Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ quảng ninh đến quảng nam nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT

BỘ NÔNG NGHIỆP VÀ PHÁT TRIỂN NÔNG THÔN
VIỆN KHOA HỌC THUỶ LỢI VIỆT NAM







BÁO CÁO TỔNG KẾT CHUYÊN ĐỀ NGHIÊN CỨU
NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP ĐẮP ĐÊ BIỂN
THEO CÔNG NGHỆ ĐẤT CÓ CỐT VĐKT


THUỘC ĐỀ TÀI:
“
NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP ĐỂ ĐẮP ĐÊ BẰNG VẬT LIỆU ĐỊA PHƯƠNG VÀ ĐẮP TRÊN
NỀN ĐẤT YẾU TỪ QUẢNG NINH ĐẾN QUẢNG NAM
”
Mã số: 05 Thuộc chương trình: NGHIÊN CỨU KHOA HỌC CÔNG NGHỆ PHỤC VỤ XÂ
Y
DỰNG ĐÊ BIỂN VÀ CÔNG TRÌNH THUỶ LỢI VÙNG CỬA SÔNG VEN BIỂN
Chủ nhiệm đề tài: PGS. TS Nguyễn Quốc Dũng
Cơ quan chủ trì đề tài: Viện Khoa học Thuỷ lợi Việt Nam

7579-9
22/12/2009

Hà Nội 2009

Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
1
5.6. THIẾT KẾ ĐÊ BIỂN THEO CÔNG NGHỆ ĐẤT CÓ CỐT VĐKT 2
5.6.1. Thiết kế mái dốc đê có cốt 2
5.6.1.1. Các hệ số được sử dụng trong thiết kế 3
5.6.1.2. Các trạng thái giới hạn 4
5.6.1.3. Ổn định bên ngoài 6
5.6.1.4. Ổn định nội bộ 6
5.6.1.5. Ổn định hỗn hợp 13
5.6.1.6. Các trạng thái giới hạn sử dụng 14
5.6.2. Thiết kế đê trên nền đất yếu với móng đất có cốt 15
5.6.2.1. Cốt được dùng để khố
ng chế độ ổn định của nền đắp 16
5.6.2.2. Cốt tăng cường được sử dụng để góp phần khống chế cả ổn định và lún
của nền đắp 26
5.6.3. Cốt vải địa kỹ thuật gia cố đất 35
5.6.3.1. Các chức năng của VĐKT khi làm cốt cho đất 35
5.6.3.2. Chọn vải để gia cố 35
5.6.3.3. Chọn VĐKT theo độ bền cơ h
ọc 36
5.6.3.4. Chọn VĐKT theo yêu cầu chặn đất và thấm nước 38
5.6.3.5. Yêu cầu tuổi thọ 39
5.6.4. Thi công, kiểm tra chất lượng VĐKT gia cố đất 39

5.6.4.1. Yêu cầu và nguyên tắc thi công đê biển theo công nghệ 39
5.6.4.2 Thi công đê biển theo công nghệ đất có cốt 45
5.6.4.3. Kiểm tra chất lượng thi công 53
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
2
Chuyên đề 16
5.6. THIẾT KẾ ĐÊ BIỂN THEO CÔNG NGHỆ ĐẤT CÓ CỐT VĐKT
Đất, đặc biệt là đất yếu thường có góc ma sát trong và lực dính nhỏ, có loại
đất có lực dính tương đối thì góc ma sát gần như bằng không, và thường dễ bão hoà
nước và lượng ngậm nước khi bão hoà lớn. Do vậy, khi làm việc, bất cứ sự tăng tải
nào cũng có thể làm tăng áp lực nước lỗ rỗng. Đối với đấ
t dính, nước lỗ rỗng thoát
rất chậm, áp lực nước lỗ rỗng sẽ tăng rất nhanh khi có sự tăng tải bên ngoài. Áp lực
nước lỗ rỗng đã bị tăng cao này dễ gây mất ổn định đất nền và thân công trình. Để
cải thiện khả năng chịu tải của loại đất này cần đưa thêm vật liệu có khả năng tiếp
thu được lực kéo hoặc
ứng suất cắt vào trong khối đất. Cách mà từ xa xưa đã làm đó
là sử dụng các vật liệu tự nhiên như: rơm, xơ dừa, thân cây, cành cây, thép, , và
ngày nay với sự phát triển của công nghệ chế tạo vật liệu thì nó là các vật liệu địa
kỹ thuật tổng hợp dưới dạng thảm, lưới (gọi chung là VĐKT) có sức kháng kéo và
độ bền cao. Việc đưa các vật liệu này vào trong đất theo hướng ch
ịu ứng suất kéo
chính sẽ tạo ra một vật liệu tổng hợp có đặc thù nổi trội so với đất và cốt riêng rẽ.
Vật liệu tổng hợp đất có cốt vừa có tính chịu nén và tính bám dính của đất, vừa có
tính bền kéo cao của cốt, nên sẽ phù hợp cho nhiều loại công trình đất có điều kiện
làm việc bất lợi.
Phần chỉ dẫn dưới đây trình bày 02 phương pháp:
- Gia cố cho mái dốc (thân đê);
- Gia cố cho nền.

Phương pháp trình bày, Phần thiết kế của 02 phương pháp sẽ trình bày riêng,
các nội dung liên quan đến cốt VĐKT và thi công sẽ trình bày chung.
5.6.1. Thiết kế mái dốc đê có cốt
Đê biển, đê cửa sông được xây dựng từ nhiều loại đất khác nhau, có thể là
cát hoặc đất dính. Đất cát có mái dốc ổn định bằng với góc tự nhiên hoặc góc ma sát
trong của cát. Đất dính có thể tạo mái t
ự nhiên lớn hơn góc ma sát trong, có thể
dựng đứng vì tính dính của đất có khả năng hạn chế biến dạng ngang của đất khi
chịu lực. Hệ thống đê biển, đê cửa sông ngoài tải trọng tác dụng trên đỉnh (đê kết
hợp làm đường giao thông) nó còn chịu một tải trọng trên mái có tính lặp lên mái đê
có thể sẽ không ổn định đối với một số loại đất, vì vậ
y cần phải có biện pháp tăng
cường độ. Dùng VĐKT để làm cốt là giải pháp kỹ thuật để tăng cường độ chịu lực
của mái dốc và đảm bảo ổn định cho công trình đất.
Gia cố cho mái dốc (thân) đê có thể bao gồm một số ứng dụng dưới đây:
(i)- Để tăng cường các vật liệu đất đắp khi làm đê mới (hình 5.1a, 5.1b);
(ii)- Để tăng cườ
ng các mái dốc đã bị phá huỷ hoặc đắp mở rộng mặt cắt đê
(đê nâng cấp) (hình 5.1c);
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
7
thường được thực hiện trên cơ sở các phương pháp cân bằng giới hạn kèm theo việc
sử dụng các hệ số riêng, tương thích với trạng thái giới hạn đang được xét đến. Có
sẵn nhiều phương pháp để lựa chọn bao gồm phương pháp: Phân tích khối nêm hai
phần; Phương pháp mặt trượt trụ tròn hoặc không tròn; Phương pháp phá hoại theo

mặt xoắn ốc logarit và Phương pháp trọng lực dính kết (tức là ph
ương pháp
Rankin).
Dưới đây trình bày 02 phương pháp tính.
1. Phương pháp phân tích khối nêm hai phần:

Phương pháp này giả thiết xẩy ra một mặt phá hoại gẫy khúc như hình 5.7.
Giả thiết này đã đưa ra được một mặt phá hoại tiêu biểu và hợp lý đối với việc tính
toán các mái dốc. Đó là một sự mở rộng lôgíc của phương pháp khối nêm Culông
vốn áp dụng cho tường thẳng đứng. Khi góc mặt tường từ thẳng đứng giảm dần thì
cơ chế cân bằng giới hạ
n sẽ xẩy ra trên khối nêm.
Khi phân tích ổn định cần phải thử với các mặt phá hoại khác nhau, rồi đánh
giá sự cân bằng của khối đất phía trên các mặt phá hoại đã giả thiết đó. Có thể thực
hiện việc phân tích ổn định như vậy bằng một cách nào đó tuỳ thuộc vào điều kiện
được giả thiết tại mặt ranh giới giữa hai phần củ
a khối đất hình nêm. Trên mặt phá
hoại giới hạn có thể xẩy ra sẽ sinh ra lực gây xáo động (gây trượt) lớn nhất và để
đảm bảo trạng thái giới hạn không xẩy ra thì phải chống lại được lực gây xáo động
lớn nhất đó (hình5.7a).
Đối với trường hợp mái dốc có lớp đắp cuối cùng nằm ngang thì lực gây xáo
động tổng hợp có thể được xem là hợp lực của các áp lự
c đất phía hông; lực này
tăng dần gần đúng theo tỷ lệ bậc nhất với độ sâu trong phạm vi chiều cao mái dốc
(hình 5.7b). Như vậy, lực gây xáo động tổng hợp trong trường hợp một mái dốc
không chịu thêm ngoại tải sẽ được xác định theo biểu thức sau:
R
h
= 0,5f
fs

.K.γ.H
2
(5-4)
Trong đó:
R
h
- lực gây xáo động tổng hợp đối với 1m dài dọc theo mặt mái dốc
(hình 5.7a);
f
fs
- hệ số riêng áp dụng cho trong lượng đơn vị của đất (xem bảng
5.1);
K- tỉ số giữa ứng suất (áp lực) nằm ngang với ứng suất thẳng đứng,
lấy bằng áp lực chủ động xác định theo công thức của F.Schmertmann và M.
Bastick:
K = K
a
=
2
2
)sin(sinsin
)(sin
ϕββ
ϕβ
+
−
(5-5)
γ- trọng lượng đơn vị của đất;
H- chiều cao của mái dốc theo phương thẳng đứng.
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT

Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
8
Khoảng cách thực tế tối thiểu của cốt theo phương thẳng đứng phải trùng với
bội số bề dầy lớp đắp (thông thường bề dày lớp đắp được quyết định bởi điều kiện
đầm nén). Bề dày một lớp đắp điển hình thường trong khoảng 30cm. Không nên
chọn chiều dày một lớp đất quá cao, khoảng cách tối đa theo phương thẳng đứng
nên hạn chế dưới 1,0m để đảm bảo các yêu cầu ổn định cục bộ. Trong phạm vi giữa
trị số trên và trị số dưới nói trên, để đề phòng cốt khỏi bị kéo đứt, khoảng cách cốt
theo phương thẳng đứng nên dùng S
vj
có thể xác định theo biểu thức sau (hình
5.7b):
S
vj
=
) (
sqjfs
j
qfhfK
T
+
γ
(5-6)
Trong đó:
S
vj
- khoảng cách cốt theo phương thẳng đứng ở lớp j trong mái dốc;
T
j
- lực kéo lớn nhất trong cốt cho 1m dài ở lớp j trong mái dốc;

f
fs
- hệ số tải trọng riêng áp dụng cho trọng lượng đơn vị của đất (bảng
5.1);
h
j
- chiều cao đắp trên lớp j trong mái dốc;
f
q
- hệ số tải trọng riêng áp dụng cho ngoại tải (bảng 5.1);
q
s
- ngoại tải do tĩnh tải và hoạt tải.
Để đảm bảo không xẩy ra trạng thái giới hạn phá hoại về neo bám gây tuột
cốt, chiều dài neo cốt L
ej
phải thoả mãn điều kiện sau (hình 5.7b):
Lej ≥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
++
ms
bc
ms

p
sj
jnp
f
c
f
tg
qh
Tff
'.
'.
)(2

'
'
α
ϕα
γ
(5-7)
Trong đó:
L
ej
- chiều dài neo bám cốt tối thiểu tính toán ở lớp j trong mái dốc;
f
p
- hệ số riêng để khống chế hiện tượng cốt bị kéo tuột (bảng 5.1);
f
n
- hệ số riêng để khống chế hậu quả kinh tế do việc công trình bị phá
hoại gây ra (bảng 5.1);

f
ms
- hệ số riêng áp dụng cho tgϕ’
p
và c’ (bảng 5.1);
q
s
- ngoạt tải (chỉ do tĩnh tải);
α’- hệ số tương tác biểu thị mối liên hệ giữa sức neo bám cốt và đất
với tgϕ’
p
;
ϕ’
p
- góc kháng cắt lớn nhất của vật liệu đắp;
α
bc’
- hệ số dính bám biểu thị liên hệ giữa sức neo bám đất - cốt với c’;
c’- lực dính hữu hiệu của vật liệu đắp.
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
10
19 cho đến nay đã đạt được một số kết quả khá hoàn chỉnh về lý thuyết và thực
nghiệm, có thể kể ra các phương pháp như: Fellenius, Bishops, Janbu,
Phương pháp phân tích giới hạn dựa trên cơ sở phân tích ứng suất trong toàn
miền của công trình (khối đất đắp và nền). Dùng các thuyết bền như: Mohr-
Corlomb, Hill-Tresca, Nises-Shleiker, , kiểm tra ổn định cục bộ tại mỗi điểm
trong toàn miền, công trình sẽ mất ổn đị
nh tổng thể khi tổng hợp các điểm cục bộ bị

mất ổn định làm thành một mặt liên tục. Các phương pháp đã được nghiên cứu
gồm: Phương pháp sức bền vật liệu, phương pháp lý thuyết đàn hồi, phương pháp
sai phân hữu hạn, phương pháp phần tử hữu hạn, phương pháp thí nghiệm mô hình.
Hiện nay với sự giúp đỡ của công cụ máy tính phương pháp phần tử h
ữu hạn ngày
càng có ưu thế,
Phần trình bày dưới đây là phương pháp phân tích ổn định tổng thể của một
mái dốc bằng phương pháp cân bằng giới hạn trên một mặt phẳng phá hoại giả thiết
dạng cung tròn, xuất phát từ một phương trình về hệ số an toàn. Từ các phương
trình đối với ứng suất toàn phần và ứng suất có hiệu quả theo hình 5-14 khi gia cố
bằng vả
i.
- Phân tích ứng suất toàn phần:
Fs =
∑
∑∑
=
==
+∆+
n
i
n
i
m
i
RiWi
yiTiRliCNi
1
11
)sin(

.) tan(
θ
φ
(5-8)
Fs =
∑
∑∑
=
==
+∆+
n
i
n
i
m
i
RiWi
yiTiRliCiN
1
11
)sin(
.) tan(
θ
φ
(5-9)
trong đó:
F
s
- hệ số an toàn (lấy theo quy phạm TCVN285-2000)
W

i
- trọng lượng lát cắt
N
i
= W
i
cosθ
i

θ
i
- góc giữa đường nằm ngang và đường tiếp xúc ở trung tâm lát cắt
∆l
i
- chiều dài cung của lát cắt
R- bán kính của cung tròn phá hoại
φ,
−
φ
- góc kháng cắt toàn phần và có hiệu quả
C,
C - lực dính toàn phần và có hiệu quả
T
i
- sức kháng kéo cho phép của VĐKT
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
11
y
i

- tay đòn momen đối với VĐKT (chú ý rằng ở các vị trí biến dạng
theo chiều rộng, cánh tay đòn momen này có thể trở thành bằng R, thông thường là
một giá trị biến dạng theo chiều rộng)
n- số lát cắt; m- số lớp vải
N
i
= N
i
- U
i
.∆x
i

U
i
= h
i
.γ
w
- áp lực nước lỗ rỗng
h
i
- chiều cao của nước trên đáy cung tròn
∆xi- chiều rộng của lát cắt
γ
W
- trọng lượng đơn vị của nước.
T1
T 2
T i

Tm
v = ?
h = ?
y
1 y2 yi ym
O(x,y)
θi
θ
i
W
i
.
c
o
s
θ
i
C
F
Wi
W
i
.
sin
φ
N
R = ?
n-1
n
1

2
3
i+1i-1
i
θ
i

Hình 5.8. Sơ đồ phân tích ổn định công trình đất được gia cố bằng vải khi sử dụng
PP cung trượt Bishop
Đề nghị sử dụng phương trình (5-8) đối với đê khi tại đó không có nước hoặc
đất không bão hoà nước để phân tích ứng suất toàn phần. Phương trình giải ứng suất
có hiệu quả (5-9) dùng cho trường hợp có nước và đất bão hoà - đó là điều kiện điển
hình của đê mùa n
ước cao (mùa mưa lũ).
- Đối với đất dính hạt mịn, sức kháng cắt có thể đánh giá trong điều kiện
không thoát nước. Ở đây các lát cắt không cần được rút ra, vì sức chịu của đất
không phụ thuộc vào lực pháp tuyến trên mặt cắt đó. Hình 5.9 trình bày chi tiết cho
trường hợp tính toán này. Phương trình dùng trong trường hơp này được áp dụng:
X
W
yiTiRC
Fs
m
i
.

1
∑
=
+

=
(5-10)
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
12
trong đó: F
s
- hệ số an toàn
C- lực dính 0,5q
u
(q
u
- tải trọng nén)
R- bán kính cung trượt
T
i
- sức chịu kéo cho phép của các lớp VĐKT
y
i
- tay đoàn mômen đối với VĐKT
W- trong lượng vùng trượt
X- tay đòn mômen từ trọng tâm khối trượt tới tâm cung trượt.
T1
T2
Ti
Tm
v = ?
h = ?
y
1

y
2
y
i
y
m
O(x,y)
R = ?
X
W
C
G
r = c

Hình 5.9. Phân tích ổn định cung trượt tròn trong điều kiện không thoát nước
Ghi chú:
Khi sử dụng công thức (5-8), (5-9) và (5-10) trong trường hợp có xét đến
tải trọng máy móc gây ra trong quá trình xây dựng thì mẫu số các công thức cần
cộng thêm một trị số: P.L
x
- mô men sinh ra do tải trọng P cách tâm cung trượt một
khoảng L
x
.
Khi đã xác định được cung trượt nhỏ nhất (bằng phương pháp 1 hoặc 2), để
đảm bảo không xẩy ra trạng thái giới hạn phá hoại nền neo bám gây ra tuột cốt,
chiều dài neo cốt L
ej
có thể được xác định bằng công thức (5.7).
3. Yêu cầu bọc bảo vệ mái

Mái dốc đê được bọc bằng các lớp vải gia cố cuộn lại. Việc cuộn lại có các
tác dụng chính sau: làm ổn định cục bộ các mái dốc từng lớp, đảm bảo đất thân đê
không xuất hiện xói, cát chảy do dòng thấm và nước cuốn trôi, bào mòn do sóng và
dòng chảy ven bờ gây ra; bọc được như vậy cũng làm cho môi trường sạch hơn; mái
đê được ổn định trong điều kiện dao
động mực nước lớn.
Để đảm bảo lớp vải bọc được ổn định đủ đảm đương được các nhiệm vụ
trên, phần đầu mút VĐKT được tạo thành kết cấu dạng túi hay còn gọi là neo vải.
Cũng có thể neo đoạn cốt thừa đó vào khối đắp bằng một chiều dài neo hoặc nối nó
với lớp tiếp theo (hình 5.10). Trong hình 5.10, phương pháp neo hình 5.10a thường
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
19
ϕ’
cv
- góc ma sát của vật liệu nền đắp lúc có biến dạng lớn trong các
điều kiện ứng suất hữu hiệu;
f
ms
- hệ số vật liệu riêng áp dụng cho tanϕ’
cv
(bảng 5.2).
4. Ổn định trượt tròn:

Mức độ ổn định trượt tròn của nền đắp (hình 5.15b) có thể được tính toán
theo một số các phương pháp khác nhau. Ba phương pháp thông thường nhất là:
phương pháp phân tích mặt trượt, phương pháp dựa trên các lời giải bài toán dẻo và
phương pháp phần tử hữu hạn hoặc sai phân hữu hạn.
Để thuận lợi cho việc tính toán thiết kế sau này, chúng tôi xin trình bày
phương pháp phân tích mặt trượt.
Phân tích mặt trượt là phương pháp phổ biến nhấ
t được dùng để tính toán ổn
định trượt tròn đối với các nền đắp có đặt cốt tăng cường ở đáy. Các nguyên tắc
chung có liên quan được thể hiện trên hình 5.17. Cốt tăng cường được xem là để tạo
ra một mômen giữ phụ thêm nhằm tăng cường mức độ ổn định toàn bộ của nền đắp.
Mômen gây trượt do đất và tải trọng:
M
D
= [∑(f
fs
.w
i
+ f
q
.b
i
.q
si
)sinα
i
].R
d
(5-17)

Mômen giữ do đất:
M
RS
=
()
d
cvi
iiiisiiiii
ms
i
Rbuqbwb
f
c
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎭
⎬
⎫
⎩
⎨
⎧
−++
∑
''

tan
sincos)(sin
φ
ααα
(5-18)
Mômen giữ do cốt tăng cường:
M
RR
= T
ro
.Y (5-19)
Theo cách này cần phải phân tích dò tìm mặt trượt dọc theo đáy của nền đắp
để xác định ra đường quỹ tích lực kéo mà cốt tăng cường cần phải có đề bù đủ mức
độ ổn định yêu cầu (hình 5.17a). Khi lựa chọn dạng mặt trượt có thể xẩy ra, cần chú
ý đến sự có mặt của lớp đất có bề dày nông và các lớp đất có cường độ thay đổi
trong phạm vi đất yế
u dưới nền đắp. Tính toán có thể được thực hiện bằng cách
dùng các thông số ứng suất hữu hiệu có xét đến áp lực nước lỗ rỗng (hình 5.17a);
tuy nhiên, việc tính toán theo điều kiện không thoát nước sẽ đơn giản hơn và thường
cho ta một giải pháp đúng đắn hơn về phương diện bảo đảm ổn định ngắn hạn. Các
thông số về cường độ chịu cắt không thoát n
ước có thể được thay vào các biểu thức
ở hình 5.17a.
Lực kéo T
roj
yêu cầu đối với 1m dài nền đắp tại mỗi điểm j dọc theo đáy nền
đắp (hình 5.17a) có thể được xác định theo biểu thức dưới đây:
T
roj
.Y

j
= M
RRj
= M
Dj
- M
RSj
(5-20)
Trong đó:
Y
j
- cánh tay đòn theo hướng thẳng đứng của mômen đối với tâm mặt
trượt nguy hiểm tại điểm j trên đáy nền đắp;
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
20
M
RRj
- mômen giữ lớn nhất do cốt tăng cường tạo ra tại điểm j trên đáy
nền đắp;
M
Dj
- mômen trượt lớn nhất (đã nhân với hệ số) tại điểm j trên đáy nền
đắp;
M
RSj
- mômen giữ lớn nhất (đã được nhân hệ số) do đất tạo ra tại điểm
j trên đáy nền đắp;
Vẽ đồ thị các trị số T
roj

ở một phía của nền đắp sẽ được quỹ tích của các lực
đó như thể hiện ở hình 5.17a). Lực tăng cường lớn nhất T
ro
cần phải đáp ứng sẽ xuất
hiện ở chỗ có tung độ T
roj
lớn nhất.
Đối với đa số các nền đắp, việc phân tích mặt trượt chỉ cần thực hiện về một
phía của nền đắp cho đến chỗ xuất hiện T
ro
. Tuy nhiên, đối với các nền đắp rộng và
thấp thì việc phân tích mặt trượt có thể phải thực hiện liên tục cả sang phía bên kia
của tim nền đắp nhằm xác định được T
ro
.

(a) Nguyên tắc về việc sử dụng phương pháp phân tích mặt trượt tròn để xác định
lực kéo lớn nhất yêu cầu đối với cốt tăng cường ở đáy.

(b) Các chiều dài neo bám của cốt tại vị trí j dọc theo đáy nền đắp
Hình 5.17. Trình tự đánh giá độ ổn định theo phương pháp phân tích mặt trượt tròn
Bện cạnh phương pháp trình bày ở hình 5.17a, các phương pháp Bishop và
Janbu cũng có thể được cải tiến để xác định T
ro
.
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
21
Để đảm bảo cho lực T
roj

có thể có điều kiện phát sinh, cốt tăng cường phải đủ
chiều dài neo bám với đất xung quanh nó. Phải có đủ chiều dài neo bám này trên
toàn bộ cốt tăng cường, cả bên trong và bên ngoài mặt trượt có thể xẩy ra (hình
5.17b). Bên trong phạm vi mặt trượt phải bảo đảm điều kiện sau:
f
n
.f
p
.T
roj
≤ γ.h
j
ms
ubc
j
ms
cv
L
f
C
L
f
.'tan'.
'
α
ϕ
α
+ (5-21)
Trong đó:
f

n
- hệ số phá hoại riêng về hậu quả kinh tế;
f
p
- hệ số chịu kéo tuột riêng đối với cốt tăng cường (bảng 5.2);
T
roj
- lực yêu cầu cốt tăng cường phải có trong phạm vi 1m dài nền đắp
tại vị trí j dọc theo đáy nền đắp để góp phần giữ nền đắp ổn định;
γ- trọng lượng đơn vị của vật liệu đắp;
h- chiều cao trung bình của vật liệu đắp nền trong phạm vi chiều dài
cốt tăng cường L
j
;
α’- hệ số tương tác biểu thị liên hệ giữa góc neo bám cốt - đất với
tanϕ’
cv
;
ϕ’
cv
- góc ma sát của vật liệu đắp nền lúc có biến dạng lớn trong các
điều kiện ứng suất hiệu quả;
f
ms
- hệ số vật liệu riêng áp dụng cho tanϕ’
cv
và c
u
(bảng 5.2);
L

j
- chiều dài neo bám cần thiết của cốt tăng cường nằm trong phạm vi
cung trượt cho 1m dài nền đắp;
α
bc’
- hệ số tương tác biểu thị liên hệ giữa lực dính bám giữ đất và cốt
tăng cường với c
u
;
c
u
- cường độ chịu cắt không thoát nước của đất yếu dưới nền đắp ở
liền kề xung quanh cột đất tăng cường.
Chiều dài neo bám cần thiết phải có của đoạn cốt tăng cường nằm ngoài mặt
trượt cũng có thể được xác định bằng cách thay B - L
j
vào chỗ L
j
trong phương trình
trên; trong đó B là tổng chiều dài của cốt tăng cường xuyên qua nền đắp (hình
5.17b).
5. Trượt ngang:

Ổn định trượt ngang của vật liệu đắp nền (hình 5.15c) phải được xét đến đối
với bất kỳ mặt trượt nào có khả năng xẩy ra giữa vật liệu đắp và mặt trên của cốt
đáy nền. Cốt đáy cần phải chống lại được sự đẩy ngang ra phía ngoài của vật liệu
đắp nền. Lực tác dụng vào cốt sẽ lớn nhất t
ại mép đỉnh nền đắp (hình 5.18). Lực T
ds

này bằng:
T
ds
= 0,5K
a
.H(f
fs
.γ.H + 2.f
q
.q
s
) (5-22)
Trong đó:
Chuyên đề 16: Nghiên cứu giải pháp đắp đê biển theo công nghệ đất có cốt VĐKT
Đề tài: Nghiên cứu giải pháp đắp đê bằng vật liệu địa phương và đắp đê trên nền đất yếu từ QN - QN
23
Hình dạng của nền đắp gây ra ứng suất cắt trượt hướng ra phía ngoài bên
trong khối đất yếu dưới nền đăp. Trong trường hợp đất móng rất yếu và chiều dày
đất yếu không lớn thì lực cắt trượt hướng ra phía ngoài có thể tạo ra hiện tượng đẩy
ngang đất yếu dưới móng (hình 5/15d). Để phòng chống hiện tượng đẩy ngang,
chiều rộng chân mái dốc nền đắp L
s
phải đủ lớn để ngăn cản tác động của các ứng
suất cắt hướng ra ngoài đó.
Giả thiết cơ chế phá hỏng là: khối đất yếu từ dưới nền đắp bị đẩy ngang ra
phía ngoài (hình 5.19). Để ngăn cản trạng thái giới hạn này xẩy ra, cần phải hạn chế
sự chuyển dịch của đất yếu dưới nền đắp ra phía ngoài bàng cách tạ
o đủ sức hạn chế
hông bao trùm trên một vùng đủ diện tích ở dưới cốt đáy tăng cường. Để thực hiện

được điều này, cần phải thoả mãn điều kiện: thứ nhất, sức kháng cắt trượt toàn bộ ở
mặt dưới của cốt tăng cường phải đủ để chịu được lực ngang phát sinh trong móng
đất yếu. Thứ hai, cốt tăng c
ường ở đáy nền phải có đủ cường độ chịu kéo để chịu
được lực kéo sinh ra do ứng suất cắt truyền cho từ móng đất yếu.
Để ngăn chặn đẩy trượt móng đất yếu, phải áp dụng các biểu thức dưới đây
(hình 5.19a):
R
ha
≤ R
hp
+ R
s
+ R
R
(5-24)
Trong đó:
R
ha
- lực ngang (đã được nhân hệ số) gây ra đẩu trượt móng đất yếu;
R
hp
- lực ngang (đã được nhân hệ số) do sức cản bị động của móng đất
yếu;
R
s
- lực ngang (đã được nhân hệ số) do sức kháng cắt của đất yếu tại
độ sâu z
c
;

R
R
- lực ngang (đã được nhân hệ số) do sức kháng cắt của đất yếu ở
mặt dưới của cốt tăng cường.

(a) Các thành phần lực khi phân tích ổn định đẩy ngang móng đất yếu