1.78-1.83g/cm”

Déo mêm đến dẻo cứng Thành phần hạt

Lực dính 0.16-0.32KG/emˆ nm kp ae Trung bình (a; =0.006- Hệ số nén lún 0.07cmÊ /Kg)

1⁄2 SU THAY DOI DUNG TRONG TỰ NHIÊN (y„) VÀ CAC THONG SO CHONG CAT (9, C) THEO DO AM (W) CUA DAT TAN- SUON TICH TREN DA XÂM NHAP Ở TAY NGUYEN.

Dé nghiên cứu van dé nay, tac gia sử dụng hai nguôn tài liệu:

Nguồn tài liệu chính là các số liệu thu được từ bãi dat thí nghiệm do TS Ngô Tan Dược chủ trì [5].

Nguồn tài liệu thứ hai là kết quả thí nghiệm b6 sung lay mẫu ở ngoài phạm vi bãi thí nghiệm và số liệu đã công bố của các tác giả khác [2][10][15].

Bãi đất thí nghiệm được chọn tại Km 128 Quốc lộ 19 nối giữa Pleiku (Gia Lai) với Quy Nhơn cách An Khê 48 Km.

Các chỉ tiêu tính chất vật lý của những mẫu thí nghiệm ở khu đất Tàn- sườn tích trên đá xâm nhập Granite được ghi trong (bang 1-2) Hàm lượng hat d > 2mm biến đổi trong phạm vi (2.10+5.10)%, trung bình 3.58% Hàm lượng hạt sét chiếm(18.4+28.4)%, trung bình 22.27% Chỉ số dẻo I;=(19.0z20.0)%, trung bình[,.41% Ty trọng A= 2.692.71, trung binhA = 2.70 T 1 số khe rong e, 0.95+0.992, trung bình e,=0.971 Độ âm vào mùa khô W=(16.0+20.0)%, trung bình W.26% D 6 bão hòa G=0.43+0.55, trung bình G=0.51.D Ất Ở trạng thái

Kết quả thí nghiệm xác định các thông số chống cat (@, C) của các mẫu đất Tan- sườn tích trên đá xâm nhập Granite theo sự thay đổi độ âm (W) quanh năm ở

Tây Nguyên được tập hợp (bang 1-3) Trong (bang 1-3) cũng phi giá tri cua dung trong tự nhiên (y„) độ bão hòa nước (G) của các mẫu dat.

Kết quả thí nghiệm ghi trong (bảng 1-3) được biểu diễn băng đồ thị trên các hình:

Hình 1-2: Sự tăng dung trọng tự nhiên (y„) do sự tăng độ 4m (W) của đất trong quá trình ngắm nước.

Hình 1-3: Sự giảm góc ma sát trong @) do s ự tăng độ âm (W) của đất trong quá trình ngắm nước.

Hình 1-4: Sự giảm lực dính (C) do sự tăng độ 4m (W) của đất trong quá trình ngắm nước.

Theo số liệu thông kê của TS Lê Thanh Bình đ ược công bố trong tài liệu [2]

(bảng 6 trang 679, tuyển tập kết quả Khoa học va Công nghệ số 11 năm 2008 của Viện Khoa học Thủy Lợi Miền Nam), tác giả trích dẫn (bảng 1-4) Theo số liệu đất lớp một trong vỏ phong hóa trên đá xâm nhập Granite có dung trọng khô biến đổi trong phạm vi y, = 1.37+1.48T/m’.

Dat ở các mỏ vật liệu dùng đắp đập ở H’ranam [15] có dung trọng khô tự nhiên y¿= 1.36+1.39 T/m” Tại bốn điểm khảo sát theo dọc bờ dốc Quốc 16 19, lớp (edQ) trên nền đá xâm nhập Granite có y, = 1.31+1.40 T/m” Từ các số liệu trên có thể nhận xét rằng: lớp sét hóa thuộc lớp (edQ) trên nên đá xâm nhập Granite có dung trọng khô biến đổi trong phạm vi y, = 1.31+1.48 T/m? va độ ẩm W thay đổi theo thời đoạn khảo sát, bién đổi trong phạm vi W = 25+33.0%.

Bãi đất được chọn để theo dõi lấy mẫu thí nghiệm theo thời gian có dung trọng khô biến đổi trong phạm vi hẹp y, = 1.35+1.39 T/m (bảng 1-2), nhưng cũng nằm trong phạm vi dung trọng khô của lớp đất được nghiên cứu chỉ khác ở chỗ: độ âm (W) của lớp dat được thống kê dựa theo số liệu khoan khảo sát của các công trình thực tế Công tác khoan khảo sát thường thực hiện vào mùa khô nên độ âm của đất chi biễn đổi trong phạm vi hẹp W = 25.0+33.0% Mục đích của luận văn là nghiên cứu sự biến đổi (yy, @, C) theo độ 4m quanh năm ở Tây Nguyên Công tac lay mẫu thí nghiệm được thực hiện cả trong mùa khô và mùa mưa nên độ âm của đất thay đổi trong phạm vi rộng W = 16+39% (bảng 1-3).

Các số liệu (yw , C) theo độ 4m (W) ghi trong (bảng 1-4) cũng được thé hiện trên các hình (1-2) (1-3) (1-4) Sự bién đổi (y„ @, C) cũng nằm trong xu thé chung với kết quả thí nghiệm của đất ở bãi có diện tích hẹp nhưng chỉ ở trong phạm vi độ âm thực tế khảo sát. Đối với đất tàn sườn tích trên đá xâm nhập Granite, khi độ âm tự nhiên thay đổi trong phạm vi W=(16+39)%, các đặc trưng cơ lý thay đổi như sau:

Dung trọng tự nhiên (y„) của đất thay đổi theo quan hệ đường bậc nhất đối với độ âm W: y„=0.0113W + 1.4136, với hệ số tương quan RÝ = 0.9842

Các đặc trưng chống cắt (ọ, C) của đất thay đối theo phương trình:

Bang 1-2 Chi tiêu tính chất vật lý của khu đất Tan- Sườn tích trên đá xâm nhập granite được lay mẫu thí nghiệm

Thành phan cỡ hạt (mm) tính theo % " " - : Dung Dung ^ La trọng lượng Giới hạn Giới hạn Chỉ sô Tỉ Độ ẩm | Độ sệt | trọng trọng Ti số Độ bảo

TT chảy dẻo Wp đẻo Ip trọng 0 Ậ khô x hoa

: 0.05-:- < W, % 0 0 A W% B âm Yw ôyc | Tonges | Go,

Bang 1-3 Đặc trưng cơ lý của các mẫu đất tự nhiên thuộc lớp Tàn- Sườn tích trên đá xâm nhập Granite

Kết quả thí nghiệm các đặc trưng cơ lý của mẫu đất

, : , Độ âm Độ sệt trọng trọng Tỉ sô Độ bảo sát Q@, dính C chảy dẻo Wp đẻo Ip trọng o A ^ x ` ^ 2 5 R ọ W% B âm Yw khô yc rong e, hoa G độ kG/cm Wr % 1⁄9 1⁄9 A 3 3

Bang 1-3 Đặc trưng cơ lý của các mẫu đất tự nhiên thuộc lớp Tan- Sườn tích trên đá xâm nhập Granite (tiếp theo)

Bang 1-4 Đặc trưng cơ lý của các mẫu đất loại sét (thuộc lớp 1) vó phong hóa trên đá xâm nhập Granite, (số liệu thu nhập từ các nguồn khác nhau).

H’ranam Mang — Các mẫu dat lay dọc bờ dốc Quốc lộ 19

Nguồn tài liệu thống Kê [2] Giang — Gia Lai [15] Gia Lai đi Quy Nhơn

Mỏ vat | Mo vat | Km123 | Km126 | Km132 | Km137 liệu 1 liéu 2 + 88 +238 +142 +372

- SỎI Sạn % - Cat % 12,8— 22,5 34,6 392 45,9 44.6 46 48,5 - Bụi % 18,8 — 33,7 25,0 26,09 248 25,0 25,1 255 - Sét % 35,9 — 48.8 37,8 33,88 25,5 278 26,7 22.6 Giới han chảy W¡, % 46 — 53 55,0 54,29 56,4 57,0 55,6 50,3 Giới han déo Wp % 29 — 33 36,3 35,92 38,0 38,1 37,4 34.46

Dung trọng âm y„ T/m” 1,78 — 1,88 1,74 1,75 1,72 1,72 1,77 1,74 Dung trọng khô yc T/m> 1,37 — 1,48 1,39 1,36 1,38 1,34 1,4 131 Độ âm W% 25 — 33 24.9 29 24.3 28 26,2 33 Ti số rỗng e 0,85 —1,1 0,935 0,985 0,956 1,103 0,942 1,069 Độ sét B E Ẳ

Hình 1-3 Sw giảm góc ma sát trong (0) do sự tăng độ âm (W) của đất trong quá trình ngẫm nước (Dat tàn- sườn tích trên đá xâm nhập Granite) ¢ Theo số liệu từ bãi thí nghiệm (bảng 1-3) A Theo số liệu từ những công trình thực té (bang 1-4)

Lực dính C, kG/cm? fos) Ww fas)

Hình 1-4 Sự giảm lực dính (C) do sự tăng độ am (W) của đất trong quá trình ngắm nước (Dat Tan- sườn tích trên đá xâm nhập Granite) ¢ Theo số liệu từ bãi thí nghiệm (bảng 1-3)A Theo số liệu từ những công trình thực tế (bang 1-4)

VO PHONG HOA TREN DA BIEN CHAT

Theo kết qua nghiên cứu [6], vỏ phong hóa trên đá bién chat phan bồ ở khu vực tỉnh Kon Tum, đông và đông bắc tinh Gia Lai laBang MDrak (Đắk Lak) Bề dày từ 10m đến 20m lớn nhất là vách đường mòn Hỗ Chí Minh đoạn Đắk Lắk- đèo lò xo đạt đến 50+60m, nhỏ nhất ở sườn dốc, thung lũng phân cắt chỉ 3m-5m. Đới trên cùng là thổ nhưỡng 0.20+1.5m. Đới thứ hai là đới sét hóa dày 10-15m, có các đặc trưng về thành phần khoáng vật, hóa học và tính chất cơ lý được ghi ở (bảng 1-5). Đới thứ ba là đới biến đổi yếu 3+10m.

Bang 1-5 Các đặc trưng về thành phan khoáng vật, hóa học và tính chất cơ lý của v6 phong hóa trên đá biến chất ở đới sét hóa.

Thành phân Thạch anh, kaolinit, khoang vat chu yéu geotit, hydromica

` 1 - 0 : -240 - hóa học chủ yêu (20-25%), Fe203 3

Lun vừa (a.;=0.006- Hệ số nén lún 0.105cm”/Kg)

1.4 SỰ THAY DOI DUNG TRONG TỰ NHIÊN (y„) VÀ CAC THONG SO CHONG CAT (9 C) CUA DAT TÀN- SUON TICH TREN ĐÁ BIEN CHAT.

Dé nghiên cứu su thay doi dung trọng tự nhiên (y,,) và các thông số chéng cat (ọ_ C) theo độ âm (W) của đất tàn- sườn tích trên đá Biến chất ở Tây Nguyên, trong luận văn tác giả đã tham khảo sử dụng các nguôn tài liệu sau:

Nguồn tài liệu chính là kết quả thí nghiệm các đặc trưng cơ lý đất theo độ âm (W) quanh năm tại bãi thí nghiệm trên nền đất Biến chất ở Kon Tum, do TS Ngô Tan Dược chủ trì [5].

Nguôn tai liệu bổ sung là số liệu thí nghiệm khảo sát địa chất công trình các tuyến đường đi qua vùng đất biến chất ở Kon Tum [16].

Bãi đất thí nghiệm được chọn tại Km 1449 đường Hồ Chí Minh cách DakGlei 11Km, tuyén thuộc dia phan tỉnh Kon Tum.

Chi tiêu tính chất vật lý của các mẫu thí nghiệm lay ở khu đất Tàn- Sườn tích trên đá Biến chất được tổng hợp trong (bảng 1-6) Đất có hàm lượng hạt d>2mm biến đổi trong phạm vi (2+4.5)%, trung bình 3.63% Hàm lượng hạt sét chiếm (33.0+38.0)%, trung bình 35.75% Chỉ số dẻo I, =(19.0+23.0)%, trung bình I, 20.58 Đất thuộc loại sét Dung trọng khôy „ = (1.49+:4.52)T/mỶ, trung bình ve=1.51T/m' Ti trọng A= 2.7ỉ0.72, trung bỡnh A=2.71 Ti số khe rỗng eo=0.76z0.818, trung bình e,=0.795 Độ ầm (W) vào mùa khô W = (14.5+16.5)% trung bình W.55% Độ bao hòa nước G=0.496+0.549, trung bình G=0.53 Đất ở trạng thái khô.

Vào mùa mưa, độ 4m (W) và độ bảo hòa nước (G) tăng dan, dung trong tự nhiên (y„) của đất tăng theo độ âm Sự tăng độ âm (W) của đất dẫn đến sự giảm các thông số chống cắt (@ C) của dat.

Kết quả thí nghiệm xác định các thông số chống cắt (@, C) của các mẫu đất Tan - sườn tích trên đá Biến chat theo sự thay đổi độ âm (W) quanh năm ở Tây Nguyên được thông kê trong (bảng 1-7).

Trên các (bang 1-7) có ghi giá tri của dung trọng tự nhiên (y„), độ bão hòa nước

(G) của các mẫu dat theo độ 4m (W).

Kết quả thí nghiệm ghi trong (bảng 1-7) được biểu diễn bang đô thị trên các hình:

Hình 1-5: Sự tăng dung trọng tự nhiên (y„) do sự tăng độ 4m (W) của đất trong quá trình ngắm nước.

Hình 1-6: Sự giảm góc ma sát trong (@) do sự tăng độ âm (W) của đất trong quá trình ngắm nước.

Hình 1-7: Sự giảm lực dính (C) do sự tăng độ 4m (W) của dat trong quá trình ngắm nước.

Theo “Hồ sơ báo cáo địa chất bước Khảo sát thiết kế BVTC” Tập III do công ty Tư van Xây dựng Cau đường Kon Tum lập năm 2009 [16] các đặc trưng co lý của lớp dat tàn tích (eQ) trên nên đá Bién chất trong các hỗ khoan dọc tuyến đường giao thông Ngọc Hoang- Măng bút- Tu mơ Rông- Ngọc Linh thuộc tỉnh Kon Tum được ghi trong (bang 1-8).

Số liệu trong (bảng 1-8) cho thay rang, trong phạm vi độ sâu từ 0.2m đến 10.0m dung trọng khô của đất trong hỗ khoan không lớn y, = 1.44+1.51T/m’, cũng phù hợp nước Ge.57+76.48% Công tác khảo sát thực hiện vào tháng 10 va tháng 11 năm

2009, trong hố khoan không có nước ngầm.

Với y¿=1.44+1.51T/m”, độ âm W.22+23.14% Dung trong tự nhiên thay đổi Yw= 1.76+1.84T/mỶ góc ma sát trong °26+22°00 Lực dính C=0.20+0.36kG/cm”

Các giá tri (yy @, C) theo độ 4m (W) của đất trong (bảng 1-8) được biểu thị trên các hình (1-5), (1-6) và (1-7) Vì độ âm của dat biến đồi trong phạm vi hep, nên các giá tri (yw @, C) chỉ tập trung ở đoạn W.22+23.14% Trên biểu đồ ta thay phan lớn giá trị góc ma sat trong (@) nằm cao hon và lực dính (C) nam thấp hơn các đường quan hệ =f(w) và C=f(w) của đất ở bãi thí nghiệm Điều đó có thé do dat trong hé khoan chủ yếu là do sét pha có chỉ số dẻo [,.10+17.01%, còn đất trong bãi thí nghiệm thuộc loại sét có I;=(19.0+23.0)%, trung bình I; 58% (bang 1-6). Đối với đất tàn sườn tích trên đá Biến chất, theo kết quả thí nghiệm được ghi ở (bảng 1-7), khi độ âm tự nhiên thay đổi trong phạm vi W=(14.5+30.0)%, các đặc trưng cơ lý thay đổi như sau:

Dung trong tự nhiên (y„) của đất thay đổi theo quan hệ đường bậc nhất đối với độ âm (W): x„=0.0152W + 1.508, với hệ số tương quan R“ = 0.9789

Các đặc trưng chống cắt (@, C) của đất thay đối theo phương trình, đối với độ âm (W):

Ow = -3E-0.5W* — 0.0051 WŸ + 0.5011 W? — 14.159W + 147.15 với hệ số tương quan R? = 0.9707

C,, = 226.64W “!“”, với hệ số tương quan R* = 0.9871

Bang 1-6 Chi tiêu tính chất vật lý của khu đất Tan- Sườn tích trên đá Biến chất được lay mẫu thí nghiệm

TT chảy dẻo Wp dẻo Ip trọng 0 2 khô x he

0.05-:- < Ww, % ý 9 A 'W% B âm Vw ôyc | rông e, òa G,

Bang 1-7 Đặc trưng cơ lý của các mẫu đất tự nhiên thuộc lớp Tàn- Sườn tích trên đá Biến Chat

TT _ ue han | Chisố | Tỉ Độẩm | Độ sệt trons trons Tisé | Độ bảo sito độ dian C

W, % “0 ve „ Ip mane W% B âm Yy khô Ye ronge, | hòaG kG/cm?

Bang 1-7 Đặc trưng cơ lý của các mẫu đất tự nhiên thuộc lớp Tàn- Sườn tích trên đá Biến Chất (tiếp theo)

Bang 1-7 Đặc trưng cơ lý của các mẫu đất tự nhiên thuộc lớp Tàn- Sườn tích trên đá Bién Chất (tiếp theo)

Bang 1-8 Đặc trưng cơ lý của lớp đất tàn tích (eQ) trên nên đá Bién chất trong các hỗ khoan dọc tuyễn đường giao thông Ngoc Hoằng — Mang bút — Tu mo

Rong — Ngoc Linh thuộc tỉnh Kon Tum (trích theo tài liệu [44].

MC05 MC06 MC07 MC09 Hô khoan (1)

Km 6 + 648,18 | Km6+363,20 | Km6+ 233,08 | Km 4+ 636,20 Độ sâu lớp đắt(m) | @ | By | lỏo | 79 | 102 | as | 93 | 75 | Tủ Độ Am tự nhiên W, % (3) | 21,36 | 20,47 | 1955 | 2136 | 23,14 | 1922 | 20,89 | 19,85 Dung trọng ẩm y„,T/m` | (4) 1,8 1,81 | 1,83 1,8 1,79 | 1,84 | 1,79 | 1,79 Dung trọng khô yc, Tim’ | (5) | 144 | 15 | 153 | 148 | 145 | 1,54 | 148 | 1,49

Tỉ trọng A (6) | 272 | 272 | 272 | 272 | 272 | 271 | 27 | 27 Độ rỗng n, % (7) | 4547 | 4485 | 43,72 | 4547 | 46,56 | 43,05 | 45,16 | 44,69 Tỷ số kẽ rỗng e (8) | 0,834 | 0,813 | 0,777 | 0,834 | 0871 | 0,756 | 0,823 | 0,808 Độ bão hòa G, % (9) | 6967 | 68,47 | 6847 | 6967 | 72,25 | 68,91 | 68,49 | 66,36 Giới hạn chảy W,,% | (10) | 3595 | 37,27 | 35,73 | 35,52 | 3768 | 33,39 | 35,78 | 35,74 Giới hạn déo Wp ,% (11) | 19,85 | 20,38 | 19,19 | 18,87 | 20,8 | 17,16 | 18,78 | 18,83

Chi số dẻo Ip, % (12) | 161 | 169 | 1654 | 1665 | 169 | 1623 | 17,0 | 1691 Độ sệt B (13) | 0,094 | 0,005 | 0022 | 015 | 0,139 | 0127 | 0,124 | 0,061

Lực dính C, kG/cm? (14) | 027 | 036 | 034 | 025 | 026 | 02 | 031 | 031 Góc ma sát ọ (độ) (15) | 19°42 | 19°24 | 18°26 | 19°24 | 19°42 | 19°24 | 20°15 | 18°43

- Công tác khoan khảo (6) | 269 | 269 | 271 | 269 | 269 | 269 2.69 ch lái thie ngày (7) | 4572 | 4467 | 45.37 | 45.72 | 45.76 | 45.52 43.99

- Lớp dat phủ thực vật (9) | 65.57 | 76.48 | 70.02 | 67.79 | 64.83 | 7130 75.78 thí nghiệm có tài liệu [ (1o) | 3539 | 37.78 | 3715 | 35.79 | 3531 | 36.63 34.28

O y= 0.0152x+ 1.508 mi4 FT TT TT TT 1T! TRz09789 TT TT TT TT TT 1l T1

Hình 1-5 Sw tăng dung trong tự nhiên (y,,) do sự tăng độ ẩm (W) của dat trong quá trình ngắm nước (Đất Tàn- sườn tích trên đá Bién Chat) ® Theo số liệu từ bãi thí nghiệm (bảng 1-7) A Theo số liệu từ những công trình thực tế (bảng 1-8)

Hình 1-6 Sự giảm góc ma sát trong (0) do sự tăng độ âm (W) của đất trong quá trình ngẫm nước (Dat Tàn- sườn tích trên đá Biến Chat) ® Theo số liệu từ bãi thí nghiệm (bảng 1-7)A Theo số liệu từ những công trình thực tế (bảng 1-8)

Hình 1-7 Sự giảm lực dính (C) do sự tăng độ am (W) của đất trong quá trình ngắm nước (Dat Tan- sườn tích trên đá Biến Chat) ¢ Theo số liệu từ bãi thí nghiệm (bảng 1-7) A Theo số liệu từ những công trình thực tế (bang 1-8)

1-5 ĐẶC DIEM TRƯƠNG NỞ VA TAN RA CUA CÁC NHÓM DAT DUOC DUNG TRONG NGHIEN CUU.

1.5.1 Các đặc trưng dùng dé đánh giá đất trương nở và tiêu chuẩn phan loại đất trương nở.

Sự tăng thể tích trong quá trình ướt nước được gọi là sự trương nở Theo CEPIEEB E.M và một số tác giả khác GS.TS Tran Thị Thanh D.G.Fredlund.

Lômtađze, khả năng trương nở có quan hệ với tính hút nước của các khoáng vật sét của đất dính và tỉ diện lớn của đất dính.

Trong quá trình trương nở, không chỉ thể tích của đất được tăng lên, mà còn làm giảm tính dính của nó do sự làm giảm yếu đáng ké lực dính giữa các hạt đất riêng lẻ Sự trương nở của đất có thể dẫn đến sự phá hoại của chúng dưới tác dụng của nước hình thành sự tan rã của đất [10] [11].

Sự tăng thé tích của đất trong quá trình trương nở đã phat sinh ra áp lực, được gọi là áp lực trương nở Ap lực trương nở có thé quan sát và do được nhờ tai trọng bên ngoài, mà tại đó sẽ không thấy sự tăng thể tích của đất Khả năng trương nở của đất biểu thị bởi các đặc trưng dưới đây:

MAT TRƯỢT PHANG GAY KHUC

Đây là dạng khối trượt thường gặp ở bờ đất phong hóa mỏng nam trên mặt đá gốc gãy khúc (hình 2-1a) Phương pháp tính toán ổn định theo dang này do giáo suT.M.HIaxyHbamu dé nghị và được giáo sư B.®.Ba6kob giới thiệu trong tài liệu[20] Khối đất trượt được chia thành lát cắt thắng đứng như trên hình vẽ Sự ồn định mỗi khối trong chúng chịu ảnh hưởng của trọng lượng bản thân và áp lực của các khối lân cận Trong đó, mỗi khối cắt người ta xem như khối cứng.

Trị số áp lực truyền từ khối thứ i lên khối bên dưới F;.¡ (hình 2-1b) tính theo công thức:

F;= Í¡.¡cOS(,; + 7;)-G;cOS ?; x tgg+G;sin 4;- C x Lj, (2.1) Trong đó:

F¡:¡ : áp lực truyền lên khối đang xét từ khối bên trên Gi : trọng lượng của khối

Li : chiều dài mặt cung frượt

@ : góc ma sát trong của đất khôi trượt C : lực dính của đất

Nếu như khối phân tử bên trên áp lực F;.¡ có giá trị âm thì không đưa vào tinh toán Hệ số ôn định đối với mỗi khối:

F_, cos(7,_, +7,) + G; sin 7, Điều kiện khảo sát su 6n định của cả nhóm khối đất được bat đầu từ bên trên, có thê xác định tại vị trí xuất hiện vết nứt tách rời ở đường biên trên cùng các khôi đất.

Phương pháp tính toán 6n định mái dốc được mô tả ở trên có thé sử dụng đối với những trường hợp chịu tác dụng của những tải trọng phức tạp hơn.

Hình 2-1 Sơ dé để xác định sự 6n định của khối trượt theo mặt phăng.

PHƯƠNG PHÁP MẶT TRƯỢT TRỤ TRÒN

Nhiều quan sát thực tế cho thấy răng: trong khối đất đồng chất, khối đất trượt chuyển dịch theo bề mặt cong, gan đúng có thé nhận là mặt trụ tròn.

Giả thiết rang, tâm mặt trụ tròn của lăng thể sụt năm tại điểm O (hình 2-2a).

Phương trình cân bang số sẽ là UM, = 0 Dé lập phương trình các momen đối với điểm quay O, người ta chia lăng thể trượt ABC thành một số dải nhờ các mặt cat thăng đứng và xem trọng lượng của mỗi dải được qui ước đặt tại giao điểm của trọng lượng dải đất P; với đoạn cung trượt tương ứng, còn các lực tương tác trên các mặt thắng đứng của các dải được bỏ qua (xem như áp suất các dải lân cận có giá trị băng nhau còn phương thì ngược nhau) Sau đó phân phối các lực của trọng lượng P; theo phương bán kính quay và phương vuông góc với nó, lập phương trình cân bằng, cho bằng không, tổng momen của các lực đối với điểm quay:

YXT;R - šN;tgo.R —cL.R=0 (2.3) Ước lược biéu thức nay cho R, ta có:

L : chiều dài cung trượt AC 0, C : góc ma sát trong và lực dính của đất T; vàN; : Áp lực thành phan của trọng lượng các dải xác định bằng đồ giải hoặc tính toán theo số đo của góc a; :

Người ta lây ty sô momen các lực giu với momen các lực trượt làm hệ sô ôn định (K) của mái dốc Nghĩa là:

Tuy nhiên, việc giải bài toán đặt ra bang cách xác định hệ số ồn định đối với cung mặt trượt chọn tùy ý chưa kết thúc được, vì cần phải chọn trong tất cả các cung có thể trượt một cung trượt nguy hiểm nhất.

Khi thiết kế đường 6 tô [20] để xác định vùng phân bổ các tâm trượt nguy hiểm nhất, người ta sử dụng dé nghị của nhà khoa học Thụy Điển — giáo su Phenleniux Theo đó, các tâm trượt nguy hiểm phân bồ trên đường thăng AB (hình 2-2b) Các giá trị góc a và B dé xác định vị trí đường thăng đó được ghi trong (bảng

Theo nhận xét cua giáo su H.A L[prropuy (N.A.Xu tô Vich) [19] phương pháp mặt tru tròn được áp dung rộng rãi trong thực tế, vì nó cho một lượng dự trữ ồn định nào đó và được dựa trên những số liệu thực nghiệm về dang mặt trượt khi sụt quay, dựa trên nhiều số đo thực địa Các tính toán tương ứng đã chỉ rõ phương pháp mặt trượt trụ tròn trong một số trường hợp cho mức độ an toàn hơi cao.

Hình 2-2 Sơ đô để tính toán ôn định mái dốc theo mặt trượt trụ tròn.

Bang 2-1 Giá tri của các góc góc a và Pp:

Hệ số mái dốc | Góc nghiêng của mái dốc cu cee a; đô

Giáo sư G.M.Sakhunian (1941, 1967) đ chỉ ra rằng, công thức (2.5) sẽ chỉ đúng cho các trường hợp khi cung mặt trượt với các phân của nó rơi về phía chuyên vị có thể của mái dốc hoặc sườn dốc hoặc trong trường hợp trượt theo mặt tru tron, khi các dải thuộc đường cong trượt phân bố về một phía kế từ phương bán kính thăng đứng OA (hình 2-3).

Nếu ký hiệu các lực trượt hướng về phía trượt (cắt) là Tit, còn các lực ngược hướng chuyển vi và giữ cho mái dốc khỏi trượt là Tig, thì công thức (2.5) có dạng sau:

Khi tính toán theo phương pháp mặt trượt trụ tròn thì cần xác định hệ số 6n định mái dốc và sườn dốc theo biéu thức (2.6).

Hình 2-3 So đồ các lực tác động trên mặt trượt

Phương pháp tính toán theo dé nghị của giáo sư M.H.To.ibnmTelin và VL.

Tep-crenaHsH (M.N.Gonxtén và G.I.Ter-Xtêpanion): Đề cải tiễn và đơn giản hóa việc tính toán theo phương pháp mặt trụ tròn giáo sư M.H.Tobnmrelin và giáo sư TL Tep-crenanan đồng thời dé nghị tính toán hệ số 6n định theo biểu thức (2.7) Phương pháp này được giáo sư H.A LlbIropuu

(N.A.Xu Tô Vich) giới thiệu trong tài liệu [19].

Trong đó: f: hệ số ma sát của đất f= tgọ; C: lực dính của đất h: chiều cao mái dốc y: dung trọng tự nhiên của dat trong mái dốc A &B: các hệ số phụ thuộc vào kích thước hình học của nêm sụt, được biéu thi theo phân lượng của chiều cao mái dốc h, được ghi trong (bang 2-2).

Phương pháp cung tròn cải tiến của M.H [onbnmreĂH @ nhỉ êu thuận lợi trong tính toán T.S Ngô Tan Dược, trong tài liệu [5] đã tính toán so sánh cho thay rằng: Trong cùng một loại đất cùng cầu tạo của bờ đốc, hệ số an toàn 6n định chéng trượt tính theo phương pháp cung tròn cải tiễn của M.H Ionbnnmrreln phương pháp cung tròn Bishof xấp xỉ nhau Van dé này sẽ được trình bày trong chương III (mục 3.1).

Bang 2-2 Giá trị các hệ số A và B dé tính gần đúng 6n định của mái dốc Đô dốc Mặt trượt di Mặt trượt di qua nên và có tiếp tuyén năm ngang tai độ sâu của mái | WA mép dưới C=1/4h C=1/2h C=h C=1.5h

PHƯƠNG PHAP MAT TRUOT TRỤ TRON CÓ XETD EN ÁP LUC THAM HOAC AP LUC NUOC LO RONG

Tính toán ồn định mái dốc theo phương pháp mặt trượt tru tròn được giới thiệu trong mái dốc Các phương pháp trên thích hợp cho phan lớn các bờ dốc, sườn dốc cạnh đường ô tô ở Tây Nguyên Tuy nhiên, ding có tr ường hợp bờ dốc đường đi qua vùng thung ng, cạnh bờ sông sẽ bị ngập nước vào mùa mưa lũ Do vậy, tác giả tóm tắt giới thiệu một số phương pháp tính toán 6n định mái dốc theo mặt trượt trụ tròn có xét đến áp lực thắm, áp lực nước lỗ rồng thường được dùng dé tính toán ồn định mái dốc đập đất trong hồ chứa nước.

2.3.1 Phương pháp áp lực trọng lượng của Tsugaev (hình 2-4)

A D Ì ĐẤT BÃO HÒA z1 MNHL pt} An _

Y Hình 2-4 Sơ dé tính toán cung trượt theo Tsugaev Hệ số 6n định mái đốc tính theo công thức:

R: bán kính cung trượt; b: chiều rộng cột đất thắng đứng (b= const) tex c c— ơ 7 ;HỊ = Ag.Zy" + Agn-Zo" 3 Hạ” = Hy" +Z¿”

X": hoành độ của cột đất thứ n, x" > 0 khi cột đất nằm bên trái trục OY dS": chiều dài đoạn cung trượt nằm trong phạm vi cột đất

@, C: góc ma sát trong và lực dính của lớp đất đoạn cung trượt đang xét di qua

Op, Cy: góc ma sat trong và lực dính cua đất b: chiều rộng cột đất thăng đứng

A — —_—~ Vi ? k Tu ; Agn = = : +: dung trong đất khô ; yan: dung trong đất đây nỗi

Z4", Z2": chiêu cao trung bình phan dat năm trên và dưới đường bão hòa của cột đất thứ n u": áp lực nước lỗ rỗng tác dụng lên đoạn cung trượt trong phạm vi đáy cột đất thứ n.

DAT BAO HOA zl MNHL | | MNHI

Hình 2-5 Sơ đô tính toán cung trượt theo Terzaghi Hệ số 6n định mái đốc tính theo công thức: n n n n,n

G" = ya.b.Za là trọng lượng cột đất thứ n, ya là dung trọng của đất tại vị trí đang xét yw: Dung trong của nước; Z, là chiều cao cột đất trên và dưới đường bão hòa nước

J: Gradient trung bình của dòng thắm : Lực thấm, tính như sau ¢ = y.J.o, œ là diện tích vùng thấm r: Khoảng cách từ lực thấm $ đến tâm cung trượt, R: Bán kính cung trượt ơn: Góc tao bởi đường thắng đứng qua tâm trượt và đường pháp tuyến của tâm đoạn cung trượt o", C": Góc nội ma sát và lực dính của cột đất thứ n.

2.3.3 Phương pháp của A.A Huynoposus (hình 2-6)

Theo phương pháp này chuyền lực thắm thành ngoại lực tác dụng lên mặt ngoài cung trượt và có hướng vuông góc với cung trượt.

Hình 2-6 Sơ do tính toán cung trượt theo A.A Huunopoeuw Hệ số 6n định K được tính theo công thức: x|Gn.eosa" ~(B" +0") -u" |igo+DcL + Wo.c

Gy = (Z1 ˆ.Yk + Z2"-Yon)-b hoặc G, = (Z2° Yon + H;.y„): trọng lượng cột dat yx: dung trong đất khô

Yon: dung trong đất bão hòa yw: Dung trọng cua nước

Z,", Z2": chiêu cao trung bình phan dat năm trên và dưới đường bão hòa của cột đất thứ n

On: Góc tao bởi đường thăng đứng qua tâm trượt và đường pháp tuyến của tâm đoạn cung trượt

H;: chiều cao cột nước từ đường bão hòa đến đáy cột đất trong đoạn cung trượt u": áp lực lỗ rỗng tác dụng lên đoạn cung trượt trong phạm vi đáy cột dat thứ n B", b": Lực day nổi, lực thắm n n n,_5

(B+@)=yw.(⁄2 + H2) b r: khoảng cách từ lực thắm ¢ đến tâm cung trượt, R: Bán kính cung trượt ơn: Góc tạo bởi đường thăng đứng qua tâm trượt và đường pháp tuyến của tâm đoạn cung trượt; W,: áp lực thủy tĩnh tác dụng vào mái dốc tạo lực giữ phía hạ lưu

L": chiều dài từng đoạn cung trượt ở đáy phân đoạn cột đất của cung trượt.

Phương pháp này hiện nay rất phố biến ở các nước phương Tây và đang được dùng rộng rãi ở Việt Nam.

Hệ số 6n định K được tính theo công thức: g:Csina — u).†gỉ +C.L

Trong đó: kg: hệ số động đất; G: trọng lượng cột đất °„ C’: góa ma sat trong và lực dính hiệu quả của đất a: Góc giữa đường thăng đứng qua tâm trượt và đường pháp tuyến của tâm đoạn cung trượt

L: chiều dài cung trượt ở đáy cột đất.

2.3.5 Phần mềm tính toán 6n định

Phan mém thông dụng nhất để tính toán ổn định mái dốc là GEO-SLOPE International Ltd (Canada) Slope/W là phần mềm giao diện đô hoa, có thé điều hành trong môi trường Wins 95/98/NT/2000 va XP, phân tích 6n định mái đất — đá bão hòa và không bão hòa gồm 9 phương pháp khác nhau; Slope/W có thể phân tích và giải các bài toán mái dốc không đồng nhất trên nền đá, trường hợp mặt trượt xác định trước theo từng khối, mái đất chịu tải trọng ngoài và có gia có.

Slope/W sử dụng lý thuyết cân bằng các lực và moment để tính hệ số an toàn chống lại sự phá hủy Lý thuyết Cân bằng giới hạn tổng quát (General Limit Equilirium/GLE) được trình bay và sử dụng xem như van đề liên quan tới các hệ số an toàn của tat cả các phương pháp nói chung cho bài toán ổn định trượt.

Với Slope/W có thé phân tích cả hai van dé đơn giản và phức tạp đối với một loạt các hình dạng bề mặt trượt, điều kiện áp lực nước 16 rỗng, tính chất của đất,phương pháp phân tích và các điều kiện tải Băng phương pháp sử dụng lý thuyết cân bằng giới hạn, Slope/W có thé mô hình các loại đất không đồng nhất, hình học bề mặt phức tạp của địa tầng và trượt; các điều kiện áp lực nước lỗ rỗng băng cách

Nhân mạnh tính toán phân tích ứng suất phan tử hữu han có thé được sử dụng trong các tính toán cân băng giới hạn, dé phân tích 6n định độ dốc có sẵn day đủ nhất, với day đủ các tinh năng này, Slope/W có thé được sử dụng dé phân tích hau như bat kỳ van đề 6n định mái dốc.

2.4 PHƯƠNG PHÁP “CAN BANG BEN Fp CUA GIÁO SƯ H.H MACJIOB

Giáo sư H.H.Macnob (1943) đã đề nghị công thức để xác định góc dốc w của bờ dốc trên nên đã 6n định, được gọi là “phương pháp cân bằng bền F,” [17].

Theo phương pháp này, góc dốc w được xác định bởi công thức:

Trong đó: ự : góc dốc của mái dốc có độ cao h y„ 0, C: theo thứ tự là dung trọng, góc ma sát, lực dính cua khối đất trong bờ dốc. y o, WN

Hình 2-7a So đô tinh toán mái dốc theo phương pháp F, Nếu trên bề mặt dốc có tải trọng phân bố đều P, (hình 2-7b) thì công thức (2.12) sẽ là:

Hình 2-7b Sơ đồ tính toán mái dốc theo phương pháp F„ Đối với những bờ dốc được cấu tạo bởi nhiều lớp đất có chiều dày khác nhau (h;), có các đặc trưng cơ lý của mỗi lớp khác nhau ¥;, @;, C; thì góc dốc được xác định cho mỗi lớp từ chân dốc trở lên, ví dụ như (hình 2-8) ta xác định góc dốc vy; cho mỗi lớp như sau: te, =tgó + : C Ộ Ộ “hh, +y,h, +7,h, tg, =tgó, + 2 (2.14) C ° ° gh, + 73h,

Hình 2-8 Sơ dé tính toán mái dốc nhiều lớp theo phương pháp F, Hệ số mái dốc: m = cotgu= l/tgự (2.15) khi thiệt kê mái dôc, hệ sô mái dôc yêu câu [m] được xác định qua hệ sô an toàn K, tức là:

Trong trường hop bờ dốc bên đường gồm một loại đất đồng nhất, nhưng có chiều cao lớn, người ta chia bờ dốc thành nhiều lớp có h; = 5m, áp dụng công thức (2.14) dé tính góc dốc y; cho các lớp từ chân mái dốc trở lên và thông qua công thức (2.16a) xác định hệ số mái dốc yêu cau [m;] cho mỗi lớp.

Khi kiểm tra an toàn 6n định mái dốc của công trình thực tế có hệ số mái dốc là mg , ta sử dụng các chỉ tiêu cơ lý cua đất trong bờ dốc (được khảo sát vào mùa tính toán), dựa theo các công thức (2.12) đến (2.15) để xác định hệ số mái dốc tính toán là mạ, và hệ số an toàn ôn định chống trượt xác định theo công thức: k=ts+ (2.16b)

MOT SO NHẬN XÉT RUT RA TỪ CHƯƠNG II

Tất cả các phương pháp tính toán ôn định của mái dốc, sườn dốc được giới thiệu ở trên đều cho thay rang, hệ số an toàn chống trượt của khối đất phụ thuộc vào dung trọng tự nhiên (y), các thông số chống cắt (@, C), áp lực thấm áp lực nước lỗ rỗng trong đất Tuy nhiên theo tài liệu nghiên cứu [6] [13] “nước thắm vào đất đá chỉ hiện diện vào mùa mưa và chỉ có tác dụng làm bão hòađ ất đá và thay đổi tính chất cơ lý của chúng theo hướng bất lợi của sự ôn định mái dốc, chứ không đủ lượng để tạo nên tầng chứa nước”.

Do vậy trong chương I, tác giả chỉ nghiên cứu sự thay đổi các đặc trưng (y, ọ,C) của đất tự nhiên trong mùa khô và mùa mưa lũ ở Tây Nguyên, phục vụ cho việc tính toán 6n định mái dốc của đới sét hóa trong vỏ phong hóa trên đá xâm nhập va đá biến chất ở Tây Nguyên.

XÁC ĐỊNH CHIEU CAO GIỚI HAN (h) CUA BO DOC CÓ ĐỘ DOC (1:m) KHAC NHAU THEO SU BIEN DOI ĐỘ AM (W) CUA DAT TÀN-SƯỜN

TICH TREN DA XAM NHAP VA DA BIEN CHAT O TAY NGUYEN

Mức độ ổn định bờ dốc phụ thuộc vào chiều cao (h), độ dốc mái (1:m) và tính chat cơ lý của dat tạo nên bờ dốc.

Trong chương I, tác giả trình bày kết quả nghiên cứu sự thay đổi các đặc trưng cơ lý (y ọ C) theo độ 4m (W) của hai loại đất tàn- sườn tích (edQ) thuộc vỏ hóa trên đá xâm nhập va đá bién chat ở Tây Nguyên.

Trong chương IL, tác giả giới thiệu một số phương pháp thường dùng để tính toán ôn định trượt bờ dốc cạnh đường ô tô.

Trong chương III, tác gia sẽ lựa chọn phương pháp tính toán thích hợp, sử dụng các chỉ tiêu tính chất cơ lý của đất đã được thí nghiệm ở chương I để tính toán xác định chiều cao giới hạn (h) của bờ dốc (1:m) khác nhau theo độ 4m (W) của hai loại đất ở Tây Nguyên, ứng với một hệ số an toàn 6n định chống trượt được chọn theo quy phạm hiện hành Nội dung chính gồm các van dé sau đây:

So sánh lựa chọn phương pháp thích hợp dé tính toán 6n định bờ dốc cạnh đường

Tính toán xác định chiều cao giới han (h) của bờ dốc có độ dốc (1:m) khác nhau theo sự biến đổi độ âm của hai loại đất khác nhau cạnh đường ô tô ở Tây Nguyên.

3.1 So sánh lựa chọn phương pháp thích hợp để tính toán 6n định trượt bờ dốc cạnh đường ô tô

Mức độ 6n định chống trượt bờ dốc của khối đất được đánh giá thông qua hệ số ồn định chống trượt trình bay ở chương I.

Hệ số 6n định chống trượt không phải là hăng số, mà nó thay đổi theo thời gian trong năm, có liên quan tới sự thay đổi độ âm trong khối đất, điều đó có quan hệ với các thời đoạn mùa khô và mùa mưa Mùa khô đất bị bốc hơi, độ âm giảm, mùa mưa nước ngắm vào đất làm tăng dung trọng tự nhiên (y„) và làm giảm các thông số chống cắt (@, C) của đất Các tính toán 6n định của khối đất được thực hiện vào thời kỳ bat lợi nhất cho sự làm việc của đất.

Hệ số 6n định chống trượt của bờ dốc còn phụ thuộc vào phương pháp tính toán được đề nghị bởi các tác giả khác nhau Trong mục này tác giả tính toán so sánh hệ số an toàn chống trượt bờ dốc của hai loại đất được nghiên cứu theo ba phương pháp sau đây:

Phương pháp cân băng bên F, của giáo sư N.N.Maxlôp (trình bày ở mục 2.4).

Phương pháp cải tiến và đơn giản hóa việc tính toán theo mặt trụ tròn của giáo sư M.N.Gônxtên và G.I.Ter-Xtêpanian, gọi tat là “phương pháp của Gônxtên và Ter-

Phương pháp cung trượt tròn của Bishop thông qua phân mềm Geo-Slope (trình bày ở mục 2.3.5).

Trong các tính toán chiều cao (h) và độ dốc mái đất được chọn giả định, các đặc trưng cơ lý của đất chọn theo kết quả thí nghiệm của mỗi loại đất được trình bày ở chương I.

3.1.1 Tính toán 6n định bờ dốc cấu tạo bởi đất tàn- sườn tích trên đá xâm nhập

Bờ dốc cao h = 5.0m độ xoai mái dốc công trình m,¿= 2.

Dat trong bờ dốc có các đặc trưng sau đây: Độ âm W = 27,0%

Dung trọng 4m yy = 1.73T/mỶGóc ma sát trong o = 18°, tg18°00 = 0.325Lực dính C = 1.7 T/m’. ° Í 1 óc déc y: ác chi tiêu cơ ly của đất như trên tinh toán được g

1.917 Độ xoai tính toán: TM, =

Hệ số an toàn: K;, Ap Gônxtên - Ter-Xtépanian:

6 an toàn tính theo phương pháp Gônxtên b Hệ sô an ° 3x5

* at fet 4 ar ae Sar

* Q* et Q eet ce ệŸ eer

* et cet 4 * ot 2+” 4 * Vô$° + đ“ â * ot

* at let 4 tet ye 4 * vVẰô° + đ“ â * ot + “ 4 * ot + 4 - eat et

+ ”“ 4 * ee Ó ete ÔŸ * 29” + 4 eet ce ÒŸ ore art ee Sar ot

+ ® 4 * v* + ® y eet le â Vô$° + °“ 6 * ot + đ“ 4 * ot + đ* 6 ô ”* +

+ ”“ Q * 2° ge yg * vQ*Ử 2 Q@ o” + art aa Sar

+ ®* 4 eet et QÓ ore eet 22“ Q * ot + ®“ 4 et

+ ®* 4 * ot + ® 6 eat cet 4 ° eet + ®“ 6 * at ce 4 ort Ae

3.1.2 Tính toán 6n định bờ dốc cau tạo bờ đất tàn- sườn tích trên đá biến chat.

Bờ dốc cao h = 10m, độ xoải mái công trình mại = 2 (Hình 3-3)

Dat trong bờ dốc có các đặc trưng sau đây: Độ âm W !,0%

Dung trọng âm yy = 1.83T/mỶ Góc ma sát trong o = 18°, tg18°00 = 0.325. a Hệ số an toàn tính theo phương pháp E„ (Krp)

Với các chỉ tiêu cơ lý của đất như trên tính toán được góc dốc ự:

= 0.325 + 0.20 = 0.527 83 x10 Độ xoai tính toán: 7 = : = = 1.897 tgy 0.527

Hệ số an toàn: K„, = 1.054, Ky, = 1.054 m, 1.897 P it b Hé số an toàn tính theo phương pháp Gônxtên - Ter-Xtépanian: f=tg18°= 0.325 C=3.7T/m., y=1.83T/m; h= 10m A, B tra bảng 2.2 (chương II) với mái dốc mạ = 1:2 ta có: A = 3.23 và B = 6.70

Kứr= 2.404 c Hệ số an toàn tính theo phương pháp cung tròn Bishop: (xem hình 3-4)

11, phương pháp cung tron Bishop.

3.1.3 Nhận xét, lựa chọn phương pháp tính 6n định bò dốc.

Trên (bảng 3-1) tong hợp hệ số an toàn chống trượt bờ dốc của hai loại đất ở Tây Nguyên được tính toán theo ba phương pháp khác nhau Số liệu trên (bảng 3-1) cho thấy rang:

Tính theo phương pháp F, có hệ số an toàn nhỏ nhất (Ks = 1,04 + 1,05) Phương pháp F, cho phép vẽ đường viên mái dốc, cho nên trong thực tế khi thiết kế mái dốc người ta dùng phương pháp F; để xác định nhanh mặt mái dốc sau đó kiểm tra mức độ an toàn của mái dốc theo phương pháp cung trượt tròn.

Phương pháp cung trượt tròn xác định hệ số an toàn 6n định khi cung trượt ăn sâu vào khối đất trong bờ dốc Phương pháp cung trượt tròn đ ược dùng rộng rãi trong

Slope) và phương pháp cung tròn cải tiễn của M.H.TobxmTelin xấp xỉ nhau Điều đó cho thay rang, trong điều kiện cân thiết có thé dùng phương pháp cung tròn cải tiễn của M.H.I 'o.ibnmrreffn thay cho phương pháp cung tròn Bishop.

Phương pháp cung tròn cải tiến của M.H.Iobmmreăn hệ số an toàn 6n định bờ dốc được xác định theo công thức (2.7): K=f£A+C.B/y.h.

Từ công thức trên ta xác định được chiều cao (h) của bờ dốc: h = CB/y(K — f.A) (3.1)

Theo công thức (2.7) và (3.1) và hệ số A, B trong (bảng 2-2) sẽ tinh được dé dang các giá trị chiều cao giới hạn của mái dốc (h) khi hệ số 6n định K được định trước, theo các chỉ tiêu , C, y của dat.

Tác giả sử dụng phương pháp cung tròn cải tiễn của M.H.IonbmmTeln và theo công thức (3.1) để xác định được chiều cao giới hạn (h) của mái dốc có độ dốc (1:m) theo hệ số an toàn K chọn trước.

Bang 3-1 Tổng hợp hệ sé an toàn chong trượt bờ dốc của một số loại đất ở Tây Nguyên được tính toán theo những phương pháp khác nhan:

Chỉ tiêu cơ lý của đất Đặc trưng bờ dốc Hệ số an toàn chong trượt

Loại đất W, | Yes | Yws ,| Chiêu Í podée | Theo phương Theo PP Theo PP

% | T/m | T/m° ọ |Clm cao h, mái 1:m pháp Fp Gonxtén Bishop

Tan — sườn tich tren | 27o | 136 | 173 | 18°00] 17 5.0 1:2 1.043 2.360 2.412 đá xâm nhập Granite

Tân - sườn tich tren | 21o | 151 | 183 |18900| 37 10.0 1:2 1.054 2.404 2.452 da bién chat

KET LUẬN RUT RA TỪ CHƯƠNG III

3.3.1 Kết quả tính toán hệ số an toàn chống trượt (K) của các bờ dốc có chiều cao (h) và theo độ dốc (1:m) khác nhau đối với hai loại đất ở Tây Nguyên cho thấy rằng:

Hệ số an toàn chống trượt được tính theo phương pháp cải tiễn và đơn giản hóa việc tính toán theo phương pháp mặt trượt tru tròn do giáo sư M.H.I'o/ibnmreffH va giáo sư IL Tep-crenanaH đồng thời dé nghị và hệ số an toàn chống trượt theo phương pháp cung tròn Bishop thông qua phan mềm Geo-slope xấp xỉ nhau Điều đó cho thấy, có thé sử dụng phương pháp cải tiễn của giáo sư M.H.Tonbamretin và giáo su TL Tep-crenanan dé tính 6n định mái dốc khi không có điều kiện sử dụng phan mềm Geo-slope theo phương pháp cung tròn Bishop.

Từ công thức tính hệ số 6n định chống trượt theo phương pháp cải tiễn của giáo sư M.H.TonbnmTreln và giáo sư T.II Tep-crenaHzH công thức (2.7) có thé dễ dang xác định được chiều cao giới hạn (h) của mái dốc khi chọn trước hệ số an toàn (K).

3.3.2 Sw dụng kết quả thí nghiệm nghiên cứu sự thay đỗi tinh chat cơ lý theo độ 4m quanh năm của hai loại đất tàn-sườn tích (edQ) thuộc vỏ phong hóa trên đá trầm tích và đá biến chất 6 Tây Nguyên (được trích chọn ở bang 3-3), áp dụng công thức (3.1), với hệ số an toàn K=1.40, xác định chiều cao giới hạn (h) theo độ dốc (1:m) và độ 4m (W) khác nhau của đất trong mái dốc, kết quả tính toán cho thấy:

Cùng một độ âm (W) chiều cao giới hạn (h) tăng lên theo sự giảm nhỏ độ dốc (1:m) của mái dốc.

Cùng một độ dốc (1:m) chiều cao giới hạn (h) giảm theo sự tăng độ âm của đất trong bờ dốc.

KET LUẬN CHUNG VÀ ĐÈ NGHỊ 1 KET LUẬN

Từ kết quả nghiên cứu được trình bày trong các chương I, II, HI của luận văn có thể rút ra những kết luận chung dưới đây:

1.1 Các tuyến đường giao thông ở Tây Nguyên thường chạy qua các đới sét hóa (đới 1 hoặc đới 2) của vỏ phong hóa trên đá xâm nhập granite, đá Biến chất Các mái dốc cạnh đường giao thông ở Tây Nguyên chủ yếu được cấu tạo bởi các đới sét hóa thuộc các vỏ phong hóa nói trên.

Kết quả thí nghiệm ở chương I cho thấy răng, các đặc trưng (y, @, C) của đất thay đổi rất nhiều trong năm, phụ thuộc vào độ 4m theo mùa ở Tây Nguyên Khi nước ngắm vào đất làm cho độ âm của đất tăng lên làm cho dung trọng tự nhiên (y„)tăng lên, còn các giá trị thông số chống cắt (@, C) giảm nhỏ Đó là yếu tố bat lợi cho sự ồn định của mái dốc.

Mức độ trương nở và tan rã của đất phát sinh do độ ẩm trong đất tăng dan từ mùa khô đến mùa mưa Sự trương nở và tan rã cũng góp phan làm giảm độ 6n định của bờ dốc.

1.2 Có thé dùng phương pháp mặt trượt trụ tròn cải tiến do các giáo sư M.H.IobjnnTrefiH và giáo sư IL Tep-creIaHaH đề nghị dé tính ôn định mái đốc, khi không có điều kiện tính theo phương pháp cung tròn Bishop thông qua phần mềm

Từ công thức tinh hệ số 6n định chống trượt theo phương pháp cải tiễn của giáo sư M.H.TonbnurreĂn (công thức 2.7) có thé dé dàng xác định được chiều cao giới hạn (h) của mái dốc khi chọn trước hệ số an toàn K (công thức 3.1).

1.3 Sử dụng kết quả thí nghiệm nghiên cứu sự thay đổi tính chất cơ lý theo độ âm quanh năm của hai loại đất chủ yếu trên đới 1 và đới 2 thuộc vỏ phong hóa đá Xâm nhập Granite, vỏ phong hóa đá biến chất ở Tây Nguyên, áp dụng công thức (3.1) với hệ số an toàn K=1.4, xác định chiều cao giới hạn (h) theo độ dốc (1:m) và độ âm (W) khác nhau của đất trong mái dốc:

Cùng một độ âm (W) chiều cao giới hạn (h) tăng lên theo sự giảm nhỏ độ dốc(1:m) của mái dốc;

ĐÈ NGHỊ

2.1 Đối với công trình quan trọng, tiếp xúc trực tiếp với mưa lũ, cần sử dụng số liệu thí nghiệm các mẫu đất trong điều kiện bão hòa nước hoàn toàn dé tính toán thiết kê bờ dôc. Đối với những công trình tạm thời, hoặc công trình có biện pháp che phủ, cách nước tốt thì có thể sự dụng tài liệu thí nghiệm đất theo điều kiện thực tế công trình đề thiết kế bờ dốc.

2.2 Có thể sử dụng kết quả tính toán chiều cao giới hạn (h) của bờ dốc theo độ dốc mái dốc (1:m) khác nhau theo sự biến đổi độ âm (W), (được giới thiệu ở chươngII) dé kiểm tra, đánh giá sự ôn định của các bờ dốc thực tế ở Tây Nguyên và có giải pháp phòng chống sạt lở thích hợp.

MOT SO HINH ANH KHẢO SÁT THÍ NGHIỆM TRONG PHONG VÀ

Thi nghiệm cat trực tiếp mẫu đất

Tiêu đề	Nghiên cứu xác định chiều cao giới hạn an toàn ổn định trượt của bờ dốc trên đất tàn- sườn tích thuộc vỏ phong hóa đá xâm nhập Granit và đá biến chất ở Tây Nguyên
Tác giả	Pham Hoang Duy
Người hướng dẫn	TS. Ngô Tan Dược
Trường học	Trường Đại học Bách Khoa — Đại Học Quốc Gia Thành Phố Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Kỹ thuật xây dựng công trình ngầm
Thể loại	Luận văn thạc sĩ
Năm xuất bản	2015
Thành phố	Tp. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	76
Dung lượng	34,6 MB