Chương 7 – Ổn định mái dốc

\begin{aligned} \end{aligned}

7-1 GIỚI THIỆU

Phân tích ổn định mái dốc là một nhóm phân tích phổ biến trong thực hành kỹ thuật địa kỹ thuật. Phân tích này bao gồm các yếu tố của tĩnh học, cơ học đá hoặc cơ học đất, và các phương pháp số. Các kỹ thuật được sử dụng trải rộng từ các nghiệm biểu đồ đơn giản đến các nghiệm số phức tạp bằng máy tính. Bất kể phương pháp giải nào được sử dụng, yếu tố quan trọng nhất trong phân tích ổn định mái dốc là cường độ kháng cắt của đất hoặc đá.

Mặc dù ổn định mái dốc đá và ổn định mái dốc đất dựa trên cùng các nguyên lý cơ học cơ bản, các dạng phá hoại có thể rất khác nhau. Trong chương này, ổn định mái dốc đá sẽ được thảo luận trong một mục riêng.

7-2 CÁC LOẠI MÁI DỐC VÀ DẠNG PHÁ HOẠI

Có nhiều loại mái dốc khác nhau. Mái dốc tự nhiên là các mái dốc chưa được san gạt và hình học mái dốc được tự nhiên chi phối. Hình 7-1 trình bày một số mặt cắt tổng quát và điều kiện phá hoại đối với mái dốc tự nhiên. Nếu mái dốc được làm dốc hơn bằng cách san gạt hoặc đào, nó được gọi là mái đào (cut), mái dốc đào (cut slope) hoặc mái dốc đào xén (excavated slope). Vai đập (dam abutments) có thể là mái dốc tự nhiên hoặc mái đào.

Các nền đắp được thi công bằng đất đầm nén tạo thành một nhóm mái dốc khác. Các nền đắp này có thể là nền đắp đường, đập và đê, đất đắp, mái dốc đất có cốt gia cường (MSE) và các loại khác. Hình 7-2 trình bày các mặt cắt qua một số mái dốc nền đắp ví dụ và chi tiết về các điều kiện phá hoại.

Các dạng phá hoại chính trong đất hoặc đá là:
\(\qquad \)(i) xoay trượt trên một mặt trượt cong được xấp xỉ bằng cung tròn,
\(\qquad \)(ii) trượt tịnh tiến trên một mặt phẳng có chiều dài lớn so với chiều sâu dưới mặt đất, và
\(\qquad \)(iii) dịch chuyển của một khối hình nêm dọc theo một hoặc nhiều mặt yếu.
Các dạng phá hoại khác gồm lật đổ mái đá, đá rơi, trượt khối, lan truyền ngang, dòng đất và bùn trong đất sét và đất bụi, và dòng mảnh vụn trong đất hạt thô. Hình 7-1 và 7-2 trình bày các ví dụ về các vấn đề phá hoại mái dốc tiềm tàng trong cả mái dốc tự nhiên và mái dốc nhân tạo.

Hình 7-1 Các điều kiện phá hoại đối với mặt cắt qua mái dốc tự nhiên

---

---

---

---

---

---

(mặt bão hòa là thế nào?)

“Mặt bão hòa” (saturation surface/line) là ranh giới trong khối đất phân chia vùng đất bão hòa hoàn toàn (toàn bộ lỗ rỗng chứa đầy nước, thường nằm dưới mực nước ngầm/đường bão hòa) với vùng đất chưa bão hòa (unsaturated zone) phía trên, nơi lỗ rỗng chứa cả nước lẫn khí.

Trong bối cảnh ổn định mái dốc, thuật ngữ này thường gắn với:

• Đường bão hòa (phreatic line / seepage line) — trong đập đất hoặc mái dốc có thấm, đây là đường mà tại đó áp lực nước lỗ rỗng bằng áp suất khí quyển (u = 0). Phía dưới đường này, đất bão hòa và có áp lực nước lỗ rỗng dương; phía trên, đất có thể ẩm nhưng không bão hòa hoàn toàn, áp lực nước lỗ rỗng âm (hút dính – suction).
• Vị trí của mặt/đường bão hòa quyết định trực tiếp áp lực nước lỗ rỗng dùng trong phân tích ứng suất hiệu quả (u), từ đó ảnh hưởng đến sức chống cắt hiệu quả và hệ số an toàn ổn định mái dốc.
• Khi mực nước dâng nhanh hoặc rút nhanh (rapid drawdown), vị trí mặt bão hòa thay đổi theo thời gian, tạo ra các trường hợp phân tích ổn định bất lợi (ví dụ mục “rút nước nhanh” trong các mái đập/mái dốc đắp).

\(\\\)

Hình 7-2 Các điều kiện phá hoại trong móng nền đắp và mái đào

---

---

---

---

7-3 ĐỊNH NGHĨA HỆ SỐ AN TOÀN

Độ ổn định của mái dốc được đặc trưng bởi hệ số an toàn, F. Mặc dù trong tài liệu kỹ thuật có nhiều phương pháp định nghĩa hệ số an toàn khác nhau, phương pháp phổ biến nhất được trình bày dưới đây:

\[
F=\dfrac{s}{τ}\tag{7-1}
\]

trong đó:
s = sức kháng cắt (shear strength),
τ = ứng suất cắt cần thiết để cân bằng (shear stress required for equilibrium).

Nếu hệ số an toàn bằng đơn vị (bằng 1), mái dốc đang ở trạng thái cân bằng giới hạn, ngay tại điểm phá hoại. Khi hệ số an toàn tăng lên trên 1, độ ổn định của mái dốc tăng theo. Các mái dốc có hệ số an toàn nhỏ hơn 1 được coi là không ổn định.

Giá trị s dùng trong tính toán hệ số an toàn phụ thuộc vào mô hình sức kháng cắt được sử dụng để đặc trưng cho đất, mô hình này thường gắn liền với điều kiện thoát nước được giả định cũng như loại đất. Bảng 7-1 trình bày các mô hình sức kháng cắt khác nhau có thể sử dụng trong phân tích ứng với từng loại đất và điều kiện thoát nước.

Ứng suất cắt cần thiết để cân bằng (τ) được tính toán bằng phương pháp tĩnh học, kết hợp với các giả định về điều kiện cân bằng và các yếu tố khác. Trong hầu hết các dạng phân tích ổn định mái dốc, số ẩn số vượt quá số phương trình cân bằng sẵn có, do đó cần phải đưa ra các giả định. Một điểm khác biệt lớn giữa các phương pháp phân tích ổn định mái dốc khác nhau nằm ở điều kiện cân bằng mà mỗi phương pháp thỏa mãn.

7-4 CÁC PHƯƠNG PHÁP PHÂN TÍCH ỔN ĐỊNH MÁI DỐC ĐẤT

Phân tích ổn định mái dốc trong thực hành ngành địa kỹ thuật đã phát triển qua hơn 100 năm. Các phương pháp đánh giá ổn định mái dốc ban đầu bao gồm việc lập bản đồ các khu vực mất ổn định và xác định góc dốc dựa trên số liệu khảo sát để tạo ra bản đồ nguy cơ trượt lở đất (landslide hazard maps). Loại bản đồ này hiện vẫn được lập và có thể hữu ích trong việc sàng lọc các vấn đề ổn định tiềm ẩn đối với mái dốc tự nhiên cũng như đánh giá nguy cơ trượt lở đất trên phạm vi khu vực. Bắt đầu từ những năm 1920, các quy trình đánh giá đã được phát triển nhằm cung cấp cơ sở định lượng hơn để xác định độ ổn định của mái dốc.

Có ba quy trình tính toán, với mức độ phổ biến khác nhau, được sử dụng để đánh giá ổn định mái dốc: (1) phân tích cân bằng giới hạn (limit equilibrium analysis), (2) phân tích phần tử hữu hạn và sai phân hữu hạn (finite element and finite difference analysis), và (3) phân tích dẻo (plasticity analysis).

Bảng 7-1 Các mô hình Sức Kháng Cắt cho các loại đất và điều kiện thoát nước khác nhau

Loại đất	Điều kiện thoát nước	s, sức kháng cắt	Nhận xét
Đất hạt thô	Thoát nước	\(s = \sigma’_{ff} \cdot tan( \phi’) \)	Điều kiện thoát nước thường được giả định cho đất hạt thô, như cát và sỏi dưới điều kiện tải trọng tĩnh. Cũng có thể sử dụng đường bao phi tuyến.
Đất hạt thô	Không thoát nước	\(s = s_{su}\)	Được dùng cho tải trọng động và một số điều kiện tải trọng tĩnh. Cũng có thể dùng cho sét và bụi dưới tải trọng động hoặc tải trọng chu kỳ. Đối với phân tích không thoát nước thông thường, nên dùng các tham số cường độ theo ứng suất hữu hiệu cho đất hạt thô.
Đất hạt mịn quá cố kết	Thoát nước	\(s = c’ + \sigma’_{ff} \cdot tan( \phi’ )\)	Cũng có thể sử dụng đường bao phi tuyến cho trường hợp này. Một số kỹ sư không thích sử dụng lực dính theo ứng suất hữu hiệu cho bất kỳ loại đất nào.
Đất hạt mịn cố kết thường	Thoát nước	\(s = \sigma’_{ff} \cdot tan( \phi’ ) \)	Góc ma sát theo ứng suất hữu hiệu nên tương ứng với đất ở trạng thái cố kết thường. Giá trị này bằng góc ma sát ở trạng thái mềm hóa hoàn toàn.
Đất hạt mịn bão hòa	Không thoát nước	\(s = s_u\)	Cường độ kháng cắt không thoát nước có thể được xác định bằng nhiều thí nghiệm trong phòng hoặc thí nghiệm tại hiện trường. Độ lớn của su có thể thay đổi theo chiều sâu.
Đất hạt mịn bão hòa một phần	Không thoát nước	\(s = c + \sigma_{ff} \cdot tan( \phi )\)	Mô hình cường độ này được dùng cho đất bão hòa một phần như sét đầm nén. Các tham số sức kháng cắt nên được đo bằng thí nghiệm ba trục không cố kết–không thoát nước. Chỉ sử dụng đường bao tuyến tính cho khoảng ứng suất mà nó có vẻ phù hợp.
Ghi chú: \(\sigma’_{ff} =\) ứng suất hữu hiệu trên mặt phá hoại, \(\phi’ =\) góc ma sát theo ứng suất hữu hiệu, \(c′ =\) lực dính theo ứng suất hữu hiệu, \(\sigma_{ff} =\) ứng suất pháp tổng trên mặt phá hoại, \(\phi =\) góc ma sát theo ứng suất tổng, \(c =\) lực dính theo ứng suất tổng, \(s_{su} =\) sức kháng cắt không thoát nước ở trạng thái ổn định, và \(s_u =\) sức kháng cắt không thoát nước.

\(\\\)

7-4.1 Phân tích cân bằng giới hạn

Phân tích cân bằng giới hạn (Limit Equilibrium Analysis) là phương pháp phân tích được sử dụng phổ biến nhất để định lượng độ ổn định của mái dốc đất. Quy trình này bao gồm việc chia khối trượt thành một hoặc nhiều vật thể tự do (free bodies), sau đó xác định các lực tác dụng lên các vật thể tự do đó bằng các phương trình cân bằng lực và/hoặc cân bằng mô-men. Ứng suất cắt cần thiết để đạt trạng thái cân bằng giới hạn (τ) được xác định cho từng vật thể tự do thông qua phân tích hệ vật thể tự do. Các giá trị ứng suất cắt này sau đó được sử dụng trong Phương trình 7-1 để tính hệ số an toàn của mái dốc.

Hình 7-3 thể hiện việc chia mái dốc thành một, ba, hoặc nhiều vật thể tự do để phân tích bằng phương pháp cân bằng giới hạn. Đối với các phân tích này, mặt phá hoại có thể là mặt phẳng, mặt cong tròn, hoặc kết hợp giữa các đoạn thẳng và cung tròn. Trong hầu hết các phân tích cân bằng giới hạn, cần phải đưa ra các giả định để các phương trình cân bằng có thể được thỏa mãn. Trong nhiều trường hợp, cần thực hiện tính lặp để tìm ra lời giải, và việc áp dụng phương pháp phân tích này một cách hiệu quả đòi hỏi phải sử dụng chương trình máy tính.

Nhìn chung, các phương pháp phổ biến nhất được sử dụng trong thực hành đều giả định mặt phá hoại có dạng mặt cong tròn hoặc mặt gồm nhiều đoạn thẳng nối tiếp nhau. Các phương pháp giải thỏa mãn tất cả các điều kiện cân bằng (lực và mô-men) cho kết quả chính xác nhất. Các phương pháp này bao gồm Phương pháp Spencer (Spencer 1967) và Phương pháp Morgenstern và Price (Morgenstern và Price 1963). Hầu hết các chương trình máy tính thương mại hiện có đều có thể thực hiện hai phương pháp này.

Trong một số trường hợp, mặt phá hoại nguy hiểm tiềm ẩn có thể dễ dàng được xác định thông qua một đặc điểm nào đó, chẳng hạn như một lớp yếu mỏng (thin weak seam). Trong hầu hết các trường hợp khác, cần phải tìm kiếm mặt phá hoại nguy hiểm nhất. Các chương trình phân tích ổn định mái dốc phổ biến hiện nay đều có các thuật toán tìm kiếm rất mạnh mẽ cho cả mặt phá hoại dạng tròn và dạng không tròn.

Hình 7-4 trình bày các công thức và tính toán cho một bài toán phân tích ổn định mái dốc sử dụng Phương pháp Đơn giản hóa của Bishop (Bishop’s Simplified Method). Trong phương pháp này, khối đất được chia thành các lát cắt thẳng đứng (vertical slices). Sơ đồ vật thể tự do cho một lát cắt được thể hiện trên hình. Phương pháp này sử dụng mặt phá hoại dạng tròn, và các lực bên (side forces) giữa các lát cắt được giả định là nằm ngang. Điều kiện cân bằng mô-men được thỏa mãn, nhưng chỉ có phương trình cân bằng lực theo phương đứng được sử dụng. Điều kiện cân bằng lực theo phương ngang không được thỏa mãn.

Hình 7-4 Ví dụ phân tích ổn định mái dốc bằng phương pháp đơn giản hóa Bishop cho phân tích ứng suất hữu hiệu

7-4.2 Phân tích phần tử hữu hạn cho mái dốc

Việc sử dụng phân tích phần tử hữu hạn (finite element analysis) để phân tích ổn định mái dốc đang ngày càng trở nên phổ biến trong thực hành ngành địa kỹ thuật. Một đánh giá chi tiết về việc áp dụng phương pháp phần tử hữu hạn được trình bày bởi Griffiths và Lane (1999). Phương pháp sai phân hữu hạn (finite difference method) là một phương pháp thay thế cho phương pháp phần tử hữu hạn, và cả hai phương pháp này đều đánh giá mái dốc theo cách tương tự nhau. Thay vì tính toán hệ số an toàn như định nghĩa trong Phương trình 7-1, các lời giải theo phương pháp phần tử hữu hạn và sai phân hữu hạn sử dụng hệ số chiết giảm sức kháng cắt (strength reduction factor – SRF). SRF là hệ số mà theo đó lực dính (c) và tang của góc ma sát trong (\(\phi\)) được chiết giảm dần đến khi lời giải không còn hội tụ. Tại giá trị SRF tới hạn, chuyển vị tăng nhanh và các phương trình cân bằng không còn giải được nữa.

Phương pháp phần tử hữu hạn có một số ưu điểm so với phương pháp cân bằng giới hạn thường được sử dụng hơn. Mặt phá hoại không cần phải được xác định trước khi phân tích. Phương pháp FE tự động tìm ra mặt phá hoại nguy hiểm nhất ngay trong quá trình phân tích. Ngoài ra, các phương trình cân bằng đều được thỏa mãn.

7-4.3 Phân tích giới hạn (Limit Analysis).

Phân tích giới hạn dựa trên các định lý cận trên và cận dưới (upper and lower bound theorems) của lý thuyết dẻo. Quy trình này bao gồm việc phân đoạn mặt phá hoại tiềm ẩn, và phân tích khối phá hoại dựa trên một trường vận tốc khả dĩ về mặt động học (kinematically admissible velocity field) và một trường ứng suất khả dĩ về mặt tĩnh học (statically admissible stress field). Phương pháp phân tích giới hạn đã được sử dụng để tính toán ổn định mái dốc trong hơn 40 năm qua, nhưng vẫn còn được áp dụng hạn chế trong thực hành ngành địa kỹ thuật. Các chương trình thương mại sử dụng phương pháp phân tích giới hạn gần đây đã xuất hiện, và mức độ phổ biến của phương pháp này có thể sẽ tăng lên trong thời gian tới.

7-5 ẢNH HƯỞNG CỦA ÁP LỰC NƯỚC

Áp lực nước có ảnh hưởng sâu sắc đến độ ổn định của mái dốc. Ví dụ, nhiều trường hợp phá hoại xảy ra ở cả mái dốc tự nhiên lẫn mái dốc nhân tạo đều xảy ra trong các giai đoạn mưa lớn kéo dài. Có hai loại áp lực nước trong phân tích ổn định mái dốc: (1) áp lực nước bên trong (internal water pressures) và (2) áp lực nước bên ngoài (external water pressures). Các ví dụ minh họa được thể hiện trong Hình 7-5.

Áp lực nước bên trong cũng chính là áp lực nước lỗ rỗng (pore water pressures). Đây là áp lực nước tĩnh hoặc động tác dụng lên mặt phá hoại bên trong khối đất. Áp lực nước bên trong phải được đưa vào phân tích ổn định mái dốc khi đất được đặc trưng bằng các thông số sức kháng cắt hữu hiệu hoặc sức kháng cắt thoát nước (c’ và \(\phi’\)). Áp lực nước bên trong không được đưa vào phân tích khi đất được đặc trưng bằng các thông số sức kháng cắt tổng hoặc sức kháng cắt không thoát nước (\(s_u\) hoặc c và \(\phi’\)).

Áp lực nước bên ngoài là áp lực tác dụng lên vật thể tự do tại những vị trí mà nước đứng (standing water) tiếp xúc với khối đất, ngoài mặt phá hoại. Ví dụ về áp lực nước bên ngoài bao gồm áp lực do hồ chứa tác dụng lên mái dốc thượng lưu của đập, hoặc áp lực do vết nứt căng chứa đầy nước (water-filled tension cracks). Áp lực nước bên ngoài được đưa vào cả phân tích ổn định mái dốc theo ứng suất hữu hiệu lẫn theo ứng suất tổng.

7-5.1 Đưa áp lực nước vào phân tích bằng máy tính

Điều quan trọng là kỹ sư cần hiểu rõ cách thức áp lực nước được khai báo trong các chương trình máy tính mà họ sử dụng, cũng như cách kiểm tra để đảm bảo áp lực nước được sử dụng là chính xác. Quy ước đặt tên (nomenclature) để nhập áp lực nước không thống nhất giữa các chương trình phân tích ổn định mái dốc khác nhau hiện có trên thị trường.

Mực nước ngầm (water table) hay bề mặt nước dưới đất (groundwater table) thường được định nghĩa là đường nối các điểm mà tại đó áp lực nước lỗ rỗng (u) bằng không. Thuật ngữ “water table” thường được dùng đồng nghĩa với bề mặt bão hòa (phreatic surface). Bề mặt áp lực (piezometric surface) là bề mặt nối các cao độ mà nước sẽ dâng lên trong một loạt các ống đo áp (standpipe piezometers). Trong điều kiện thủy tĩnh với mực nước ngầm nằm ngang, mực nước ngầm, bề mặt bão hòa và bề mặt áp lực trùng nhau. Trong các trường hợp thủy động với dòng nước đang chảy, bề mặt áp lực có thể nằm ở cao độ cao hơn mực nước ngầm (khi dòng chảy hướng lên) hoặc thấp hơn mực nước ngầm (khi dòng chảy hướng xuống). Một ví dụ minh họa được thể hiện trong Hình 7-6. Tại Điểm A, khoảng cách theo phương đứng đến bề mặt bão hòa được thể hiện trên hình vẽ. Tuy nhiên, áp lực nước lỗ rỗng lại được quyết định bởi khoảng cách đến đường áp lực (piezometric line), cũng được thể hiện trên hình.

Áp lực nước bên trong có thể được xử lý trong các phần mềm phân tích ổn định mái dốc bằng một hoặc nhiều phương pháp sau:

(1) Mực nước ngầm hoặc bề mặt bão hòa – có thể được hiệu chỉnh để xấp xỉ bề mặt áp lực dựa trên độ dốc của mặt đất phía trên điểm đang xét, (2) Bề mặt áp lực (Piezometric surface), (3) Phân tích dòng thấm bằng phần tử hữu hạn (finite element seepage analysis), (4) Nhập tọa độ theo từng điểm (x-y) và nội suy giữa các điểm, và (5) Hệ số áp lực nước lỗ rỗng, \(r_u\).

Trong số các phương pháp trên, phân tích dòng thấm bằng phần tử hữu hạn có lẽ là phương pháp tốt nhất. Phương pháp này cho phép tính toán một mật độ điểm áp lực nước lỗ rỗng lớn, và việc nội suy giữa các điểm này đạt độ chính xác đủ tin cậy với hầu hết các phương pháp nội suy. Việc sử dụng hệ số áp lực nước lỗ rỗng có lẽ là phương pháp kém chính xác nhất trong số các phương pháp nêu trên, và thường chỉ được dùng để kiểm chứng kết quả của các phân tích trước đây.

Áp lực nước bên ngoài có thể được đưa vào một cách tự động trong hầu hết các chương trình thông qua việc sử dụng mực nước ngầm hoặc bề mặt bão hòa. Ngoài ra, áp lực nước bên ngoài cũng có thể được áp đặt bằng cách sử dụng tải trọng phân bố dạng tam giác và dạng chữ nhật. Một phương pháp thứ ba là gán các đặc tính của nước cho một loại vật liệu đất, có trọng lượng riêng bằng của nước nhưng không có sức kháng cắt. Áp lực nước bên ngoài trong các vết nứt căng (tension cracks) thường được xử lý tự động bởi chương trình máy tính, nhưng tải trọng phân bố dạng tam giác cũng có thể được dùng để mô phỏng vết nứt căng chứa đầy nước.

7-5.2 Lực thấm

Dòng thấm của nước qua mái dốc có thể làm giảm ổn định của mái dốc. Như thể hiện trong Hình 7-1, dòng thấm song song với bề mặt mái dốc có thể làm giảm hệ số an toàn xuống còn khoảng một nửa so với hệ số an toàn khi không có dòng thấm. Khi nước thấm qua đất, một lực thấm (S) được truyền vào khối đất do lực cản nhớt (viscous resistance) đối với dòng chảy của nước. Lực thấm có thể được tính từ:

\[
S = i \cdot \gamma_w\tag{7-2}
\]

trong đó:
\(\qquad i =\) gradient thủy lực
\(\qquad \gamma_w =\) dung trọng của nước

Phương trình lực thấm cho ra một lực trên một đơn vị thể tích, áp dụng cho thể tích khối đất nơi xảy ra gradient thủy lực hoặc tổn thất cột nước. Trong phân tích ổn định mái dốc, ảnh hưởng của dòng nước thấm có thể được xử lý bằng cách (1) tính toán lực thấm cho từng lát cắt hoặc vật thể tự do, và (2) sử dụng trọng lượng riêng đẩy nổi (buoyant unit weight) của đất nằm dưới bề mặt bão hòa. Tuy nhiên, phương pháp này đòi hỏi các tính toán phải được thực hiện phần lớn bằng tay. Các chương trình máy tính thương mại hiện có không tự động thực hiện các tính toán này. Phương pháp thay thế, hiện được các chương trình máy tính hiện nay hỗ trợ, tính toán chính xác hệ số an toàn của mái dốc khi có dòng thấm xảy ra bằng cách sử dụng trọng lượng riêng tổng (total unit weight) của đất nằm dưới mực nước ngầm, kết hợp với áp lực nước tại biên như đã trình bày ở trên. Phương pháp này hiện đang được sử dụng phổ biến trong thực hành ngành địa kỹ thuật.

7-6 MÔ HÌNH SỨC KHÁNG CẮT VÀ CÁC TRƯỜNG HỢP PHÂN TÍCH

Các trường hợp phân tích ổn định mái dốc thường được phân loại thành phân tích không thoát nước (undrained, hay còn gọi là phân tích theo ứng suất tổng) hoặc phân tích thoát nước (drained, hay còn gọi là phân tích theo ứng suất hữu hiệu). Hai trường hợp này thường được gọi là phân tích ngắn hạn (short-term) và phân tích dài hạn (long-term), vì việc sử dụng chúng liên quan đến khoảng thời gian cần thiết để đất cố kết dưới tác dụng của tải trọng thay đổi. Vì lý do này, cả thông số sức kháng cắt hữu hiệu lẫn thông số sức kháng cắt không thoát nước (ứng suất tổng) đều có thể được gán cho các loại đất khác nhau trong một mặt cắt ngang, tùy thuộc vào điều kiện thoát nước của chúng trong suốt thời gian chịu tải.

Các trường hợp phân tích tổng quát được liệt kê dưới đây kèm theo hướng dẫn về mô hình sức kháng cắt cần sử dụng cho từng trường hợp.

7-6.1 Cuối giai đoạn thi công (ngắn hạn)

Phân tích cuối giai đoạn thi công (end of construction) hay sau khi thi công (post-construction) được thực hiện để xem xét độ ổn định ngay sau khi thi công hoàn tất và trước khi áp lực nước lỗ rỗng trong đất hạt mịn kịp tiêu tán. Một ví dụ điển hình về phân tích cuối giai đoạn thi công hợp lệ là trường hợp đắp một khối đắp bằng sét đầm nén trên nền đất hạt mịn bão hòa. Mặt cắt ngang của trường hợp này được thể hiện trong Hình 7-7a. Đối với trường hợp này, khối đắp bằng sét đầm nén sẽ ở trạng thái bão hòa một phần, và sức kháng cắt được biểu diễn dưới dạng đất \(c-\phi\), với các thông số sức kháng cắt được xác định từ thí nghiệm nén ba trục UU (Unconsolidated Undrained). Đất hạt mịn tại chỗ (in situ) về cơ bản được coi là bão hòa hoàn toàn, và sức kháng cắt được đặc trưng bởi ϕ = 0, s_u = c. Sức kháng cắt của đất tại chỗ có thể được đo bằng thí nghiệm nén ba trục UU, thí nghiệm cắt trực tiếp đơn giản (DSS), thí nghiệm cắt cánh thu nhỏ trong phòng thí nghiệm (laboratory miniature vane shear tests), thí nghiệm cắt cánh hiện trường (field vane shear tests), và trong một số điều kiện nhất định, thí nghiệm xuyên tĩnh (cone penetration tests).

7-6.2 Mái đào trong đất sét

Mặt cắt ngang của mái dốc đào trong đất sét cứng được thể hiện ở Hình 7-7b. Thời điểm nguy hiểm nhất trong quá trình làm việc của mái dốc đào xảy ra rất lâu sau khi thi công đào, khi mặt nước ngầm (phreatic surface) đã đạt đến trạng thái ổn định (steady-state). Đối với dạng bài toán này, cần sử dụng ứng suất hữu hiệu hoặc cường độ chống cắt thoát nước cho đất sét. Nếu đất sét có tính dẻo tương đối thấp (LL < 40 và PI < 20), có thể sử dụng các thông số cường độ đỉnh thoát nước (c’ và ϕ’ xác định từ thí nghiệm nén ba trục CU hoặc thí nghiệm cắt trực tiếp CD. Việc sử dụng đường bao ứng suất hữu hiệu phi tuyến cho đất sét cũng là phù hợp (Duncan và cộng sự, 2014). Nếu đất sét có tính dẻo cao, có chứa các khe nứt, và/hoặc bị quá cố kết mạnh, thì nên sử dụng cường độ chống cắt hóa mềm hoàn toàn (fully softened shear strength) để phản ánh sự thay đổi cường độ chống cắt có khả năng xảy ra theo thời gian. Cường độ chống cắt hóa mềm hoàn toàn có thể được xác định bằng mẫu thí nghiệm chế bị lại (remolded) trong thiết bị cắt trực tiếp. Ở đây cũng nên sử dụng đường bao ứng suất phi tuyến.

7-6.3 Thấm ở trạng thái ổn định trong đập

Một trong những trường hợp phân tích ổn định bắt buộc phải thực hiện đối với đập đất và đập đá đổ là đánh giá hệ số an toàn cho điều kiện thấm ổn định (steady state seepage) (Hình 7-7c). Trường hợp này giả định rằng mực nước hồ chứa đã duy trì ở cao trình tương đối không đổi đủ lâu để hình thành chế độ thấm ổn định. Áp lực nước lỗ rỗng trong thân đập và nền đập có thể được tính toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn. Áp lực nước phía trên mặt nước ngầm (phreatic surface) thường được giả định bằng không. Các thông số cường độ ứng suất hữu hiệu (c’ và ϕ’) được sử dụng cho đất thân đập và đất nền. Các thông số cường độ ứng suất hữu hiệu cho vật liệu thân đập có thể được xác định bằng thí nghiệm cắt trực tiếp CD, nén ba trục CD, hoặc nén ba trục CU trên mẫu đầm chặt. Trong ví dụ này, các thông số cường độ của cát bụi có thể được xác định bằng thí nghiệm tại hiện trường (in situ).

7-6.4 Bệ ổn định cho mái dốc bị sạt trượt

Bệ ổn định thường được sử dụng để ổn định các mái dốc bị sạt trượt. Ví dụ, Hình 7-8 là mặt cắt ngang của một mái dốc bị sạt trượt trong đất sét béo (fat clay). Một bệ ổn định đã được đắp tại chân mái dốc để tăng hệ số an toàn. Giả định rằng mặt trượt (failure surface) đã được xác định dựa trên số liệu quan trắc nghiêng kế (inclinometer) hoặc hố khoan. Nếu đã xảy ra chuyển vị đủ lớn trên mặt trượt, thì cường độ chống cắt phù hợp để sử dụng là cường độ chống cắt dư (residual shear strength). Góc ma sát dư (ϕ’_r) hoặc đường bao ứng suất hữu hiệu dư phi tuyến được xác định tốt nhất bằng thí nghiệm cắt vòng (ring shear test) thực hiện trên mẫu chế bị lại (remolded) của đất sét béo. Đây phải là phân tích ứng suất hữu hiệu, sử dụng mặt nước ngầm (phreatic surface) phù hợp trong phân tích.

7-6.5 Các trường hợp phân tích khác

Trong thực hành ngành địa kỹ thuật, còn nhiều trường hợp phân tích khác phức tạp hơn đáng kể so với các ví dụ đơn giản đã trình bày. Đối với đập đất và đập đá đổ, một trường hợp nguy hiểm đối với mái thượng lưu là rút nước nhanh (rapid drawdown). Trường hợp này xảy ra khi điều kiện thấm ổn định bị thay đổi do mực nước hồ chứa bị hạ thấp. Nếu mực nước hồ chứa bị hạ thấp nhanh (tức trong khoảng vài ngày đến vài tuần), mái thượng lưu không còn được hỗ trợ ổn định bởi áp lực nước bên ngoài nữa. Cường độ chống cắt trong thân đập được xác định dựa trên ứng suất hữu hiệu trước khi rút nước, và việc hạ thấp mực nước hồ chứa có thể gây ra phá hoại không thoát nước (undrained failure). Phân tích này thường được thực hiện theo phương pháp ba giai đoạn (three-stage analysis), sử dụng mô hình cường độ phức tạp hơn so với các trường hợp đã trình bày ở trên (Duncan và cộng sự, 2014). Các dạng phân tích này đòi hỏi năng lực kỹ thuật đáng kể và nên được thực hiện bởi các kỹ sư có kinh nghiệm về phân tích rút nước nhanh. Cần tránh sử dụng các phương pháp phân tích rút nước nhanh theo ứng suất hữu hiệu, chẳng hạn như các phương pháp dựa trên phân tích thấm chuyển tiếp không liên kết (uncoupled transient seepage analyses).

Ổn định mái dốc cũng được phân tích cho các trường hợp tải trọng động đất. Các phân tích này có thể từ các phương pháp tựa tĩnh (pseudostatic) đơn giản, trong đó một lực ngang được áp đặt lên vật thể tự do trong phân tích cân bằng giới hạn, cho đến các phân tích số rất phức tạp. Phân tích động đất là một dạng khác đòi hỏi khả năng phán đoán và kinh nghiệm đáng kể để có được kết quả đáng tin cậy, và nên được thực hiện bởi các kỹ sư có chuyên môn trong lĩnh vực này của ngành địa kỹ thuật.

7-6.6 Phân tích ngược cho mái dốc

Các mái dốc đã bị sạt trượt tạo ra cơ hội đặc biệt để xây dựng mô hình về cường độ chống cắt và điều kiện nước ngầm tại thời điểm sạt trượt. Loại mô hình này có thể rất hữu ích trong thiết kế biện pháp ổn định mái dốc hoặc trong phân tích các mái dốc lân cận. Khi thực hiện phân tích thuận (forward analysis), ẩn số quan trọng nhất là hệ số an toàn cho một mặt trượt cụ thể. Khi thực hiện phân tích ngược (back-analysis) cho một mái dốc, hệ số an toàn đã biết trước (F = 1), do đó có thể tính toán một ẩn số khác. Thông thường, cường độ chống cắt của một lớp đất là thông số cần xác định từ phân tích ngược. Nếu phân tích ngược được thực hiện cho một mái dốc bị sạt trượt trong điều kiện không thoát nước, thì có thể xác định được cường độ chống cắt không thoát nước trung bình của lớp đất đó từ phân tích. Nếu phân tích ngược được thực hiện cho một mái dốc bị sạt trượt trong điều kiện thoát nước, thì chỉ có thể xác định được một trong hai thông số cường độ ứng suất hữu hiệu (c’ hoặc ϕ’). Thông thường, lực dính ứng suất hữu hiệu được giả định bằng không, và góc ma sát được tính toán từ đó.

Điều quan trọng là các thông số khác được sử dụng trong phân tích thuận phải được biết với độ tin cậy cao để phục vụ cho phân tích ngược. Các thông số này bao gồm hình học mái dốc, địa tầng đất, các thông số cường độ chống cắt cho những lớp đất không được xác định bằng phân tích ngược, dung trọng đất, v.v. Đối với phân tích ngược các trường hợp sạt trượt thoát nước, điều quan trọng là phải biết được điều kiện áp lực nước lỗ rỗng tại thời điểm sạt trượt. Vị trí của mặt trượt cũng cần được biết để có được kết quả chính xác nhất. Thông thường, vị trí mặt trượt có thể được xác định từ kết quả quan trắc nghiêng kế (inclinometer). Trong các trường hợp khác, vị trí mặt trượt có thể được xác định bằng công tác khoan và lấy mẫu cẩn thận. Nếu chỉ biết được vị trí điểm đầu mái dốc (head scarp) và điểm thoát ra tại chân mái dốc (toe exit) của mặt trượt, thì mặt trượt có thể được xác định thông qua chức năng tìm kiếm của phần mềm tính toán, bằng cách chỉ tìm kiếm các mặt trượt đi qua hai điểm đó. Nếu chưa biết vị trí mặt trượt, thì điều quan trọng là phải tìm kiếm mặt trượt nguy hiểm nhất chứ không được tự ý giả định vị trí. Nếu vị trí mặt trượt bị giả định sai, thì cường độ chống cắt tính ngược được sẽ thấp hơn giá trị thực tế.

7-6.7 Đánh giá kết quả ổn định mái dốc

Các phép tính ổn định mái dốc theo phương pháp cân bằng giới hạn (limit equilibrium) đòi hỏi hàng nghìn phép tính. Kể từ khi các phần mềm máy tính được sử dụng để thực hiện các phép tính này, yêu cầu kỹ thuật của dự án thường quy định rằng phải tính tay để kiểm tra lại kết quả phân tích bằng máy tính. Điều này khả thi khi sử dụng các phương pháp ổn định mái dốc đơn giản hơn, chẳng hạn như Phương pháp Bishop Đơn Giản Hóa (Bishop’s Simplified Method) và Phương pháp Lát Cắt Thông Thường (Ordinary Method of Slices), nhưng yêu cầu này trở nên không khả thi đối với các phương pháp phức tạp hơn, như Phương pháp Spencer (Spencer’s Method) và Phương pháp Morgenstern và Price (Morgenstern and Price’s Method). Thời gian cần thiết để tính tay cho một mặt trượt trên một mặt cắt ngang có nhiều lát cắt và sử dụng mô hình cường độ chống cắt nâng cao đã trở nên quá lớn. Nhận thấy điều này, Wright (2013) đề xuất rằng các yêu cầu kỹ thuật mới của dự án nên quy định sử dụng hai phần mềm ổn định mái dốc khác nhau để kiểm tra chéo kết quả phân tích. Sau khi xác định được hệ số an toàn nhỏ nhất cho mặt trượt nguy hiểm nhất bằng một phần mềm, một phần mềm khác nên được sử dụng để phân tích cùng mặt trượt đó bằng cùng phương pháp. Nếu các phân tích là chính xác, các hệ số an toàn tính được nên chênh lệch nhau trong khoảng 1%.

Kỹ sư cần có khả năng kiểm tra các lực tác dụng lên từng lát cắt. Cụ thể, các lực tại ranh giới giữa các lát cắt phải là lực nén, và lực pháp tuyến tại đáy lát cắt cũng phải là lực nén. Nhiều phần mềm máy tính cho phép vẽ đường lực đẩy (line of thrust) trên mặt cắt ngang. Đường lực đẩy là đường được vẽ qua điểm đặt của các lực bên tác dụng lên mỗi lát cắt. Về mặt lý tưởng, đường lực đẩy nên nằm trong khối đất được xác định bởi các lát cắt. Nếu một phần của đường lực đẩy nằm ngoài vật thể tự do đang được phân tích, điều đó thường cho thấy có tồn tại lực kéo giữa các lát cắt hoặc lực kéo tại đáy lát cắt. Việc bổ sung vết nứt do kéo (tension crack) vào mặt cắt ngang có thể được sử dụng để ngăn ngừa lực kéo giữa các lát cắt, và điều này có thể dễ dàng thực hiện được trong các phần mềm thương mại. Thông tin chi tiết hơn về công dụng của đường lực đẩy có thể tham khảo trong Whitman và Bailey (1967).

Chức năng tìm kiếm của các phần mềm ổn định mái dốc thương mại phổ biến phân tích từ hàng nghìn đến hàng chục nghìn mặt trượt. Các phương pháp ổn định giải theo điều kiện cân bằng đầy đủ đều có lời giải lặp, và lời giải không phải lúc nào cũng hội tụ. Có nhiều nguyên nhân khiến lời giải không hội tụ, bao gồm các vấn đề về hình học của mặt trượt không hợp lệ, các vấn đề về nội suy trong mô hình cường độ nâng cao, các vấn đề số học trong quy trình giải, v.v. Các mặt trượt nguy hiểm nhất có thể bị bỏ sót do không hội tụ. Kỹ sư cần có khả năng nhận biết khi nào xảy ra vấn đề về hội tụ. Vị trí hiển thị thông tin này thay đổi tùy theo phần mềm được sử dụng, và đôi khi khó tìm thấy. Trước khi thực hiện bất kỳ phân tích chính thức nào, kỹ sư cần tìm ra thông tin này và đánh giá tính hợp lệ của kết quả thu được.

7-6.8 Biểu đồ ổn định mái dốc

Các lời giải bằng biểu đồ (chart solutions) cho phân tích ổn định mái dốc đã có từ những năm 1930. Trước khi máy tính được đưa vào sử dụng trong thực hành ngành địa kỹ thuật, biểu đồ ổn định mái dốc cho phép thu được lời giải gần đúng một cách nhanh chóng. Các biểu đồ này cũng hữu ích trong việc ước tính cung trượt nguy hiểm nhất (critical failure circle), thể hiện dạng phá hoại (mode of failure) (cung trượt chân dốc – toe circle, hay cung trượt sâu – deep circle), và các thông tin có giá trị khác.

Các biểu đồ đã được xây dựng cho nhiều dạng phân tích ổn định mái dốc khác nhau, bao gồm phân tích thoát nước, phân tích không thoát nước, phân tích rút nước nhanh, phân tích mái dốc vô hạn (infinite slope), tải trọng chất thêm tại đỉnh dốc (surcharge loading at the crest), vết nứt do kéo, và các trường hợp đặc biệt khác. Một bộ biểu đồ lời giải đầy đủ có thể được tham khảo trong Duncan và cộng sự (2014). Một ví dụ về biểu đồ cho phân tích mái dốc vô hạn được thể hiện ở Hình 7-9. Phân tích mái dốc vô hạn hữu ích trong việc giải thích các phá hoại dạng trượt bề mặt (sloughing failures) đối với các mái dốc có lực dính ứng suất hữu hiệu bằng không, và trong việc xem xét ảnh hưởng của dòng thấm đến hệ số an toàn của mái dốc.

Về mặt lịch sử, các biểu đồ đã được sử dụng để thu được lời giải nhanh cho các bài toán ổn định mái dốc. Ngay cả sau khi phân tích ổn định mái dốc bằng máy tính ra đời, lời giải bằng biểu đồ vẫn cho phép ước tính hệ số an toàn gần đúng trong thời gian ngắn hơn so với thời gian cần thiết để chạy phân tích bằng máy tính. Tuy nhiên, các phần mềm máy tính hiện đại cho phép định nghĩa và giải bài toán ổn định mái dốc rất nhanh chóng, khiến lợi thế về tốc độ của lời giải bằng biểu đồ giảm đi. Lời giải bằng biểu đồ phù hợp nhất với các bài toán ổn định mái dốc có địa tầng đất đơn giản và cách xác định cường độ chống cắt rõ ràng. Khi địa tầng đất và cách xác định cường độ chống cắt trở nên phức tạp hơn, độ chính xác của lời giải bằng biểu đồ sẽ giảm xuống. Dù vậy, lời giải bằng biểu đồ vẫn là một phương pháp phân tích bổ trợ khả thi cho lời giải bằng máy tính.

7-7 ỔN ĐỊNH MÁI DỐC

Việc tăng hệ số an toàn cho các mái dốc hiện hữu, hoặc sửa chữa các mái dốc đang chuyển vị hoặc đã bị sạt trượt, thường là cần thiết. Hình 7-10 thể hiện các phương pháp khác nhau để ổn định mái dốc.

Hình 7-10 Các phương pháp ổn định mái dốc

7-8 HỆ SỐ AN TOÀN YÊU CẦU CHO MÁI DỐC ĐẤT

Có nhiều nguồn khác nhau quy định hệ số an toàn tối thiểu. Thông thường, các giá trị thiết kế được xác định bởi các cơ quan đô thị hoặc cơ quan nhà nước.

Đối với đập đất, EM 1110-2-1902 (2003) của U.S. Army Corps of Engineers khuyến nghị các giá trị được liệt kê trong Bảng 7-2. Các tổ chức khác liên quan đến đập đất, như U.S. Bureau of Reclamation (USBR), đã quy định các giá trị riêng của họ. Các giá trị do USBR khuyến nghị được trình bày trong Bảng 7-3.

Bảng 7-2 Hệ số an toàn cho đập đất và đập đá đổ mới (USACE 2003)

Điều kiện phân tích	Fmin yêu cầu	Mái dốc
Kết thúc thi công	1.3	Thượng lưu và hạ lưu
Thấm ổn định (dài hạn)	1.5	Hạ lưu
Mực nước hồ lớn nhất	1.4	Hạ lưu
Hạ nhanh mực nước hồ	1.1 đến 1.3	Thượng lưu

\(\\\)

Bảng 7-3 Hệ số an toàn cho đập theo phương pháp Spencer (USBR 2011)

Điều kiện tải trọng	Tham số cường độ kháng cắt	Đặc trưng áp lực nước lỗ rỗng	Hệ số an toàn tối thiểu
Kết thúc thi công	Ứng suất hữu hiệu	Phát sinh áp lực nước lỗ rỗng dư trong vật liệu đắp và vật liệu nền; áp lực nước lỗ rỗng được xác định trong phòng thí nghiệm và được quan trắc trong quá trình thi công.	1.3
		Phát sinh áp lực nước lỗ rỗng dư trong vật liệu đắp và vật liệu nền; không quan trắc hiện trường trong quá trình thi công và không xác định trong phòng thí nghiệm.	1.4
		Chỉ phát sinh áp lực nước lỗ rỗng dư trong vật liệu đắp, có hoặc không có quan trắc hiện trường trong quá trình thi công và không xác định trong phòng thí nghiệm.	1.3
	Cường độ không thoát nước	—	1.3
Thấm ổn định	Ứng suất hữu hiệu	Thấm ổn định dưới mực nước khai thác bình thường của hồ chứa.	1.5
Điều kiện vận hành	Ứng suất hữu hiệu hoặc không thoát nước	Thấm ổn định dưới mực nước hồ chứa lớn nhất (trong trận lũ cực hạn có khả năng xảy ra).	1.2
	Ứng suất hữu hiệu hoặc không thoát nước	Hạ nhanh mực nước từ mực nước bình thường xuống mực nước không hoạt động.	1.3
		Hạ nhanh mực nước từ mực nước lớn nhất xuống mực nước hoạt động (sau trận lũ cực hạn có khả năng xảy ra).	1.2
Khác	Ứng suất hữu hiệu hoặc không thoát nước	Hạ mực nước với công suất xả tối đa (hệ thống thoát nước trong không hoạt động; hạ nước bất thường).	1.2
	Ứng suất hữu hiệu hoặc không thoát nước	Thay đổi trong quá trình thi công (chỉ áp dụng cho mái đào tạm thời và sự ổn định tổng thể tương ứng trong quá trình thi công).	1.3

Hệ số an toàn tối thiểu yêu cầu phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác nhau, bao gồm: (1) loại kết cấu, (2) loại phân tích, (3) hậu quả của phá hoại, (4) mức độ không chắc chắn liên quan đến các tham số thiết kế, (5) tần suất xảy ra sự kiện tải trọng cụ thể, và nhiều yếu tố khác.

Một khái niệm quan trọng khi xác định hệ số an toàn tối thiểu là mức độ không chắc chắn liên quan đến các tham số thiết kế. Đôi khi, hệ số an toàn tối thiểu phụ thuộc vào việc phân tích có “điều kiện được xác định rõ” hay “điều kiện được xác định kém” hay không. Cần có phán đoán kỹ thuật để phân loại một khu vực hoặc dự án cụ thể vào một trong hai nhóm này. Trong một số trường hợp, ký hiệu “điều kiện được xác định rõ” chỉ có thể áp dụng cho các khu vực đã được xây dựng.

Nhìn chung, điều kiện được xác định rõ nghĩa là chương trình khảo sát hiện trường và thí nghiệm hiện trường hoặc trong phòng đủ đầy đủ để kỹ sư tin cậy vào địa tầng đất và cách diễn giải cường độ kháng cắt. Điều kiện được xác định kém có thể xảy ra khi các lỗ khoan cách xa nhau, số lượng thí nghiệm trong phòng ít, và/hoặc địa tầng đất thay đổi lớn.

Một ví dụ là các hướng dẫn địa kỹ thuật cho một khu vực ngoại ô lớn của Washington DC. Các yêu cầu về hệ số an toàn đối với hai thành tạo đất khác nhau được đưa ra như sau ¹³:

“Đối với ổn định dài hạn, yêu cầu hệ số an toàn tối thiểu (FS = 1.25) khi có đủ dữ liệu khảo sát hiện trường và thí nghiệm trong phòng để xác định đặc tính của đất mái dốc. Nếu không, yêu cầu hệ số an toàn tối thiểu (FS = 1.5). Trong trường hợp mái dốc hoặc kết cấu tới hạn, yêu cầu hệ số an toàn tối thiểu (FS = 1.5), trừ khi có thí nghiệm cường độ dư trong phòng và được sử dụng trong phân tích. Khi đó, có thể sử dụng hệ số an toàn tối thiểu (FS = 1.25).”

“Đối với ổn định dài hạn của các thành tạo đất không phải sét Potomac Formation, nếu kỹ sư thấy cần phân tích ổn định mái dốc hoặc nếu Quận yêu cầu, hệ số an toàn tối thiểu (FS = 1.25) chỉ được chấp nhận khi mái dốc không tới hạn và phân tích được hỗ trợ bởi đủ thí nghiệm cường độ tại hiện trường hoặc trong phòng, mang tính đại diện cho các loại đất gặp tại công trình. Nếu không, phải sử dụng hệ số an toàn tối thiểu (FS = 1.5) trong phân tích.”

¹³ Ví dụ này được cố ý không trích dẫn nguồn để duy trì tính ẩn danh của nguồn tài liệu.

7-9 MÁI DỐC ĐẤT CÓ CỐT GIA CƯỜNG

Đất có cốt gia cường (Mechanically Stabilized Earth – MSE) là thuật ngữ dùng để chỉ các kết cấu chắn giữ đất bao gồm cả tường chắn và mái dốc đất. Mục này trình bày về việc ứng dụng công nghệ MSE cho mái dốc. Thiết kế tường chắn MSE được trình bày trong DM 7.2.

Thiết kế và phân tích mái dốc MSE là một lĩnh vực chuyên sâu trong ngành địa kỹ thuật. Có những đơn vị tư vấn kỹ thuật chuyên về tường và mái dốc MSE. Trong tài liệu này, các nguyên tắc cơ bản của thiết kế và phân tích được trình bày nhằm mục đích đánh giá các thiết kế do bên ngoài thực hiện, chứ không nhằm mục đích thực hiện một thiết kế MSE hoàn chỉnh.

7-9.1 Ứng Dụng Của MSE

Mái dốc đất có cốt (reinforced earth slopes) là các kết cấu đất đắp trong đó các lớp cốt rời rạc bằng vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp (geosynthetic) hoặc thép được lắp đặt tại các vị trí xác định trong quá trình thi công. Mặt cắt ngang điển hình của mái dốc MSE được thể hiện ở Hình 7-11.

Vùng đất có cốt (reinforced soil zone) là phần mái dốc trong đó các lớp cốt được lắp đặt. Vùng đất giữ lại (retained soil zone) và vùng đất nền (foundation soil zone) lần lượt nằm ở phía sau và phía dưới vùng đất có cốt. Các lớp cốt chính (primary reinforcement) thể hiện trong Hình 7-11 có tác dụng chống lại sự phát triển của mặt phá hoại xuyên qua vùng đất có cốt. Các lớp cốt phụ (secondary reinforcement) có tác dụng ngăn ngừa phá hoại bề mặt (surficial failure) tại mặt dốc.

Các hạn chế chính đối với việc sử dụng mái dốc MSE liên quan đến khả năng thi công và các công trình hạ tầng kỹ thuật (utilities). Khả năng thi công thường không phải là vấn đề nếu mái dốc là một phần của khu vực đắp lớn hơn, nhưng có thể là mối quan tâm khi phải đào một sườn đồi hiện hữu để xây dựng mái dốc. Các công trình hạ tầng kỹ thuật có thể là yếu tố quan trọng gây ra tình trạng làm việc kém của kết cấu MSE, đặc biệt nếu đó là hạ tầng liên quan đến nước (wet utility) như hệ thống thoát nước mưa hoặc đường ống cấp nước chính. Sự cố của các hạ tầng liên quan đến nước có thể là nguyên nhân gây ra khoảng một phần ba số trường hợp hư hỏng của tường chắn MSE (Valentine 2013).

Sự phân biệt giữa tường chắn MSE và mái dốc MSE đã được Cục Quản lý Đường cao tốc Liên bang (Federal Highway Administration – FHWA) định nghĩa dựa trên góc nghiêng mặt tường/mái dốc, θ (FHWA 2009b). Nếu θ < 70°, thì kết cấu đó là mái dốc. Nếu θ ≥ 70°, thì kết cấu đó là tường chắn. Sự phân biệt giữa tường chắn MSE và mái dốc MSE có ý nghĩa quan trọng đối với hiệu quả sử dụng đất, như minh họa ở Hình 7-12. Tuy nhiên, hiệu quả sử dụng đất được cải thiện của tường chắn và mái dốc MSE đi kèm với các vấn đề phức tạp liên quan đến yêu cầu về lớp mặt (facing requirements) và biến dạng kết cấu, cũng như chi phí tăng thêm.

Vùng đất có cốt gia cường (reinforced soil zone) là phần của mái dốc nơi các lớp cốt gia cường được lắp đặt. Vùng đất được giữ lại (retained soil zone) và vùng đất nền (foundation soil zone) lần lượt nằm phía sau và bên dưới vùng đất có cốt gia cường. Các lớp cốt gia cường chính thể hiện trong Hình 7-11 chống lại sự phát triển của các mặt phá hoại xuyên qua vùng đất có cốt gia cường. Các lớp cốt gia cường phụ ngăn phá hoại nông tại mặt mái dốc.

Các hạn chế chính khi sử dụng mái dốc MSE liên quan đến khả năng thi công và công trình tiện ích. Khả năng thi công thường không phải là vấn đề nếu mái dốc là một phần của khu vực đắp lớn hơn, nhưng có thể là vấn đề khi phải đào một khối trượt hiện hữu để xây dựng mái dốc. Công trình tiện ích có thể là yếu tố quan trọng gây hiệu quả kém của kết cấu MSE, đặc biệt nếu đó là công trình tiện ích ướt như cống thoát nước mưa hoặc ống cấp nước. Sự cố của các công trình tiện ích ướt có thể góp phần gây ra khoảng một phần ba các phá hoại của tường chắn MSE (Valentine 2013).

Sự khác biệt giữa tường chắn MSE và mái dốc MSE được FHWA xác định dựa trên góc mặt ngoài, \(\theta\) (FHWA 2009b). Nếu \(\theta < 70^\circ\), kết cấu là mái dốc. Nếu \(\theta \geq 70^\circ\), kết cấu là tường. Sự phân biệt giữa tường chắn MSE và mái dốc có ảnh hưởng quan trọng đến hiệu quả sử dụng đất, như minh họa trong Hình 7-12. Tuy nhiên, hiệu quả sử dụng đất cao hơn của tường MSE và mái dốc MSE đi kèm với các phức tạp liên quan đến yêu cầu mặt ngoài và biến dạng kết cấu, cũng như chi phí cao hơn.

7-9.2 Vật liệu đắp đất mái dốc có cốt gia cường

Đất được thi công trong vùng cốt gia cường của mái dốc đất có cốt gia cường (MSE) là một thành phần kết cấu quan trọng của mái dốc. Các tính chất yêu cầu đối với đất cốt gia cường cần được xác định dựa trên hình học của mái dốc và các công trình có thể phụ thuộc vào mái dốc để chịu lực đỡ. Khuyến nghị của Cục Quản lý Đường bộ Liên bang (FHWA) về tính chất của đất đắp trong vùng cốt gia cường của mái dốc MSE cho phép hàm lượng hạt mịn tối đa 50% với chỉ số dẻo PI ≤ 20 (FHWA 2009b). Các tính chất đất đắp thể hiện trong Bảng 7-4 được khuyến nghị áp dụng cho các mái dốc tương đối cao hoặc dốc đứng; tuy nhiên, các khuyến nghị này chỉ áp dụng cho mái dốc có chiều cao dưới 70 (feet khoảng 21.3 m).

Bảng 7-4 Khuyến nghị cho đất đắp trong mái dốc MSE dựa trên hình học

Hình học mái dốc	Tính chất khuyến nghị cho đất đắp có cốt gia cường
Mái dốc < 1.2H:1V (θ < 40°) và H < 70 ft	Cấp phối ASTM D6913	Cỡ sàng	Phần trăm lọt sàng
		4 in	100
		No. 4	20–100
		No. 40	0–60
		No. 200	0–50
	Chỉ số dẻo ASTM D4318	PI ≤ 20
1.2H:1V ≤ Mái dốc < 0.36H:1V (40° < θ < 70°) và H < 70 ft	Cấp phối ASTM D6913	Sàng tiêu chuẩn Hoa Kỳ	Phần trăm lọt sàng
		4 in	100
		No. 4	20–100
		No. 40	0–60
		No. 200	0–35
	Chỉ số dẻo ASTM D4318	PI ≤ 10

\(\\\)

Các bộ phận quan trọng khác của tường MSE và mái dốc MSE bao gồm các bộ phận thoát nước bên trong và bên ngoài, vật liệu lọc, lớp phân cách và biện pháp kiểm soát xói mòn. Việc sử dụng vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp cho các ứng dụng này được tóm tắt trong Bảng 7-5.

Bảng 7-5 Tóm tắt các ứng dụng và vật liệu cho mái dốc đất có cốt gia cường

Ứng dụng	Bộ phận	Vật liệu	Mục đích	Nhận xét
Gia cường	Cốt gia cường chính và cốt gia cường phụ	Vải địa kỹ thuật Polyester (PET) và Polypropylene (PP); vải địa kỹ thuật PET, PP và lưới địa kỹ thuật Polyethylene mật độ cao (HDPE)	Cung cấp cường độ chịu kéo và khả năng giam giữ cho đất đắp.	PET và HDPE thường được sử dụng cho cốt gia cường chính. PET, HDPE và PP có thể được sử dụng cho cốt gia cường phụ.
Mặt mái dốc	Mặt mềm (θ < 40°)	Sản phẩm kiểm soát xói mòn dạng cuộn (RECP)	Ngăn ngừa xói mòn do dòng chảy mặt.	Tham khảo khuyến nghị của nhà sản xuất về quy cách RECP dựa trên góc θ và thời gian sử dụng.
	Mặt cứng (θ ≥ 40°)	Lưới thép hàn (WWF)	Ngăn ngừa xói mòn do dòng chảy mặt.	Thông thường sử dụng lưới thép mạ kẽm WWF 4×4–W4.0×W4.0. Cần bố trí lưới thép mắt nhỏ phía sau WWF để ngăn đất đắp gia cường rơi lọt qua.
		Vải địa kỹ thuật PP không dệt	Phân cách và lọc	Phân cách lớp sỏi ở mặt mái dốc với đất gia cường hạt mịn hơn.
		Sỏi	Đất đắp ngay phía sau WWF	Sỏi GP hoặc GW với kích thước hạt tối thiểu 1,0 in (≈ 25 mm).
Thoát nước bên trong	Thoát nước dạng thảm	Sỏi	Môi trường thoát nước	Thông thường dùng đá ASTM C33 cỡ số 57 hoặc số 67.
		Vải địa kỹ thuật PP không dệt	Phân cách và lọc	Bố trí phía trên và phía dưới lớp sỏi thoát nước để tách khỏi các lớp đất hạt mịn lân cận.
	Thoát nước dạng ống khói (Chimney)	Sỏi	Môi trường thoát nước	Thông thường dùng đá ASTM C33 cỡ số 57 hoặc số 67. Có thể thay thế bằng vật liệu thoát nước composite.
		Vật liệu thoát nước composite	Môi trường thoát nước	Sử dụng vật liệu thoát nước composite có lõi geonet để thay thế lớp sỏi thoát nước. Các vật liệu composite thường cho tỷ lệ bao phủ từ 33% đến 75%.
Thoát nước bên ngoài	Rãnh thoát nước mặt	RECP dưới dạng thảm gia cường cỏ (TRM – Turf Reinforcement Mat)	Chuyển hướng và kiểm soát dòng chảy mặt.	Lót rãnh bằng TRM. Tham khảo quy cách của nhà sản xuất. Bố trí rãnh cách đỉnh mái dốc từ 5 đến 10 ft (≈ 1,5 đến 3,0 m). Kích thước rãnh được xác định bằng phân tích thủy lực. Sử dụng bậc cơ có rãnh ở giữa mái đối với mái dốc có chiều cao lớn hơn 25 đến 30 ft (≈ 7,6 đến 9,1 m).

\(\\\)

7-9.3 Cường độ chịu kéo của vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp

Vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp (geosynthetics) được sử dụng trong các ứng dụng gia cường đất thường được thiết kế để thể hiện cường độ chịu kéo lớn nhất theo một phương. Về khía cạnh này, các vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp như vậy được gọi là đơn trục (uniaxial), và phương cường độ thiết kế thường trùng với phương MD (machine direction) hay phương cuộn (roll-direction) của vật liệu. Các vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp thể hiện cường độ chịu kéo đáng kể theo cả phương MD lẫn phương ngang máy (cross machine direction – XMD) được gọi là hai trục (biaxial).

Cường độ chịu kéo của vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp dùng trong thiết kế mái dốc MSE được xác định dựa trên giá trị cuộn trung bình tối thiểu (minimum average roll value – MARV) do nhà sản xuất công bố. Tại Hoa Kỳ, thông lệ trong ngành là giảm giá trị trung bình đi hai độ lệch chuẩn và lấy kết quả đó làm giá trị cuộn trung bình tối thiểu (MARV). Sau đó, các hệ số chiết giảm sẽ được áp dụng lên cường độ MARV để tính đến khả năng suy giảm cường độ do từ biến (creep), điều kiện môi trường và hư hại trong quá trình thi công.

7-9.3.1 Cường độ thiết kế dài hạn

Việc xác định cường độ chịu kéo dài hạn \(T_{al}\) của vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp dùng trong thiết kế mái dốc MSE tuân theo quy trình hiện hành của FHWA (FHWA 2009b):

\[
T_{al}=\frac{T_{ULT}}{RF_{CR}\times RF_{D}\times RF_{ID}}\tag{7-3}
\]

trong đó:
\(\qquad T_{ULT} =\) cường độ chịu kéo cực hạn của vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp, xác định từ giá trị MARV.
\(\qquad RF_{CR} =\) hệ số chiết giảm áp dụng để tính đến hiện tượng từ biến (creep) dưới tải trọng kéo duy trì,
\(\qquad RF_D =\) hệ số chiết giảm áp dụng để tính đến sự suy giảm cường độ do điều kiện môi trường, và
\(\qquad RF_{ID} =\) hệ số chiết giảm áp dụng để tính đến hư hại trong quá trình thi công.

Các hệ số chiết giảm này sẽ được trình bày sơ lược trong các mục tiếp theo. Chi tiết về cách xác định \(RF_{CR}\), \(RF_{D}\) và \(RF_{ID}\) đối với một vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp có thể tham khảo tại Phụ lục B của FHWA (2009b).

7-9.3.2 Hệ số chiết giảm do từ biến (\(RF_{CR}\)).

Xu hướng của vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp bị giãn dài dưới tải trọng kéo duy trì được gọi là từ biến (creep), và đây là một tính chất của các vật liệu được chế tạo từ PET, HDPE, PP và các loại polyme khác. Nếu độ lớn của tải trọng đủ lớn và được duy trì trong một khoảng thời gian đủ dài, hiện tượng từ biến có thể gây đứt gãy hoặc dẫn đến độ giãn dài đến mức làm suy giảm khả năng làm việc của vật liệu.

Tại Hoa Kỳ, tiêu chuẩn thực hành để xác định hệ số chiết giảm do từ biến (\(RF_{CR}\)) dựa trên tải trọng duy trì gây ra đứt gãy do từ biến vào cuối thời hạn thiết kế. Đối với mái dốc MSE vĩnh cửu, thời hạn thiết kế không được nhỏ hơn 75 năm. Thời hạn phục vụ dài hơn có thể phù hợp đối với các công trình hỗ trợ hạ tầng trọng yếu.

7-9.3.3 Hệ số chiết giảm do độ bền (\(RF_{D}\)).

Vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp có thể bị suy giảm tùy theo loại polyme nền và tùy theo việc có bị phơi nhiễm dưới các điều kiện môi trường nhất định hay không. Vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp gốc polyester có thể suy giảm do hiện tượng thủy phân (hydrolysis). Các vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp được chế tạo từ HDPE và PP dễ bị suy giảm do phản ứng với oxy, đặc biệt trong điều kiện nhiệt độ cao. Quá trình oxy hóa cũng có thể khởi phát do phơi nhiễm với tia UV (tức oxy hóa do UV). Khả năng chống oxy hóa của các loại polyme này có thể được cải thiện đáng kể nhờ bổ sung chất chống oxy hóa (antioxidant) trong quá trình sản xuất. Polyester cũng dễ bị oxy hóa do UV, nhưng ở mức độ thấp hơn so với HDPE và PP (FHWA 2009a). Sợi PET (PET yarns) thường được bảo vệ bằng lớp phủ (coating). Đối với tất cả các loại vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp, lớp bọc cuộn bảo vệ (protective roll wraps) không nên được tháo bỏ cho đến khi vật liệu được lắp đặt, nhằm hạn chế phơi nhiễm với tia UV.

FHWA khuyến nghị giá trị mặc định của hệ số chiết giảm do độ bền \(RF_D\) là 1.3 đối với các vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp gốc PET, HDPE và PP, với điều kiện một số tiêu chí nhất định được thỏa mãn. Ngoài ra, có thể sử dụng giá trị \(RF_D\) thấp hơn nếu được chứng minh bằng kết quả thí nghiệm riêng cho từng loại sản phẩm. Chi tiết hơn được trình bày trong FHWA (2009b).

7-9.3.4 Hệ Số Chiết Giảm Do Hư Hại Trong Quá Trình Thi Công (\(RF_{ID}\)).

Tiêu chuẩn thực hành tại Hoa Kỳ là các nhà sản xuất vật liệu cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp phải đánh giá khả năng hư hại trong quá trình thi công thông qua việc thực hiện các thí nghiệm quy mô thực (full-scale tests). Các chương trình thí nghiệm này thường đánh giá mức độ hư hại gây ra bởi quá trình đầm nén đá dăm thô, cấp phối đá dăm-cát và cát pha bụi hoặc sét.

Cần tham vấn nhà sản xuất vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp để có được khuyến nghị về hệ số chiết giảm do hư hại trong quá trình thi công (\(RF_{ID}\)). Nhà sản xuất cũng cần được tham vấn về các khuyến nghị đối với các biện pháp nhằm giảm thiểu hư hại trong quá trình thi công. Các biện pháp thông thường bao gồm:

• Xe bánh xích không được di chuyển trực tiếp trên các tấm vật liệu cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp. Phải có lớp đất đắp dày không nhỏ hơn 8 inch giữa xích xe và vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp. Cần tránh cho xe bánh xích thực hiện các cú rẽ gấp trên nền đất đắp.
• Xe bánh lốp cao su có thể vận hành trực tiếp trên vật liệu cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp với tốc độ dưới 10 dặm/giờ. Cần tránh phanh gấp và rẽ đột ngột.
• Không được đổ đất đắp trực tiếp lên vật liệu cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp. Thay vào đó, đất đắp cần được đổ lên phần đất đắp đã được rải trước đó, sau đó dùng máy ủi san gạt trải lên vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp.

7-9.4 Tương tác giữa đất và vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp

Việc xác định chiều dài vật liệu cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp trong thiết kế mái dốc MSE một phần dựa trên khả năng chống kéo tuột (pullout) của cốt gia cường khỏi giữa các lớp đất bao quanh. Trong FHWA (2009b), FHWA định nghĩa khả năng chống tuột của vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp như sau:

\[
P_r = F^* \cdot \alpha \cdot \sigma’_v \cdot L_e \cdot C\tag{7-4}
\]

trong đó:
\(\qquad P_r =\) sức kháng kéo tuột của cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp
\(\qquad F^* =\) hệ số sức kháng kéo tuột
\(\qquad \alpha =\) hệ số hiệu chỉnh xét đến sự giảm ứng suất phi tuyến
\(\qquad \sigma’_v =\) ứng suất hữu hiệu theo phương đứng tại mặt tiếp xúc đất–cốt gia cường
\(\qquad L_e =\) chiều dài cốt gia cường nằm sau mặt phá hoại thử
\(\qquad C =\) số mặt mà sức kháng kéo tuột được huy động, tức là 2 đối với vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp

Mặt phá hoại tới hạn dùng để tính \(L_e\) nên là mặt có hệ số \(F\) nhỏ nhất được xem là chấp nhận được. Ngoài ra, \(L_e\) không nên nhỏ hơn 3 ft để bảo đảm đủ sức kháng kéo tuột.

Một số nhà sản xuất cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp đã đặc trưng tương tác đất – vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp bằng hệ số tương tác \((C_i)\), dựa trên các thí nghiệm kéo tuột, với \(C_i\) được định nghĩa như sau:

\[
C_i = \frac{\tan \delta}{\tan \phi’}\tag{7-5}
\]

trong đó:
\(\qquad \phi’ =\)góc ma sát trong theo ứng suất hữu hiệu
\(\qquad \delta =\)góc ma sát hữu hiệu tại mặt tiếp xúc đất–vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp

Các giá trị \(F^*\) và \(C_i\) có quan hệ với nhau như sau:

\[
F^* = C_i \tan(\phi’)\tag{7-6}
\]

7-9.5 Phân tích và thiết kế mái dốc cốt gia cường

Khía cạnh thách thức nhất về mặt kỹ thuật trong thiết kế mái dốc MSE là việc xác định cường độ, chiều dài và khoảng cách bố trí theo phương đứng của các lớp cốt gia cường cần thiết. Mặt trượt tới hạn đối với mái dốc có các lớp cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp bố trí theo phương ngang thường là sự kết hợp giữa các đoạn cung tròn và đoạn thẳng, đặc biệt trong trường hợp mặt trượt tới hạn nằm hoàn toàn bên ngoài vùng đất cốt gia cường (tức là mặt trượt tổng thể chứ không phải mặt trượt hỗn hợp).

Hầu hết các phần mềm được sử dụng cho mái dốc đất thông thường cũng có thể áp dụng cho mái dốc MSE. Một số phần mềm được viết chuyên biệt cho mái dốc MSE, được liệt kê tại Phụ lục B. Phương pháp Spencer (Spencer 1967) và phương pháp Morgenstern và Price (Morgenstern and Price 1963) đều phù hợp để phân tích các mặt trượt phi tuyến tròn (noncircular), thỏa mãn tất cả các điều kiện cân bằng (tức cân bằng mô-men và cân bằng lực), và cho lời giải chính xác nhất. Một trong hai phương pháp này được ưu tiên sử dụng để phân tích mái dốc MSE.

Một trong những điểm quan trọng nhất cần lưu ý khi mô hình hóa mái dốc MSE bằng chương trình phân tích ổn định mái dốc theo phương pháp cân bằng giới hạn là định nghĩa của F được nêu trong Phương trình 7-1. Tuy nhiên, sự có mặt của cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp đòi hỏi cường độ của nó phải được đưa vào vế phải của phương trình, ở tử số hoặc mẫu số (Duncan et al. 2014). Có hai phương án như tóm tắt trong Bảng 7-6. Phương pháp được sử dụng bởi phần mềm phân tích ổn định mái dốc có thể được xác định bằng cách áp dụng phương pháp đơn giản do Duncan et al. (2014) đề xuất.

Bảng 7-6 Các phương pháp đưa cường độ cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp vào phương trình hệ số an toàn

Phương pháp đưa cường độ cốt gia cường vào	Phương trình hệ số an toàn
Phương pháp A (chủ động)	\(F = \dfrac{\text{cường độ kháng cắt}}{\text{ứng suất cắt cần thiết để cân bằng − sức kháng của cốt gia cường}}\)
Phương pháp B (bị động)	\(F = \dfrac{\text{cường độ đất + sức kháng của cốt gia cường}}{\text{ứng suất cắt cần thiết để cân bằng}}\)

Nếu Phương án A được sử dụng để xác định F, thì cường độ của vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp dùng để tính F là T_d. Để tính đến các bất định tiềm ẩn, T_d cần được chia cho hệ số an toàn đối với cường độ vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp (F_R) không nhỏ hơn 1.3. Nếu Phương án B được sử dụng, T_d sẽ được chiết giảm bởi F và không cần áp dụng F_R.

Phương chiều của lực cốt gia cường theo phân tích cân bằng giới hạn có thể thay đổi từ phương song song với cốt gia cường đến phương tiếp tuyến với mặt trượt. Việc thiết lập phương song song với cốt gia cường trong chương trình phân tích ổn định mái dốc là thông lệ phổ biến và có xu hướng cho giá trị F thấp hơn so với việc thiết lập phương tiếp tuyến với mặt trượt.

Thảo luận chi tiết về quy trình xác định yêu cầu cốt gia cường đối với mái dốc MSE được trình bày trong FHWA (2009), đặc biệt là đối với trường hợp sử dụng phương pháp đơn giản hóa Bishop (Bishop’s simplified method). Tài liệu hướng dẫn của FHWA cũng xem xét cơ chế phá hoại trượt nội bộ (internal sliding failure) và trường hợp đất nền cục bộ mềm yếu tại chân mái dốc. Các bước trình bày trong Bảng 7-7 nhằm hỗ trợ kỹ sư xây dựng mô hình tính toán phục vụ thiết kế mái dốc MSE.

Bảng 7-7 Các bước thiết kế mái dốc MSE

Bước	Trình Tự Thực Hiện
1	Vẽ mặt cắt ngang theo tỷ lệ của mái dốc, thể hiện cao độ hiện trạng và cao độ thiết kế, cũng như các điều kiện nước bên ngoài và các tải trọng thường xuyên và tạm thời. Sử dụng bản vẽ hiện trạng chất lượng cao để xác định vị trí các yếu tố này một cách chính xác nhất có thể.
2	Sử dụng thông tin địa kỹ thuật hiện có để xác định và vẽ ranh giới các lớp đất, đá cũng như mực nước ngầm.
3	Sử dụng kết quả của Bước 1 và Bước 2 để xây dựng mặt cắt ngang trong mô hình chương trình tính toán.
4	Gán các đặc trưng vật lý, cường độ và thủy lực cho các phần của mô hình theo thông tin địa kỹ thuật hiện có.
5	Lựa chọn phương pháp Spencer hoặc phương pháp Morgenstern và Price để phân tích mặt trượt.
6	Lựa chọn từ một đến ba giá trị cường độ cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp (\(T_{al}\)) dựa trên thông tin của nhà sản xuất, hoặc giả định các giá trị điển hình.
7	Xác định chương trình tính toán sử dụng Phương án A hay Phương án B để xác định F. Nếu chương trình cho phép lựa chọn, chọn Phương án A và chiết giảm cường độ vải địa kỹ thuật (geogrid) theo \(F_R\) ≥ 1.3.
8	Thiết lập phương chiều của lực cốt gia cường song song với cốt gia cường.
9	Gán thông số \(F^*\) hoặc \(C_i\) theo khuyến nghị của nhà sản xuất vật liệu cốt gia cường. Nếu không có khuyến nghị hoặc khuyến nghị không được hỗ trợ bởi số liệu thí nghiệm, giả định \(C_i\) = 0.67. Giá trị này sẽ thiên về an toàn đối với các thông số đất trình bày trong Bảng 7-4.
10	Nếu chương trình tính toán cho phép lựa chọn, chọn mức độ phủ cốt gia cường 100% thay vì phủ một phần.
11	Bố trí các lớp cốt gia cường địa kỹ thuật tổng hợp trên mặt cắt ngang. Khoảng cách theo phương đứng 3 ft là điểm khởi đầu hợp lý. Nhìn chung, khoảng cách theo phương đứng của cốt gia cường không nên vượt quá 3 ft.
12	Thiết lập chiều dài (L) của mỗi lớp cốt gia cường khoảng 07·H. Chiều dài L yêu cầu sẽ tăng lên nếu có mái dốc phía dưới (tức mái dốc chân) hoặc phía sau (tức mái dốc đỉnh) kết cấu MSE.
13	Thực hiện phân tích sơ bộ bằng cách thiết lập giới hạn tìm kiếm chỉ để đánh giá các mặt trượt đi qua bề mặt mái dốc. Đánh giá cả mặt trượt tròn và mặt trượt phi tuyến tròn. Nếu giá trị F thu được quá thấp, thay đổi các lớp cốt gia cường gần đáy mặt trượt sang loại có cường độ cao hơn.
14	Sau khi thiết kế cho các mặt trượt đi qua bề mặt mái dốc, thay đổi giới hạn tìm kiếm để đánh giá các mặt trượt hỗn hợp và mặt trượt tổng thể đi qua bên dưới chân kết cấu.
15	Nếu phát hiện mặt trượt hỗn hợp có giá trị F thấp không chấp nhận được, tăng cường độ của các lớp cốt gia cường phía dưới hoặc giảm khoảng cách theo phương đứng của chúng. Nếu phát hiện mặt trượt tổng thể có giá trị F thấp không chấp nhận được, tăng chiều dài của các lớp cốt gia cường.

\(\\\)

Sử dụng quy trình trong Bảng 7-7, các điều chỉnh cần thiết để đạt được hệ số \(F\) thỏa mãn và cân bằng với hiệu quả sử dụng vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp là một quá trình lặp, trong đó cường độ và chiều dài của vật liệu địa kỹ thuật tổng hợp được điều chỉnh.

Khi thiết kế tối ưu đã được xác định, cần xem xét các tham số có thể có mức độ không chắc chắn đáng kể. Ví dụ, nếu đá được cho là nằm bên dưới chân mái dốc MSE, thì việc thay đổi cao độ đỉnh đá vài feet trong mô hình máy tính có thể tạo ra ảnh hưởng lớn, làm nên sự khác biệt giữa mái dốc ổn định và phá hoại mái dốc. Tương tự, thường có mức độ không chắc chắn đáng kể về vị trí nước ngầm và cường độ kháng cắt của đất. Ảnh hưởng của các bất định này cần được khảo sát bằng các phân tích tham số kết hợp với phán đoán kỹ thuật.

Người thiết kế được khuyến cáo tránh làm thiết kế quá phức tạp. Phần tiết kiệm nhỏ về vật liệu nhờ tối ưu hóa chiều dài hoặc khoảng cách cốt gia cường thường bị bù lại bởi khả năng phát sinh sai sót trong thi công hoặc tăng khó khăn trong khả năng thi công.

7-9.6 Hệ số an toàn yêu cầu đối với mái dốc MSE

Mái dốc MSE cần được thiết kế với giá trị F mục tiêu dựa trên các cân nhắc về mức độ bất định của điều kiện hiện trường, đặc trưng vật liệu và hậu quả nếu mái dốc bị phá hoại. Nhìn chung, thông lệ thực hành là cung cấp giá trị F trong khoảng từ 1.3 đến 1.5. Nếu điều kiện hiện trường và đặc trưng vật liệu được hiểu rõ, và nếu hậu quả của việc phá hoại tương đối thấp, thì giá trị F tối thiểu 1.3 có thể phù hợp. Tuy nhiên, nếu điều kiện hiện trường có khả năng thay đổi không lường trước được, và nếu loại đất, cường độ và vị trí phân bố chưa được hiểu rõ, thì giá trị F từ 1.5 trở lên có thể là cần thiết. Tương tự, nếu yêu cầu hoạt động ổn định của mái dốc MSE là điều kiện tiên quyết để các công trình quan trọng vận hành, thì giá trị F từ 1.5 trở lên có thể được chỉ định. Đối với mái dốc MSE được thiết kế theo hướng dẫn của FHWA, hệ số an toàn tối thiểu yêu cầu là 1.5.

7-10 ỔN ĐỊNH MÁI DỐC ĐÁ

Ổn định của mái dốc đá có thể trở thành vấn đề cần quan tâm trong quá trình đào để thi công đường, công trình nhà và các hạng mục hạ tầng. Thông thường, vấn đề ổn định không thể được nhận diện cho đến khi công tác đào đang diễn ra và có đủ thông tin để đánh giá tiềm năng xảy ra các dạng phá hoại khác nhau. Phân tích ổn định mái dốc đá có thể cần được thực hiện nhanh chóng để tránh chậm trễ dự án. Khả năng chậm trễ có thể tăng lên do cần thiết kế các biện pháp ổn định. Trong các trường hợp khác, mất ổn định mái dốc đá không xảy ra cho đến rất lâu sau khi đào ban đầu, khi thời tiết và phong hóa đá đã phát huy tác động.

Phần này cung cấp tổng quan về một số khía cạnh của mái dốc đá và thảo luận sâu hơn về một số nội dung khác. Cơ chế cơ bản của phá hoại mái dốc đá được trình bày thông qua thảo luận về trượt khối, phá hoại phẳng, phá hoại nêm và phá hoại lật. Các biện pháp ổn định mái dốc đá và giảm thiểu đá rơi cũng được đề cập. Có thể tham khảo thêm trong FHWA (1998), Hoek và Bray (1981), và Rowland và cộng sự (2007) (tài liệu mới).

7-10.1 Các dạng phá hoại mái dốc đá

May mắn là ứng suất trong hầu hết các mái dốc đá nhỏ hơn nhiều so với cường độ của đá, vì vậy phần lớn mái dốc đá tương đối ổn định. Tiềm năng phá hoại mái dốc đá trở thành vấn đề cần quan tâm trong hai điều kiện tổng quát.

Thứ nhất, các khe bất liên tục trong khối đá lan truyền và làm đá tách thành các khối, nêm, cột hoặc các dạng phân đoạn khác. Thứ hai, đá đã bị tách rời dưới dạng cuội tảng và khối đá có thể trượt xuống mái dốc dưới tác dụng của trọng lực như đá rơi. Trong cả hai trường hợp, đá bị tách rời có thể gây nguy hiểm cho tài sản và tính mạng.

Có sáu dạng cấu hình mái dốc đá điển hình, một số có thể gây rủi ro mất ổn định. Bốn cấu hình bất liên tục trong đá có thể xảy ra được trình bày trong Hình 7-13, trong khi các mái dốc đá có đá yếu và phong hóa được mô tả trong Hình 7-14.

Thuật ngữ bất liên tục (discontinuity) chỉ các đứt gãy, khe nứt, mặt phân lớp hoặc bất kỳ mặt nào khác mà khối đá có thể chuyển động trên đó. Kiểu bất liên tục thể hiện trong Hình 7-13a là điển hình đối với đá trầm tích, như đá vôi, sa thạch và đá phiến sét, được lắng đọng thành các lớp phân tầng và sau đó bị nâng lên do các quá trình địa chất. Hướng của các bất liên tục trong Hình 7-13a gần như song song với mặt mái dốc đá, nhưng chúng không lộ ra (daylight) trên mặt mái dốc. Tức là, các bất liên tục không kéo dài đến và cắt qua bề mặt đá lộ ra tại mặt mái dốc. Với cấu hình như vậy, mái dốc đá được dự kiến vẫn ổn định.

Ngược lại, Hình 7-13b thể hiện một mái dốc đá có các bất liên tục lộ ra trên mặt mái dốc. Với hướng bất liên tục như vậy, có khả năng xảy ra phá hoại mái dốc đá.

Hình 7-13c thể hiện một mái dốc đá có mặt phân lớp nhìn chung thuận lợi, trong đó các bất liên tục cắm vào mái dốc đá, tức là nghiêng vào trong khối đá; do đó ít có khả năng đá trượt ra khỏi mặt mái dốc. Tuy nhiên, các khối đá trên mặt mái dốc có thể trở nên mất ổn định khi các bất liên tục lộ ra trên mặt mái. Khả năng phát triển các điều kiện như vậy tăng lên nếu đã sử dụng nổ mìn trong quá trình đào mái dốc.

Một cấu hình mái dốc đá minh họa điều kiện lật đổ các cột đá được trình bày trong Hình 7-13d. Hiện tượng lật đổ trở thành rủi ro đối với đá tương đối mỏng, bị khống chế bởi các bất liên tục cắm dốc. Ổn định của các cột đá có thể suy giảm tương đối nhanh nếu nước dễ dàng thấm vào các bất liên tục từ dòng chảy mặt và làm tăng tốc độ phong hóa. Ở các khu vực có chu kỳ đóng băng–tan băng thường xuyên, tốc độ suy giảm có thể tăng thêm do nước đóng băng có thể làm các cột đá tách rời.

Sa thạch và đá phiến sét thường có mặt phân lớp gần nằm ngang. Việc đào trong một chuỗi phân lớp như vậy thường tạo ra các lớp đá phiến sét phong hóa nhanh hơn sa thạch. Trong các điều kiện này, các lớp sa thạch có thể bị xói chân và tạo thành các gờ đá dễ bị nứt và rơi. Điều kiện như vậy được minh họa trong Hình 7-14a. Các mái dốc đá yếu có các khe không liên tục, không kéo dài liên tục và bố trí gần nhau có thể phá hoại theo mặt tròn hoặc không tròn, tương tự mái dốc đất, như thể hiện trong Hình 7-14b.

Việc đánh giá khả năng phát triển một trong các dạng phá hoại nêu trên thường đòi hỏi khảo sát địa chất, lập bản đồ hiện trường các mặt bất liên tục, chiếu lập thể dữ liệu địa chất và đánh giá cường độ đá. Mỗi nhiệm vụ này đều là các nội dung quan trọng trong những tài liệu chuyên sâu về kỹ thuật ổn định mái dốc đá.

7-10.2 Cơ học của khối trượt

Cơ học của một khối trượt là cơ sở cho hai loại phân tích ổn định mái dốc đá. Xét mái dốc đá được minh họa trong Hình 7-15, trọng lượng của khối \(ABC\) được biểu thị bằng lực \(W\), tác dụng qua trọng tâm của khối. Thành phần của \(W\) tác dụng vuông góc với mặt trượt \(AC\) là \(F_N\). Thành phần của \(W\) tác dụng song song với mặt trượt \(AC\) là \(F_S\). Quan hệ giữa ba lực này được xác định bởi góc, hay độ dốc nghiêng (dip), của mặt trượt \((\Psi_p)\) so với mặt phẳng ngang.

Hệ số an toàn chống trượt trên mặt phẳng AC được tính như trong Hình 7-15. Lời giải này giả định rằng không có áp lực nước lỗ rỗng tác dụng lên mặt trượt. Áp lực nước lỗ rỗng dương sẽ làm giảm ứng suất pháp hữu hiệu, sức kháng cắt và hệ số an toàn.

7-10.3 Phá hoại dạng mặt phẳng

Mái dốc đá với khối trượt thể hiện trong Hình 7-15 là một dạng đơn giản của phá hoại dạng mặt phẳng. Đây không phải là dạng phá hoại thường gặp vì các điều kiện để nó phát triển hiếm khi xảy ra. Tuy nhiên, cơ chế của phá hoại dạng mặt phẳng cũng áp dụng cho dạng phá hoại nêm thường gặp hơn. Vì lý do này, việc xem xét thêm về phá hoại dạng mặt phẳng là hữu ích.

7-10.3.1 Các thuật ngữ về định hướng bề mặt dốc

Việc thảo luận về phá hoại dạng mặt phẳng cần định nghĩa ba thuật ngữ dùng để mô tả định hướng của các mặt phẳng nghiêng, chẳng hạn như mặt mái dốc hoặc mặt có khả năng phá hoại. Góc dốc (dip, Ψ) của một mặt phẳng nghiêng là độ nghiêng của bề mặt đó, đo từ mặt phẳng ngang, như thể hiện trong Hình 7-16. Hướng dốc hoặc phương vị dốc (dip direction hoặc dip azimuth, α) là phương của hình chiếu ngang của đường dốc, đo theo chiều kim đồng hồ từ hướng bắc. Thuật ngữ đường phương (strike) thường được dùng để mô tả định hướng của một mặt phẳng nghiêng. Đây là phương của một đường được tạo thành bởi giao tuyến giữa mặt phẳng nghiêng và một mặt phẳng ngang tưởng tượng. Định hướng của đường phương của một bề mặt nghiêng vuông góc với hướng dốc của bề mặt nghiêng đó.

7-10.3.2 Điều kiện chung đối với phá hoại dạng mặt phẳng

Để trượt xảy ra trên một mặt phẳng đơn, phải thỏa mãn bốn điều kiện sau (Hoek và Bray, 1981):

1. Mặt phẳng xảy ra trượt phải có đường phương gần song song với mặt mái dốc, tức là trong khoảng 20° so với mặt mái dốc.
2. Mặt phẳng phá hoại phải lộ ra ở mặt mái dốc, tức là cắt mặt mái dốc. Do đó, góc dốc của mặt phẳng phá hoại (Ψp) phải nhỏ hơn góc dốc của mặt mái dốc, Ψf. Nghĩa là: Ψp < Ψf.
3. Góc dốc của mặt phẳng phá hoại phải lớn hơn góc ma sát tại mặt phẳng phá hoại. Nghĩa là: ϕ′ < Ψf.
4. Trong khối đá phải có các mặt giải phóng có sức kháng trượt không đáng kể để xác định các ranh giới bên của khối trượt.

Vị trí tương đối của các mặt phẳng được xác định bởi Ψf, Ψp và ϕ′ được thể hiện trong Hình 7-17a. Các mặt giải phóng liên quan đến mặt phẳng trượt được thể hiện trong Hình 7-17b.

7-10.4 Phân tích phá hoại dạng mặt phẳng

Các mái dốc đá được phân tích theo phá hoại dạng mặt phẳng cũng có thể xét đến sự hiện diện của một khe nứt kéo, có thể chứa nước. Khe nứt có thể nằm phía trên hoặc phía dưới đỉnh mái dốc, như thể hiện trong Hình 7-18. Lực đẩy do nước tại mặt phẳng phá hoại được ký hiệu là U. Lực do nước tác dụng trong khe nứt kéo được ký hiệu là V. Hệ số an toàn đối với các điều kiện như vậy có thể được tính bằng phương trình trình bày trong Hình 7-18.

Các chi tiết bổ sung về phân tích ổn định của các mặt phẳng trượt được mô tả trong FHWA (1998) và Hoek và Bray (1981). Mặc dù các phân tích như vậy có thể được thực hiện thủ công, hiệu quả phân tích có thể được cải thiện đáng kể bằng cách sử dụng các chương trình máy tính.

7-10.5 Phá hoại dạng nêm

Mái dốc đá với nêm trượt thể hiện trong Hình 7-19 tương tự như mặt phẳng trượt, nhưng sự hiện diện của Mặt phẳng A và Mặt phẳng B cho phép mô hình hóa dạng hình học thường gặp hơn trong thực tế.

Quy ước được sử dụng trong FHWA (1998) và Hoek và Bray (1981) là mặt giải phóng (release surface) được ký hiệu là Mặt phẳng A là mặt thoải hơn trong hai mặt giải phóng. Mặt giải phóng dốc hơn được ký hiệu là Mặt phẳng B. Hai mặt này giao nhau dọc theo đường giao tuyến (line of intersection).

(mặt giải phóng – release surface là gì?)

Trong cơ học đá, release surface không có một thuật ngữ tiếng Việt hoàn toàn thống nhất, nhưng thường được dịch là:

• mặt giải phóng (phổ biến trong các tài liệu dịch từ Hoek & Bray)
• mặt tách khối
• mặt giới hạn bên của khối trượt (khi cần diễn giải rõ ý nghĩa)

Về bản chất, release surface là một khe nứt, mặt bất liên tục hoặc mặt yếu có sức kháng cắt rất nhỏ, giúp tách khối đá khỏi khối đá xung quanh, tạo điều kiện để khối đá có thể trượt.

Sau đó chỉ dùng mặt giải phóng cho ngắn gọn. Đây cũng là cách dịch phù hợp nhất với ngữ cảnh Hoek & Bray.

Giống như phá hoại dạng mặt phẳng, phá hoại dạng nêm cũng cần thỏa mãn một số yêu cầu hình học nhất định để xảy ra. Cụ thể, \(\Psi_{Fi} > \Psi_{i} > \phi′\), trong đó \(\Psi_{Fi}\) là góc nghiêng của mặt mái dốc, đo vuông góc với đường giao tuyến; \(\Psi_{i}\) là góc dốc của đường giao tuyến; và \(\phi′\) là góc ma sát trung bình của Mặt phẳng A và Mặt phẳng B. Lưu ý rằng \(\Psi_{Fi}\) không giống \(\Psi_{i}\), trừ khi hướng dốc của đường giao tuyến trùng với hướng dốc của mặt mái dốc (Hoek và Bray, 1981).

Hệ số an toàn của nêm trong Hình 7-19 có thể được xác định bằng cách giả định rằng trượt chỉ được kháng lại bởi ma sát tại bề mặt của Mặt phẳng A và Mặt phẳng B. Với giả định đơn giản hóa này, các lực kháng trên các mặt phẳng này có thể được xác định bằng cách tính các lực pháp tuyến RA và RB trên từng mặt phẳng, như minh họa trong Hình 7-20a. Các lực thành phần của trọng lượng nêm vuông góc và song song với đường giao tuyến được thể hiện trong Hình 7-20b.

Hoek và Bray (1981) liên hệ hệ số an toàn chống phá hoại dạng nêm \((F_w)\) với hệ số an toàn của một mái dốc có mặt phẳng dốc nghiêng một góc \(\Psi_{Fi}\) và mặt phẳng phá hoại nghiêng một góc \(\Psi_{i}\) bằng hệ số nêm \(K\). Hệ số nêm này có thể được xác định bằng đồ thị bằng cách sử dụng một hình được cung cấp trong cả FHWA (1998) và Hoek và Bray (1981).

Phân tích phá hoại dạng nêm trong trường hợp có lực dính hoặc có nước sẽ phức tạp hơn so với phá hoại dạng nêm chỉ xét góc ma sát tại các mặt phẳng phá hoại. Cả FHWA (1998) và Hoek và Bray (1981) đều trình bày chi tiết quá trình phân tích này. Phân tích như vậy cũng có thể được thực hiện hiệu quả bằng các chương trình máy tính.

7-10.6 Phá hoại do lật

Để một cột đá bị phá hoại do lật, trọng tâm của cột phải nằm ở phía mặt mái dốc của cột. Theo cách này, cột chịu tải lệch tâm. Dạng tải trọng như vậy tạo ra ứng suất kéo ở phía cột nằm xa mặt mái dốc, như thể hiện trong Hình 7-21. Nếu khả năng chịu kéo của cột bị vượt quá, phá hoại có thể xảy ra.

Phân tích phá hoại do lật của đá có thể phức tạp hơn đáng kể so với phân tích phá hoại dạng mặt phẳng hoặc phá hoại dạng khối. Một phương pháp tính toán thủ công được mô tả trong FHWA (1998), nhưng quy trình này có thể có phạm vi áp dụng hạn chế đối với điều kiện thực tế tại hiện trường.

7-10.7 Phá hoại dạng cung tròn

Như đã mô tả trong Mục 7-10.1, nếu mái dốc đá gồm vật liệu yếu với các khe nứt khít nhau và không liên tục, thì mái dốc có thể phá hoại dọc theo một mặt trượt tròn hoặc không tròn, tương tự như mái dốc đất. Phân tích các dạng phá hoại này có thể được thực hiện bằng các phương pháp đã thảo luận trước đó đối với ổn định mái dốc đất. Tuy nhiên, cần lưu ý rằng ngay cả đá nguyên khối yếu cũng có thể có cường độ dính kết đáng kể. Việc đánh giá chính xác cường độ dính kết thực tế có thể khó thực hiện. Cũng cần nhận thức rằng các vùng đá tương đối mạnh có thể tồn tại phía sau các vùng đá tương đối yếu. Sự hiện diện của các vùng đá mạnh có thể ảnh hưởng đáng kể đến vị trí của mặt trượt tới hạn.

7-10.8 Ổn định và bảo vệ mái dốc đá

Có thể áp dụng một số biện pháp để giảm thiểu các nguy cơ do mái dốc đá không ổn định gây ra. Các biện pháp này thay đổi từ tương đối đơn giản đến những biện pháp đòi hỏi chuyên môn phân tích, kỹ năng thi công và chi phí đáng kể.

7-10.8.1 Các phương án ổn định và bảo vệ

Các biện pháp ổn định thường có sẵn bao gồm gia cường đá, loại bỏ đá và các hàng rào bảo vệ. Trong mỗi nhóm này có nhiều phương án khác nhau, như thể hiện trong Hình 7-22.

7-10.8.2 Gia cường

Neo đã được sử dụng trong nhiều năm để ổn định cả mái dốc đất và mái dốc đá. Nhìn chung, neo có thể được phân loại là neo bị động hoặc neo chủ động. Một loại neo bị động (passive anchor) thường được dùng để ổn định đào từ trên xuống là đinh đất. Đối với ổn định mái dốc đá, neo có thể được gọi là bu lông đá (rock bolt) hoặc chốt đá (dowel). Neo này thường gồm một bó thép dạng thanh ren toàn phần, được đặt ở giữa lỗ khoan. Vữa xi măng được bơm vào lỗ khoan để liên kết bó thép với đất hoặc đá xung quanh. Vữa thường được đặt bằng ống tremie từ đầu xa đến đầu neo. Thông thường, các lỗ khoan này được khoan nghiêng xuống khoảng 15° hoặc hơn so với mặt phẳng ngang để ngăn vữa chảy tràn ra mặt đào.

Các thanh thép dùng cho các ứng dụng này thường có khả năng chịu kéo ít nhất 75 ksi (≈ 517 MPa). Các thanh có khả năng chịu kéo cao hơn cũng có sẵn. Đường kính thanh điển hình tương ứng với các cỡ thép cốt bê tông tiêu chuẩn từ #8 (tức là đường kính danh nghĩa 1.0 inch~2.54cm) đến #11 (tức là đường kính danh nghĩa 1.41 inch ~35.8cm). Khả năng chống ăn mòn thường được cung cấp bằng lớp phủ epoxy hoặc mạ kẽm. Lớp vữa bao quanh thanh cũng có thể bảo vệ phần nào chống ăn mòn, nhưng vữa có thể bị nứt và có thể không tạo được lớp bao phủ hoàn toàn.

Các loại nhựa lỏng khác nhau được sản xuất để dùng với neo đá như một giải pháp thay thế cho vữa xi măng. Các ống nhựa chứa chất đóng rắn có thể được chọn để tạo ra các khoảng thời gian đông cứng khác nhau. Các ống này được đưa vào lỗ khoan, sau đó thanh thép được đưa vào. Sau đó, thanh thép được quay với tốc độ quy định để trộn nhựa với chất đóng rắn và phân bố hỗn hợp lên cả bề mặt thanh thép và bề mặt đá. Tuy nhiên, trong ngành thi công neo nền vẫn còn một số nghi ngại rằng nhựa có thể không được phân bố ổn định đến bề mặt đá và bề mặt thanh thép, và có thể không đảm bảo được khả năng liên kết cần thiết. Ngoài ra, nhựa không cung cấp mức độ bảo vệ chống ăn mòn tương đương với vữa xi măng.

FHWA đã xuất bản một số sổ tay về thiết kế kết cấu đinh đất. Phiên bản hiện hành là Geotechnical Engineering Circular No. 7 (FHWA, 2015). Cần tham khảo sổ tay này khi thiết kế neo bị động cho các ứng dụng ổn định đá.

Neo bị động không tạo ra lực ổn định cho đất hoặc đá xung quanh cho đến khi đá hoặc đất có xu hướng dịch chuyển. Tại thời điểm đó, neo bị động cung cấp lực kháng. Ngược lại, neo chủ động (active anchor) được căng kéo như một phần của quá trình lắp đặt. Các neo này có thể gồm các thanh thép giống như đinh đất. Tuy nhiên, nếu cần một neo đặc biệt dài hoặc neo có khả năng chịu kéo lớn, thì có thể dùng bó cáp thép. Việc lắp đặt loại neo chủ động này tương tự như neo bị động. Đầu tiên, khoan một lỗ cho neo, sau đó bó cáp được đưa vào và đặt ở giữa lỗ. Tiếp theo, bó cáp được bơm vữa, nhưng chỉ bơm cho một chiều dài nhất định của bó cáp, bắt đầu từ đầu xa. Phần chiều dài giữa đỉnh đoạn đã bơm vữa và đầu neo được để không dính kết (unbonded). Lý do để có đoạn không dính kết là phần này của bó cáp phải được phép biến dạng dưới tải căng kéo thiết kế để tạo lực chủ động tại đầu neo. Lực này được truyền đến bản đỡ hoặc khối đỡ được cố định trên mặt mái dốc đá. Bằng cách này, lực chủ động có thể được dùng để ổn định một mặt phẳng đá lớn, một nêm đá hoặc các cột đá không ổn định. Đây có lẽ là điểm khác biệt quan trọng nhất giữa neo chủ động và neo bị động. Khác với neo bị động, neo chủ động không phụ thuộc vào sự dịch chuyển của đất hoặc đá để huy động cường độ của nó.

Chiều dài dính kết (bonded) của bó thép là phần được bơm vữa. Chiều dài đoạn dính kết được xác định dựa trên các phân tích xét đến tải trọng trong neo và cường độ dính bám giữa vữa và đất hoặc đá xung quanh.

Các bó cáp thép thường có sẵn ở các cấu hình cho khả năng chịu kéo làm việc khoảng 35 đến 500 kips (156-2224kN). Các bó cáp có khả năng chịu kéo lớn hơn đáng kể cũng có thể được chế tạo.

Thiết kế hệ thống neo chủ động được thảo luận trong Geotechnical Engineering Circular No. 4 của FHWA (FHWA, 1999). Cần tham khảo sổ tay này khi thiết kế neo chủ động cho các ứng dụng ổn định đá.

Khi thiết kế neo để ổn định mái dốc đá, cần xem xét khả năng xuất hiện các điều kiện có thể gây ăn mòn thép. Các điều kiện như vậy thường gặp ở những khu vực có than và dòng chảy axit, hoặc nơi có đất sodic và pyritic. FHWA đưa ra các thông số điện hóa trong Bảng 7-8 làm giới hạn sử dụng cốt thép trong các kết cấu đất ổn định cơ học (MSE). Các giới hạn này cần được xem xét khi thiết kế biện pháp bảo vệ chống ăn mòn cho neo chủ động và neo bị động.

Bảng 7-8 Giới hạn khuyến nghị của các tính chất điện hóa
đối với vật liệu đắp có cốt gia cường bằng thép (theo FHWA 2009b)

Tính chất	Tiêu chí	Phương pháp thí nghiệm
Điện trở suất	>3000 ohm-cm	AASHTO T-288
pH	>5 và <10	AASHTO T-289
Clorua	<100 ppm	ASTM D4327
Sulfat	<200 ppm	ASTM D4327

7-10.8.3 Bê tông phun

Bê tông phun về cơ bản là bê tông có ít hoặc không có hạt cỡ sỏi, tức là lớn hơn sàng số 4, và có thể được phun lên các bề mặt thẳng đứng hoặc gần thẳng đứng. Bê tông phun thường được thi công theo từng lớp để đạt tổng chiều dày lớp phủ theo yêu cầu. Có thể dùng cả lưới thép hàn (WWF) và thanh thép trong bê tông phun để gia cường.

Bê tông phun có thể được dùng để ổn định các mái dốc đá chịu hiện tượng bong bật và rơi rời sỏi, cuội và tảng đá. Nó có xu hướng bám dính vào các mặt không ổn định này, nhưng cần được neo giữ bằng các neo bị động tương đối ngắn, tức là đinh đất, bu lông đá hoặc chốt đá. Nếu không, bê tông phun có thể bong tách khỏi mặt đá trong thời gian ngắn. Chiều dài neo có thể từ 10 ft trở xuống nếu chúng không thật sự cần thiết để ổn định các mặt phẳng và nêm đá. Nếu bề mặt mái dốc đá phần lớn không ổn định, các neo nên được bố trí với khoảng cách không lớn hơn khoảng 6 ft.

Một nguyên nhân phổ biến gây tách bê tông phun khỏi mặt mái dốc đá là sự hiện diện của nước phía sau lớp bê tông phun. Nước thường thấm ra từ mái dốc đá và cần được thoát bằng lớp thoát nước composite. Việc thoát nước đặc biệt quan trọng ở vùng khí hậu nơi nước có thể đóng băng. Các dải thoát nước composite có thể được lắp đặt thành công phía sau bê tông phun. Các dải composite thường có bề rộng 4 ft. Chúng nên được lắp đặt với độ phủ 50%. Cần lắp đặt một rãnh thoát nước tại chân mỗi dải thoát nước composite và cho thoát ra ngoài bằng lỗ thoát nước xuyên qua lớp bê tông phun.

7-10.8.4 Trụ chống

Trụ chống đã được sử dụng hơn 1.000 năm để ổn định mái dốc, tường và công trình. Nhìn chung, trụ chống là một kết cấu trọng lực tạo sức kháng bị động chống lại chuyển vị. Đối với ổn định mái dốc đá, trụ chống có thể gồm đất hoặc đá đắp, hoặc có thể là kết cấu bê tông cốt thép được thiết kế, hay kết cấu đất ổn định cơ học (MSE). Việc phân tích kỹ thuật về yêu cầu khối lượng của trụ chống tương đối đơn giản và tương tự như đối với tường chắn trọng lực.

7-10.8.5 Thoát nước

Các hệ thống thoát nước thường được dùng kết hợp với các biện pháp gia cường mái dốc đá để chống lại các tác động gây mất ổn định của nước bị giữ lại phía sau mặt mái dốc. Nhìn chung, các lỗ thoát nước được khoan bằng thiết bị tương tự như thiết bị dùng cho neo. Tuy nhiên, thay vì khoan nghiêng xuống dưới so với mặt phẳng ngang, các lỗ thoát nước thường được khoan nghiêng lên 2° hoặc hơn so với mặt phẳng ngang.

Một thực tế không thuận lợi của các lỗ thoát nước là chúng thường bị tắc do tích tụ vật liệu hữu cơ. Việc loại bỏ các vật cản hữu cơ nói chung là không thực tế.

7-10.8.6 Loại bỏ đá

Độ ổn định của mái dốc đá thường có thể được cải thiện bằng cách loại bỏ vật liệu. Ở quy mô lớn, việc loại bỏ này có thể dưới dạng đào khối lượng lớn bằng khoan và nổ mìn, sau đó dùng máy ủi, máy đào bánh xích và xe tải vận chuyển.

Ở quy mô nhỏ hơn, có thể dùng cắt tỉa (trimming) để loại bỏ chọn lọc hơn các cấu tạo có vấn đề, chẳng hạn như phần đá nhô ra, các mặt phẳng, nêm và cột đá. Cắt tỉa cũng có thể sử dụng khoan và nổ mìn, và có thể được ưu tiên hơn so với đào khối lượng lớn về mặt chi phí cũng như khả năng gây gián đoạn đối với giao thông hoặc hoạt động thương mại lân cận.

Nếu mái dốc đá có các cuội và tảng đá rời có thể gây nguy cơ đá rơi, thì gỡ đá rời (scaling) có thể là phương pháp loại bỏ đá phù hợp nhất. Trong công tác gỡ đá rời, nhân viên di chuyển trên mặt mái dốc trong khi được bảo vệ bằng dây và đai an toàn. Họ dùng dụng cụ cầm tay để làm rơi các khối đá và cũng có thể loại bỏ các tích tụ đất và thảm thực vật.

7-10.8.7 Các biện pháp bảo vệ chống đá rơi

Các biện pháp bảo vệ chống đá rơi có thể bao gồm lắp đặt các hệ thống giữ bề mặt, hàng rào hoặc rãnh chắn. Tuy nhiên, thiết kế bất kỳ biện pháp nào trong số này thường đòi hỏi phải đánh giá rủi ro do đá rơi gây ra.

Phân tích đá rơi nói chung vượt quá khả năng của các tính toán thủ công, mặc dù một số công cụ đồ họa đã được phát triển cho mục đích này (FHWA, 1998). Khi FHWA (1998) được xuất bản, phân tích đá rơi có hỗ trợ máy tính vẫn còn ở giai đoạn tương đối sớm. Độ phức tạp của vấn đề lớn đến mức mô hình máy tính phải kết hợp với quay phim và khảo sát để đưa ra các giải pháp có độ chính xác có ý nghĩa.

Sau khi đã thực hiện phân tích đá rơi và có thể ước tính hợp lý vị trí cuối cùng của các khối đá rơi, có thể thiết kế các rãnh chắn để thu giữ các cuội và tảng đá rơi lệch khỏi quỹ đạo mong muốn. Hướng dẫn về xác định kích thước rãnh chắn được cung cấp trong FHWA (1998).

Lưới thép phủ mặt có thể được lắp đặt trên bề mặt mái dốc đá để giữ lại vật liệu có thể bị bong rơi. Lưới có thể là dây thép xoắn tương đối mảnh, hoặc có thể gồm các phần tử đường kính lớn hơn tùy theo yêu cầu cường độ. Nếu lưới được đặt trực tiếp trên mặt mái dốc, nó phải được neo giữ bằng các neo lắp đặt theo dạng bố trí đều. Trong một ứng dụng riêng biệt, đỉnh của lưới có thể được neo vào một đoạn ổn định của mái dốc đá và để treo rủ xuống phía trước mái dốc ở các cao trình thấp hơn. Các khối đá bong rơi khỏi mái dốc và có thể gây nguy cơ đá rơi sẽ bị lưới chắn lại. Trong các ứng dụng như vậy, thường lắp đặt một rãnh ở bên dưới lưới để thu giữ vật liệu rơi. Tương tự như neo gia cường, lưới thép cũng dễ bị ăn mòn trong môi trường điện hóa bất lợi. Cả lưới và các bộ phận neo của lưới cần được thiết kế có bảo vệ chống ăn mòn.

Hàng rào chắn đá rơi đã trở thành một hạng mục phổ biến dọc các tuyến đường cao tốc đi qua địa hình đồi núi. Nhìn chung, đây là biện pháp thực tế và hiệu quả về chi phí để bảo vệ chống đá rơi. Tuy nhiên, cần đánh giá quỹ đạo đá rơi để xác định vị trí, chiều cao và khả năng chịu lực kết cấu phù hợp của các hàng rào này.

7-10.8.8 Nhà che đá rơi và đường hầm

Nhà che đá rơi là phương pháp hiệu quả để bảo vệ giao thông xe cộ khỏi đá rơi, nhưng việc sử dụng chúng hiếm khi được chứng minh là hợp lý, trừ khi chi phí của các biện pháp giảm thiểu khác đặc biệt cao. Chúng thường cần thiết trên các tuyến đường đã được cắt vào sườn đồi. Chúng được thiết kế với mái dốc xuống. Ở phía lên dốc của mái, các dầm đỡ mái được cố định vào các bệ. Ở phía xuống dốc của mái, các dầm đỡ mái có thể được đỡ bằng cột.

Ở những vị trí không thực tế để xây dựng nhà che đá rơi, có thể cần xây dựng đường hầm. FHWA (1998) mô tả một ví dụ như vậy đối với một tuyến đường sắt ở Canada.

7-11 TÀI LIỆU ĐỌC THÊM

Chủ đề	Tài liệu tham khảo
Phân tích ổn định – Tổng quát	Bishop, A. W. and Bjerrum, L. (1960). The relevance of the triaxial test to the solution of stability problems Ý nghĩa của thí nghiệm ba trục đối với việc giải quyết các bài toán ổn định Proceedings of the ASCE Research Conference on the Shear Strength of Cohesive Soils, Boulder, CO.
	Skempton, A. W. (1948). The \(\phi = 0\) analysis of stability and its theoretical basis Phân tích ổn định với \(\phi = 0\) và cơ sở lý thuyết của nó Proceedings of the 2nd International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering, Rotterdam, Vol. 1, pp. 72–78.
	Terzaghi, K., Peck, R. B., and Mesri, G. (1996). Soil Mechanics in Engineering Practice Cơ học đất trong thực hành kỹ thuật 3rd ed., Wiley, Hoboken, NJ, 549 pages.
Phương pháp cân bằng giới hạn	Bishop, A. W. (1955). The use of slip circles in the stability analysis of earth slopes Sử dụng mặt trượt tròn trong phân tích ổn định mái dốc đất Geotechnique, 5(1), 7–17.
	Bromhead, E. N. (1992). The Stability of Slopes Ổn định mái dốc 2nd ed., Blackie, New York.
	Janbu, N. (1954a). Application of composite slip surface for stability analysis Ứng dụng mặt trượt hỗn hợp trong phân tích ổn định Proceedings of the European Conference on Stability of Earth Slopes, Vol. 3, pp. 43–49.
	Janbu, N. (1954b). Stability Analysis of Slopes with Dimensionless Parameters Phân tích ổn định mái dốc bằng các tham số không thứ nguyên Harvard Soil Mechanics Series 46, Harvard University Press, Cambridge MA.
Phá hoại tiến triển	Bjerrum, L. (1967). Progressive failure in slopes of overconsolidated plastic clay and clay shales Phá hoại tiến triển trong mái dốc đất sét dẻo quá cố kết và đá phiến sét ASCE, Journal of the Soil Mechanics and Foundation Division, 93(5), 1–49.
Phân tích ngược	Chandler, R. J. (1977). Back analysis techniques for slope stabilization works: a case record Kỹ thuật phân tích ngược cho công trình ổn định mái dốc: một nghiên cứu điển hình Geotechnique, 27(4), 479–495.
	Filz, G. M., Brandon, T. L., and Duncan, J. M. (1992). Back Analysis of Olmsted Landslide Using Anisotropic Strengths Phân tích ngược vụ trượt đất Olmsted sử dụng cường độ dị hướng Transportation Research Record 1343, Transportation Research Board, National Research Council, Washington, DC, pp. 72–78.
Gia cường địa kỹ thuật bằng vật liệu địa tổng hợp	Koerner, R. M. (1998). Designing with Geosynthetics Thiết kế với vật liệu địa tổng hợp 4th ed., Prentice Hall, Upper Saddle River, NJ.
Ổn định mái dốc dưới tác động động đất	Makdisi, F. I., and Seed, H. B. (1978). A simplified procedure for estimating dam and embankment earthquake-induced deformations Phương pháp đơn giản để ước tính biến dạng do động đất của đập và nền đắp ASCE, Journal of the Geotechnical Engineering Division, 104(7), 849–867.
	Seed, H. B. (1979). Considerations in the earthquake-resistant design of earth and rockfill dams Các vấn đề cần xem xét trong thiết kế kháng động đất của đập đất và đập đá đổ Nineteenth Rankine Lecture, Geotechnique, 29(3), 215–263.
Thi công mái dốc theo giai đoạn	Ladd, C. C. (1991). Stability evaluation during staged construction Đánh giá ổn định trong quá trình thi công theo giai đoạn ASCE, Journal of Geotechnical Engineering, 117, 540–615.
Điều kiện cường độ dư và đất sét mềm hóa hoàn toàn	Skempton, A. W. (1977). Slope stability of cuttings in brown London clay Ổn định mái đào trong đất sét nâu London Proceedings of the 9th International Conference on Soil Mechanics, Tokyo, Vol. 3, pp. 261–270.
	Skempton, A. W. (1985). Residual strength of clays in landslides, folded strata and the laboratory Cường độ dư của đất sét trong các vụ trượt đất, các tầng địa chất uốn nếp và trong phòng thí nghiệm Geotechnique, 35(1), 3–18.

\(\\\)

7-12 CÁC KÝ HIỆU

Symbol	Description / Mô tả
bi	Width of the slice Chiều rộng lát cắt
c	Total stress cohesion Lực dính theo ứng suất tổng
C	Number of surfaces on which pullout resistance is mobilized Số lượng bề mặt huy động sức kháng nhổ tuột
c′	Effective stress cohesion Lực dính theo ứng suất hữu hiệu
F	Factor of safety Hệ số an toàn
Fm	Factor of safety for Bishop’s Simplified Method in effective stress example Hệ số an toàn theo phương pháp Bishop giản lược trong ví dụ ứng suất hữu hiệu
FN	Component of W that acts perpendicular to the rock block sliding plane Thành phần của W tác dụng vuông góc với mặt trượt của khối đá
FR	Factor of safety for geosynthetic strength Hệ số an toàn đối với cường độ vật liệu địa tổng hợp
FS	Component of W that acts parallel to the rock block sliding plane Thành phần của W tác dụng song song với mặt trượt của khối đá
FW	Factor of safety against wedge failure Hệ số an toàn chống phá hoại dạng nêm
F*	Pullout resistance factor Hệ số sức kháng nhổ tuột
Hi	Average height of the slice Chiều cao trung bình của lát cắt
i	Hydraulic gradient Gradient thủy lực
K	Wedge factor Hệ số nêm
Le	Length of reinforcement embedded behind the trial failure surface Chiều dài cốt gia cường nằm phía sau mặt phá hoại giả định
MARV	Minimum average roll value Giá trị cuộn trung bình tối thiểu
Mα	Denominator in equation for calculating normal force at the base of a slice used for assessing validity of normal force Mẫu số trong phương trình tính lực pháp tuyến tại đáy lát cắt dùng để đánh giá tính hợp lệ của lực pháp tuyến
Pr	Geosynthetic reinforcement’s resistance to pullout Sức kháng nhổ tuột của cốt gia cường địa tổng hợp
RFCR	Reduction factor for creep Hệ số giảm do từ biến
RFD	Reduction factor for durability Hệ số giảm do độ bền lâu
RFID	Reduction factor for installation damage Hệ số giảm do hư hại trong quá trình thi công
ru	Pore pressure coefficient Hệ số áp lực nước lỗ rỗng
s	Shear strength Cường độ kháng cắt
S	Seepage force Lực thấm
SRF	Strength reduction factor Hệ số giảm cường độ
ssu	Undrained steady state shear strength Cường độ kháng cắt không thoát nước ở trạng thái ổn định
su	Undrained shear strength Cường độ kháng cắt không thoát nước
Tal	Geosynthetic’s long-term tensile strength Cường độ chịu kéo dài hạn của vật liệu địa tổng hợp
TULT	Ultimate tensile strength of the geosynthetic based on the MARV Cường độ chịu kéo cực hạn của vật liệu địa tổng hợp dựa trên MARV
u	Pore water pressure Áp lực nước lỗ rỗng
U	Uplift force applied by water at the failure plane Lực đẩy nổi do nước tác dụng tại mặt phá hoại
V	Force applied by water in the tension crack Lực do nước tác dụng trong khe nứt kéo
W	Rock block weight Trọng lượng khối đá
Wi	Weight of each slice Trọng lượng của mỗi lát cắt
α	Dip direction or dip azimuth Hướng dốc hoặc phương vị dốc
α	Scale correction factor to account for nonlinear stress reduction Hệ số hiệu chỉnh tỷ lệ để xét đến sự giảm ứng suất phi tuyến
αi	Angle between the tangent to the failure surface and the horizontal Góc giữa tiếp tuyến với mặt phá hoại và phương ngang
γ	Unit weight Trọng lượng riêng
γw	Unit weight of water Trọng lượng riêng của nước
δ	Effective soil-geosynthetic interface friction angle Góc ma sát hữu hiệu tại mặt tiếp xúc đất – địa tổng hợp
θ	Face angle Góc mặt mái dốc
σ	Total stress Ứng suất tổng
σ′	Effective stress Ứng suất hữu hiệu
σ′v	Effective vertical stress Ứng suất đứng hữu hiệu
τ	Shear stress required for equilibrium Ứng suất cắt cần thiết để cân bằng
ϕ′	Effective stress friction angle Góc ma sát theo ứng suất hữu hiệu
ϕ	Total stress friction angle Góc ma sát theo ứng suất tổng
ϕ′r	Residual friction angle Góc ma sát dư
Ψ	Dip Góc dốc
ΨFi	Inclination of the slope face as measured at right angles to the line of intersection in a wedge failure analysis Góc nghiêng của mặt mái dốc đo vuông góc với đường giao tuyến trong phân tích phá hoại dạng nêm
Ψi	Dip of the line of intersection in a wedge failure analysis Góc dốc của đường giao tuyến trong phân tích phá hoại dạng nêm
ΨP	Angle of a sliding block plane with respect to horizontal Góc của mặt trượt khối đá so với phương ngang

Hỗ trợ duy trì trang:

Tôi xây dựng trang này để chia sẻ các tài liệu kỹ thuật cốt lõi trong thiết kế hạ tầng giao thông.

Nếu bạn thấy nội dung hữu ích và muốn góp phần duy trì trang hoạt động bền vững, tôi rất trân trọng mọi sự ủng hộ.

Qua USD (Buy Me a Coffee)

BIDV • STK: 3101226659 • HOANG HAI HA