Phân tích so sánh các giải pháp gia cố đê bao chống lũ ở An Giang

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 51 PHÂN TÍCH SO SÁNH CÁC GIẢI PHÁP GIA CỐ ĐÊ BAO CHỐNG LŨ Ở AN GIANG MAI ANH PHƢƠNG* TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG** LÊ KHẮC BẢO*** Analysis and comparation of reinforcement solutions for earth levees against annual floods in An Giang Abstract: Earth levees in the Mekong Delta have often broken and slided causing losses of local people’s life and property. Several solutions such as slope flattening, sand bags, steel mesh, and timber piles have been applied to reinforce earth levees but still remain ineffective. These solutions can not cut seepage flows off and improve slope stability. The analysis indicates that the FS using timber piles and slope flattening for reinforcement at the lowest water level are 0.97 and 0.96, respectively. Earth levees were proposed to reinforce by single or double row soilcrete walls created from cement contents of 250 to 300 kg/m 3 . The results suggest that soilcrete walls can cut off seepage and improve slope stability effectively. The FS using a single row and a double row soilcrete walls at the lowest water level are 1.38 and 1.76, respectively. 1. GIỚI THIỆU * ĐBSCL là vựa lúa lớn nhất của cả nƣớc, đóng góp hơn 48% sản lƣợng lƣơng thực và 85% sản lƣợng lúa xuất khẩu của Việt Nam [4]. Hệ thống đê bao chống lũ ở ĐBSCL có vai trò liên kết các vùng, bảo vệ diện tích hoa màu, và thúc đẩy nền nông nghiệp trong tỉnh phát triển toàn diện và bền vững. Tuy nhiên, vỡ đê do mùa lũ làm thiệt hại hàng ngàn hecta lúa. Đê bao thƣờng đƣợc xây dựng trên nền đất yếu bằng đất nạo vét từ các con kênh song song đê nên có sực chịu tải yếu và không có khả năng chống trƣợt sâu. Thân đê có nhiều lỗ mọt do không đƣợc lu đầm đúng quy định nên có dòng thấm gây xói * Học viên cao học trường ĐH Bách Khoa TP. HCM, phuongamtut@gmail.com. ** Giảng viên khoa KTXD – Trường Đại Học Bách Khoa TP. HCM, tnhhung@hcmut.edu.vn. *** Học viên cao học trường ĐH Bách Khoa TP. HCM, khacbaole@gmail.com. mòn tạo thành những dòng nƣớc nhỏ cuốn trôi các hạt đất và gây sụp đổ đê. Trong mùa năm 2011, hơn 322 m đê bị vỡ làm mất trắng 5479 ha lúa và 435 ha hoa màu, tổng thiệt hại về nông lâm thủy sản là 210,7 tỉ đồng riêng ở An Giang [9]. Các biện pháp gia cố nhƣ cừ tràm, đắp bao tải cát, và làm thoải mái dốc, v.v., đƣợc sử dụng nhƣng hiệu quả không cao do gia cố đê tạm thời [9]. Giải pháp cọc đất ximăng có khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu [13]. Tuy nhiên, giải pháp đất trộn ximăng chƣa đƣợc nghiên cứu ứng dụng gia cố đê ở ĐBSCL. Bài báo phân tích khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu của các giải pháp gia cố đê nhằm đƣa ra phƣơng án tối ƣu ở ĐBSCL. 2. CÁC GIẢI PHÁP GIA CỐ ĐÊ BAO CHỐNG LŨ Ở ĐBSCL 2.1. Các giải pháp gia cố đê hiện nay ở ĐBSCL Các biện pháp chống sạt lở đê hiện nay ở ĐBSCL thƣờng dùng: (i) Giảm áp lực gây trƣợt nhƣ đắp bao tải cát làm thoải và đánh cấp mái ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 52 dốc. (ii) Giải pháp gia cố mái đất nhƣ đóng cừ tràm và dùng lƣới thép B40 [1]. 2.1.1. Đắp đê bằng bao tải cát làm thoải mái dốc Thân đê đƣợc đắp bằng bao tải cát giảm độ dốc mái dốc nhằm giảm lực gây trƣợt và tăng sức chống cắt cho thân đê (Hình 1, Hình 3). Biện pháp gia cố này có ƣu điểm là giá thành rẻ, thi công nhanh, và không cần thiết bị phức tạp. Nhƣợc điểm của biện pháp này không có khả năng chống thấm, chống trƣợt sâu, tiêu thụ cát - nguồn vật liệu ngày càng khan hiếm, và thu hẹp dòng chảy gây sạt lở ở những khu vực lân cận [2]. 2.1.2. Gia cố chân đê bằng cừ tràm Chân đê đƣợc đóng cừ tràm ổn định trƣợt cục bộ chân đê và tăng sức chống cắt cho thân đê (Hình 2). Giải pháp này có giá thành rẻ, thi công nhanh, và không cần thiết bị phức tạp, nhƣng không có khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu. Nguồn vật liệu cừ tràm ở địa phƣơng ngày càng khan hiếm và có thể ảnh hƣởng đến rừng và môi trƣờng. 2.1.3. Gia cố chân đê bằng lưới thép B40 Mái và đê đƣợc gia cố bằng lƣới thép B40 nhằm tăng sức chống cắt trong thân đê (Hình 4). Giải pháp này đạt yêu cầu kinh tế nhƣng không có khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu. 2.1.4. Giải pháp kết hợp nhiều giải pháp gia cố đê khác Đê bao có thể đƣợc gia cố kết hợp nhiều giải pháp gia cố đê khác nhƣ giải pháp gia cố chân đê bằng cừ tràm kết hợp gia cố mái dốc đê bằng tấm bê tông cốt thép đúc sẵn hoặc trồng cỏ, giải pháp gia cố kết hợp lƣới thép B40 và bao tải cát, v.v. Các giải pháp này cần nguồn vật liệu khai thác từ tự nhiên nhƣ cát và cừ tràm, không có khả năng chống thấm, chống trƣợt sâu, và chỉ sử dụng tạm thời ở các điểm sạt lở trƣớc các mùa lũ. Hình 1: Đắp thân đê bằng bao tải cát [5] Hình 2: Gia cố chân đê bằng cừ tràm [6] Hình 3: Làm thoải mái dốc [7] Hình 4: Gia cố đê bằng lưới thép B40 [8] 2.2. Đề xuất giải pháp gia cố đê phù hợp với điều kiện ĐBSCL Công nghệ đất trộn ximăng đã đƣợc nghiên cứu ứng dụng ở nhiều nƣớc trên thế giới. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 53 Ximăng đƣợc phun và trộn với đất nền theo chiều sâu (SCDM) để tạo nên hàng cọc đất trộn ximăng có cƣờng độ cao, có khả năng chống thấm, và chống trƣợt sâu. Giải pháp này có nhiều ƣu điểm nhƣ thời gian thi công nhanh, có thể tận dụng vật liệu tại chỗ, phù hợp với mọi loại đất, máy thi công nhỏ gọn và tải trọng nhẹ (nhƣ thiết bị NSV), và giá thành vừa phải. Tuy nhiên, công nghệ này cần có hệ thống thiết bị chuyên dụng và kiến thức chuyên sâu. Đê bao đƣợc gia cố bằng một hoặc hai hàng cọc đất ximăng đƣờng kính 0.6 m. Hàm lƣợng ximăng sử dụng từ 250-300 kg/m3 cho cƣờng độ đất ximăng của các lớp đất lớn hơn 0.35 MPa theo nghiên cứu trong phòng [1, 3]. Cọc đất ximăng có chiều dài 10.5 m đảm bảo gia cố hết lớp đất yếu nên có khả năng chống trƣợt sâu (Hình 5a) và đƣợc bố trí nhƣ một tƣờng cọc (Hình 5b) nên có khả năng chống thấm qua thân đê. Ƣu nhƣợc điểm của các phƣơng án gia cố đƣợc trình bày trong Bảng 1. a) Mặt cắt ngang gia cố b) Mặt bằng gia cố 1 hoặc 2 hàng cọc Hình 5: Gia cố đê bằng cọc đất trộn ximăng [1, 3] Bảng 1: Bảng tóm tắt ƣu nhƣợc điểm của các phƣơng án gia cố Giải pháp gia cố Ƣu điểm Nhƣợc điểm Đắp bao tải cát làm thoải mái dốc Dễ thi công, không cần máy móc phức tạp, giá thành rẻ. Vật liệu cát ở địa phƣơng ngày càng khan hiếm, không có khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu, làm thu hẹp dòng chảy gây sạt lở ở những khu vực lân cận Gia cố đê bằng cừ tràm Dễ thi công, không cần máy móc phức tạp, giá thành rẻ. Vật liệu cừ tràm ở địa phƣơng ngày càng khan hiếm, không có khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu Gia cố đê bằng lƣới thép B40 Dễ thi công, máy móc thi công đơn giản, giá thành rẻ. Không có khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu. Giải pháp kết hợp Dễ thi công, máy móc thi công đơn giản, giá thành rẻ. Vật liệu gia cố ở địa phƣơng ngày càng khan hiếm, không có khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu Giải pháp tƣờng cọc đất trộn ximăng Có khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu, thiết bị thi công (NSV) nhỏ gọn, sử dụng vật liệu sẵn có ở địa phƣơng, giá thành vừa phải. Phải có máy móc thi công chuyên dụng và kiến thức chuyên sâu Comment [HT1]: LAM CHO HINH NAY DAM NET VA RO HON. DAM BAO RANG KHI IN RA CO THE DOC DUOC. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 54 3. PHƯƠNG PHÁP PHÂN TÍCH SO SÁNH 3.1. Số liệu đầu vào Địa hình và địa chất đƣợc thu tập ở đoạn đê dọc kênh Mƣời Cai, xã Vĩnh Trạch, huyện Thoại Sơn, tỉnh An Giang (Hình 6). Đây là đoạn đê đặc trƣng cho đê bao ở ĐBSCL [1]. Số liệu địa chất dọc theo hố khoan 25 m đƣợc trình bày trong Bảng 2 [10]. Hình 6: Ví trí nghiên cứu các giải pháp gia cố đê Bảng 2: Các chỉ tiêu cơ lý của lớp đất [10] Lớp đất Hệ số thấm, k (m/s) Dung trọng tự nhiên,  (kN/m3) Lực dính, c (kN/m 2 ) Góc ma sát trong, φ (0) Chiều dày, H (m) Lớp 1 10-6 ÷ 10 -4 17,95 20,10 11,87 4,1 Lớp 2 3,64 x 10-8 15,64 6,20 5,45 6,4 Lớp 3 1,66 x 10-8 19,07 19,10 14,97 4,8 Lớp 4 1,37 x 10-8 20,05 29,60 17,48 9,7 3.2. Cơ sở lý thuyết 3.2.1. Lý thuyết dòng thấm trong đất Phƣơng trình cơ bản trong phân tích dòng thấm phẳng (2D) đƣợc thể hiện ở phƣơng trình (1) [12]. ( ) ( )x y H H k k Q x x y y t              (1) Trong trƣờng hợp dòng thấm ổn định, 0 t    , phƣơng trình (1) đƣợc viết lại: ( ) ( ) 0x y H H k k Q x x y y            (2) trong đó: H - Cột nƣớc thấm tổng; kx - Hệ số thấm theo phƣơng ngang; ky - Hệ số thấm theo phƣơng đứng; Q - Lƣu lƣợng phụ thêm; θ - hàm độ ẩm về thể tích; t - thời gian. 3.2.2. Hệ số ổn định Hệ số ổn định (FS – Factor of Safety) đƣợc sử dụng để đánh giá khả năng chống trƣợt sâu của đê bao. Theo Duncan & Wright (2005), hệ số ổn định đƣợc định nghĩa là tỉ số giữa môment kháng trƣợt và môment gây trƣợt nhƣ phƣơng trình (3). FS  Moment chong truot Moment gay truot (3) Phƣơng pháp Bishop đƣợc sử dụng để phân tích FS dựa trên phƣơng pháp phân mảnh cổ điển với giả thiết mặt trƣợt trụ tròn nhƣ phƣơng trình (4) và đƣợc mô tả trên Hình 7 [11]. Theo 22 TCN 262- 2000, đê bao đạt điều kiện ổn định khi có hệ số an toàn FS ≥ 1.4. Hệ số FS đƣợc xác định bằng phƣơng pháp lặp, trƣớc tiên cho FS một giá trị ban đầu (thƣờng FSo = 1) sau đó tính lặp, thử đúng dần FS đạt tới độ chính xác yêu cầu.     ' cos cos tan ' cos sin tan ' / sin c L W u L F FS W                   (4) trong đó: c’, φ’ - Lực dính và góc ma sát trong hữu hiệu; Δl – Chiều dài của mỗi mảnh dọc theo cung trƣợt; α – Góc nghiêng của mỗi mảnh theo phƣơng ngang; u – Áp lực nƣớc lỗ rỗng; W – Trọng lƣợng của mỗi mảnh; Comment [HT2]: PHAI THỐNG NHẤT SỐ THẬP PHÂN == DAU “.” HAY “,” CHO TOAN BO BÀI BAO NAY !!! ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 55 Hình 7: Xác định hệ số an toàn theo phương pháp phân mảnh [11]. 3.3. Phƣơng pháp luận phân tích so sánh Khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu của các giải pháp gia cố đê hiện nay ở ĐBSCL và giải pháp gia cố đê bằng cọc đất trộn ximăng đƣợc phân tích bằng phần mềm SEEP/W và SLOPE/W. Lƣu lƣợng mƣa ngày đƣợc lấy tại trạm đo Châu Đốc i = 121 mm/ngày = 0,00504 m/giờ (QCVN 02:2009/BXD). Mực nƣớc sông rút với tốc độ 0,2 m/ngày dựa trên kết quả khảo sát thực tế. Các trƣờng hợp phân tích đƣợc trình bày trong Bảng 3. Bảng 3. Các trƣờng hợp phân tích thấm và ổn định Trƣờng hợp phân tích Mực nƣớc sông (m) Mực nƣớc ruộng (m) Phân tích thấm Phân tích ổn định Mực nƣớc sông cao nhất +3,10 +1,42 x x Mực nƣớc sông cao nhất có mƣa +3,10 +1,42 x x Mực nƣớc sông rút nhanh +3,10 xuống +0,6 +1,42 x x Mực nƣớc sông thấp nhất +0,6 +1,42 - x x: có xét đến trong tính toán Các giải pháp gia cố bằng cừ tràm và lƣới thép B40 có nguyên lý hoạt động là tăng sức kháng cắt trong thân đê nên chọn phƣơng án gia cố cừ tràm để phân tích tính toán. Các loại vật liệu này không ngăn đƣợc dòng thấm trong đất nên lấy hệ số thấm bằng hệ số thấm của các lớp đất. Hệ số thấm lớp 1 chọn từ 10-6 đến 10-4 m/s do thân đê có hiện tƣợng nứt nẻ và có nhiều lỗ mọt. Bề rộng một và hai hàng cọc đất ximăng đƣợc quy đổi lần lƣợt là 0.5 m và 1.0 m. Hệ số thấm của hỗn hợp đất ximăng là 10-9 m/s [13]. Tải trọng tính toán là hoạt tải xe 2,5 tấn theo 22 TCN 210-92. Các chỉ tiêu cơ lý của hỗn hợp đất ximăng đƣợc trình bày trong Bảng 4. Bảng 4: Chỉ tiêu cơ lý của hỗn hợp đất trộn ximăng thiết kế [3] Hệ số thấm, k (m/s) Dung trọng tự nhiên, γw (kN/m 3 ) Cƣờng độ nén, qu (kN/m 2 ) Lực dính, c (kN/m 2 ) Góc ma sát trong 0 10 -9 19,5 350 175 0 4. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN 4.1. Phân tích thấm a. Trường hợp mực nước sông cao nhất Dòng thấm có xu hƣớng chảy từ phía sông sang phía ruộng (Hình 8) [3]. Đƣờng dòng trên Hình 8a và 8b đi qua thân đê, kết quả này cho thấy các giải pháp gia cố đê hiện nay không có khả năng chống thấm. Đƣờng dòng ở Hình 8c và 8d bị giới hạn và có xu hƣớng chảy phía dƣới cọc đất ximăng, kết quả này cho thấy phƣơng pháp gia cố đất ximăng ngăn đƣợc dòng thấm qua đê. Lƣu lƣợng thấm qua đê tăng lên khi thân ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 56 đê có nhiều lỗ mọt. Do không thể đo trực tiếp hệ số thấm thân đê có lỗ mọt, hệ số thấm thay đổi từ 10-4 đến 10-6 m/s đƣợc dùng để xét sự tác động thấm của lỗ mọt trong nghiên cứu này. Lƣu lƣợng thấm của các giải pháp làm thoải mái dốc và gia cố cừ tràm tăng lên hơn 90 lần khi hệ số thấm của lớp 1 tăng từ 10-6 lên 10-4 m/s và thay đổi không đáng kể khi thân đê đƣợc gia cố bằng cọc đất trộn ximăng. Giải pháp đất trộn ximăng một và hai hàng cọc làm giảm lƣu lƣợng thấm so với các giải pháp khác lần lƣợt là 10 và 15 lần (Bảng 5). a) Đắp bao tải cát làm thoải mái dốc b) Giải pháp gia cố cừ tràm c) 1 hàng cọc đất trộn ximăng d) 2 hàng cọc đất trộn ximăng Hình 8: Kết quả phân tích thấm trường hợp mực nước sông cao nhất Bảng 5: Lƣu lƣợng thấm qua thân đê trong trƣờng hợp mực nƣớc sông cao nhất Các trƣờng hợp phân tích Lƣu lƣợng thấm qua thân đê (m3/h) Thoải mái dốc Cừ tràm Gia cố 1 hàng cọc Gia cố 2 hàng cọc kLop1=10 -4 m/s 0.13 0.13 0.14 x 10 -3 0.97 x 10 -4 kLop1=10 -5 m/s 0.13 x 10 -1 0.13 x 10 -1 0.14 x 10 -3 0.96 x 10 -4 kLop1=10 -6 m/s 0.13 x 10 -2 0.14 x 10 -2 0.13 x 10 -3 0.93 x 10 -4 b. Trường hợp mực nước sông cao nhất kết hợp mưa Đƣờng bão hòa nƣớc trong thân đê dâng lên theo thời gian mƣa (Hình 9). Hệ số thấm lớp 1 càng nhỏ thì đƣờng bão hòa nƣớc trong thân đê dâng lên càng nhanh. Với klơp 1 = 10 -6 m/s, thân đê bão hòa hoàn toàn sau 12 giờ mƣa. Đƣờng bão hòa nƣớc trong thân đê dâng lên không đáng kể khi klơp 1 = 10 -4 m/s sau 24 giờ mƣa, nguyên nhân là do hệ số thấm lớp 1 lớn làm tăng khả năng thoát nƣớc trong thân đê ra phía bên ngoài. Comment [HT3]: CHUYEN TOAN BO THONG TIN THANH TIENG VIET !!! DIEU CHINH TUONG TU CHO TOAN BO BAI BAO VA LVTN !!! ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 57 a) Đắp bao tải cát làm thoải mái dốc b) Giải pháp gia cố cừ tràm c) 1 hàng cọc đất trộn ximăng d) 2 hàng cọc đất trộn ximăng Hình 9: Đường bão hòa nước trong thân đê khi có mưa c. Trường hợp mực nước phía sông rút nhanh Đƣờng bão hòa nƣớc trong thân đê khi mực nƣớc sông rút với vận tốc 0,2 m/ngày từ mực nƣớc cao nhất xuống mực nƣớc thấp nhất thể hiện trên Hình 10. Mực nƣớc trong thân đê giảm khi mực nƣớc sông giảm đối với các giải pháp gia cố hiện nay (Hình 10a, 10b). Kết quả ở Hình 10c và 10d cho thấy đƣờng bão hòa nƣớc trong thân đê không thay đổi khi mực nƣớc phía sông thay đổi, kết quả này cho thấy sự hiệu quả của việc ngăn dòng thấm khi có tƣờng đất ximăng. a) Đắp bao tải cát làm thoải mái dốc b) Giải pháp gia cố cừ tràm ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 58 c) 1 hàng cọc đất trộn ximăng d) 2 hàng cọc đất trộn ximăng Hình 10: Đường bão hòa nước trong thân đê khi mực nước sông rút 4.2. Phân tích ổn định a) Trường hợp mực nƣớc sông cao nhất Kết quả phân tích ổn định giải pháp gia cố 2 hàng cọc đất trộn ximăng đƣợc thể hiện ở Hình 11. Kết quả phân tích ổn định chi tiết các giải pháp gia cố đê trong trƣờng hợp mực nƣớc sông cao nhất thể hiện ở Bảng 6. Kết quả phân tích cho thấy đê bao phía ruộng và phía sông của các giải pháp đạt an toàn khi mực nƣớc sông cao nhất (FS > 1.4), nguyên nhân là do có áp lực ngang của nƣớc phía sông chống lại lực gây trƣợt trong thân đê. Hệ số FS phía sông tăng lần lƣợt là 1.85 và 2 lần khi gia cố 1 và 2 hàng cọc đất trộn ximăng so với các giải pháp gia cố đê hiện nay. a. Phía sông b) Phía ruộng Hình 11. Phân tích ổn định giải pháp gia cố 2 hàng cọc đất trộn ximăng Bảng 6: Kết quả phân tích ổn định các giải pháp gia cố trƣờng hợp mực nƣớc sông cao nhất Các trường hợp phân tích Hệ số an toàn, FS Cừ tràm Thoải mái dốc Gia cố 1 hàng cọc Gia cố 2 hàng cọc Phía ruộng Phía sông Phía ruộng Phía sông Phía ruộng Phía sông Phía ruộng Phía sông ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 59 kLop1=10- 4 m/s 2,13 1,55 2,13 1,48 3,29 2,64 3,26 2,85 kLop1=10- 5 m/s 2,22 1,50 2,13 1,48 3,29 2,64 3,26 2,85 kLop1=10- 6 m/s 2,13 1,55 2,13 1,48 3,28 2,63 3,25 2,84 b) Trường hợp mực nước sông cao nhất kết hợp mưa Hình 12, 13, và 14 thể hiện mối quan hệ giữa hệ số an toàn FS và thời gian mƣa ứng. Nhìn chung, hệ số an toàn phía sông và phía ruộng giảm nhẹ theo thời gian mƣa do đƣờng bão hòa nƣớc trong đất tăng lên theo thời gian mƣa làm tăng áp lực nƣớc lỗ rỗng trong đất và làm giảm sức chống cắt trong thân đê. Tuy nhiên, một số trƣờng hợp hệ số an toàn phía ruộng tăng lên trong khoảng 6 giờ mƣa đầu tiên. Đƣờng bão hòa nƣớc trong thân đê tăng lên làm vị trí cung trƣợt nguy hiểm nhất bị đẩy sâu hơn và làm tăng sức chống cắt trong thân đê. Kết quả phân tích cũng cho thấy hệ số FS trong các trƣờng hợp đều lớn hơn 1.4 và thay đổi không đáng kể khi có mƣa và khi hệ số thấm của lớp 1 thay đổi từ 10 -6 đến 10-4 m/s. Bề rộng thân đê nhỏ (khoảng 3 m) giúp đê bao ít ảnh hƣởng bởi mƣa to. a. Phía sông b) Phía ruộng Hình 12: Phân tích ổn định trường hợp klớp 1 = 10 -4 m/s. Comment [HT4]: ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 60 a) Phía sông b) Phía ruộng Hình 13: Phân tích ổn định trường hợp klớp 1 = 10 -5 m/s a) Phía sông b) Phía ruộng Hình 14: Phân tích ổn định trường hợp klớp 1 = 10 -6 m/s c) Trường hợp nước phía sông rút nhanh Hình 15, 16, và 17 là mối quan hệ giữa hệ số an toàn và thời gian nƣớc sông rút từ cao độ +3.10 m xuống 0,6 m với tốc độ 02 m/ngày. Hệ số an toàn phía sông giảm tuyến tính theo cao độ nƣớc sông do nƣớc sông rút làm giảm áp lực ngang chống lại lực gây trƣợt. Trong khi đó, hệ số an toàn phía ruộng tăng dần theo thời gian nƣớc rút, nguyên nhân là do áp lực ngang gây trƣợt do nƣớc từ phía sông sang phía ruộng bị giảm. Một số trƣờng hợp hệ số an toàn phía ruộng giảm khi mực nƣớc sông giảm từ 0,2 đến 0,4 m, nguyên nhân là do đƣờng bão hòa nƣớc trong thân đê giảm làm thay đổi vị trí cung trƣợt nguy hiểm nhất dẫn đến hệ số an toàn tăng lên. Kết quả phân tích cũng cho thấy hệ số ổn định phía sông tăng lên lần lƣợt là 57% và 87% khi sử dụng biện pháp gia cố 1 và 2 hàng cọc đất trộn ximăng và thay đổi không đáng kể khi hệ số thấm của lớp 1 thay đổi. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 61 a) Phía sông b) Phía ruộng Hình 15: Phân tích ổn định trường hợp klớp 1 = 10 -4 m/s. a. Phía sông b) Phía ruộng Hình 16: Phân tích ổn định trường hợp klớp 1 = 10 -5 m/s. a. Phía sông b) Phía ruộng Hình 17: Phân tích ổn định trường hợp klớp 1 = 10 -6 m/s. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 62 d) Trường hợp mức nước thấp nhất Kết quả phân tích ổn định trƣờng hợp mực nƣớc sông thấp nhất của giải pháp gia cố 2 hàng cọc đất trộn ximăng đƣợc thể hiện ở Hình 18. Kết quả chi tiết của các giải pháp khác thể hiện ở Bảng 7. a. Phía sông b) Phía ruộng Hình 18: Phân tích ổn định giải pháp gia cố 2 hàng cọc đất trộn ximăng Bảng 7: Kết quả phân tích ổn định trƣờng hợp mực nƣớc sông thấp nhất Các trƣờng hợp phân tích Hệ số an toàn, Fs Cừ tràm Thoải mái dốc Gia cố 1 hàng cọc Gia cố 2 hàng cọc Phía ruộng Phía sông Phía ruộng Phía sông Phía ruộng Phía sông Phía ruộng Phía sông kLop1=10 -4 m/s 2,23 0,97 2,24 0,96 3,16 1,38 3,25 1,76 kLop1=10 -5 m/s 2,23 0,97 2,24 0,96 3,16 1,38 3,25 1,76 kLop1=10 -6 m/s 2,23 0,97 2,24 0,96 3,17 1,38 3,25 1,76 Hệ số ổn định phía sông trƣờng hợp mực nƣớc sông nhỏ nhất theo phƣơng pháp Bishop của các giải pháp nhƣ làm thoải mái dốc và gia cố đê bằng cừ tràm lần lƣợt là 0.96 và 0.97 (không đạt an toàn theo TCVN 262-2000) (Hình 21a, 22a). Kết quả này phản ánh đúng tình hình thực tế khi hiện nay đê bao ở ĐBSCL thƣờng xuyên xẩy ra sạt lở [9]. Hệ số an toàn phía sông khi gia cố bằng 1 hàng cọc đất ximăng bằng 1.38 (Hình 23a), nhƣng vẫn có thể chấp nhận đƣợc khi tính toán với điều kiện mực nƣớc sông thấp nhất lịch sử kết hợp với tổ hợp tải trọng bất lợi nhất có thể xẩy ra [3]. Kết quả phân tích cho thấy ta nên sử dụng phƣơng án gia cố 1 hàng cọc ở những vị trí có khả năng sạt lở thấp. Hình 24a cho thấy phƣơng án gia cố đất trộn ximăng 2 hàng cọc có khả năng chống trƣợt sâu, giúp đê an toàn (FS = 1.76). Hệ số an toàn phía ruộng của tất cả các giải pháp lớn hơn 1.4, kết quả này cho thấy đê bao phía ruộng đảm bảo an toàn và không cần phải gia cố. 5. KẾT LUẬN Khả năng chống thấm và chống trƣợt sâu của các giải pháp gia cố đê hiện nay ĐBSCL đang sử dụng và giải pháp gia cố đê đề xuất bằng cọc đất trộn ximăng đƣợc mô phỏng bằng phần mềm SEEP/W và SLOPE/W từ Comment [HT5]: DUNG BANG BIEU VA GIAI THICH CHO NGUOI DOC TUONG TU PHAN TREN ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 63 các số liệu địa hình và địa chất đƣợc thu thập tại đoạn đê kênh Mƣời Cai, xã Vĩnh Trạch, huyện Thoại Sơn, tỉnh An Giang. Từ kết quả phân tích ta có thể rút ra một số kết luận nhƣ sau: 1. Các giải pháp gia cố đê nhƣ làm thoải mái dốc, gia cố đê bằng cừ tràm, v.v., không ngăn đƣợc dòng thấm qua thân đê. Trong khi đó, dòng thấm qua thân đê bị ngăn lại khi sử dụng biện pháp gia cố đê bằng một hoặc hai hàng cọc đất trộn ximăng. 2. Các giải pháp gia cố đê hiện nay ở ĐBSCL nhƣ làm thoải mái dốc, cừ tràm, v.v., chỉ là giải pháp gia cố đê tạm thời và không có khả năng chống trƣợt sâu. Giải pháp gia cố đê bằng cọc đất trộn ximăng có khả năng chống trƣợt sâu, giúp đê ổn định lâu dài. 3. Giải pháp gia cố đê bằng đất trộn ximăng một hàng cọc nên sử dụng ở những vị trí có nguy cơ sạt lở thấp và những vị trí cần chống thấm cho đê bao. Giải pháp gia cố đê bằng 2 hàng cọc đất trộn ximăng sử dụng ở những vị trí có nguy cơ sạt lở cao và chống thấm qua thân đê. LỜI CẢM ƠN Đề tài này đƣợc thực hiện với nguồn kính phí nghiên cứu từ AUN/SEED-NET (HCMUT CRI 1301), Sở NN&PTNT An Giang (299/HĐ- KHCN-CCTL), và tập đoàn Something Việt Nam. Các tác giả chân thành cảm ơn sự hỗ trợ nhiệt tình của các cơ quan, Sở, Ban, Ngành, ngƣời dân địa phƣơng ở An Giang, và trƣờng Đại Học Bách Khoa TP. HCM trong suốt quá trình nghiên cứu. TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Mai Anh Phƣơng, Nguyễn Bình Tiến, Trƣơng Đắc Châu, và Trần Nguyễn Hoàng Hùng. “Nghiên cứu ứng xử của đất An Giang trộn ximăng bằng công nghệ trộn ƣớt và trộn sâu”. Tạp chí địa kỹ thuật, số 2/2014, pp. 34-43, tháng 2-2014. 2. Lê Xuân Việt. “Nghiên cứu chống sạt lở đƣờng ven sông trên đất yếu tại Ql.91 đoạn Bình Mỹ, huyện Châu Phú, tỉnh An Giang,” Luận văn thạc sỹ, trƣờng ĐH Bách Khoa Tp. HCM, Tp. HCM, 2011, 117 trang. 3. Lê Khắc Bảo, Lê Phi Long, và Trần Nguyễn Hoàng Hùng. “Ảnh hƣởng của tƣờng đất-xi măng đến dòng thấm và ổn định của đê bao chống lũ ở Đồng Tháp”. Tạp chí xây dựng, số 12/2014, pp. 66-70, tháng 12-2014. 4. Tăng Đức Thắng, và Ngô Quang Toàn. “Ngập do lũ và triều biển dâng trên đồng bằng sông Cửu Long trong bối cảnh biến đổi khí hậu và một số giải pháp thích ứng”. Tạp chí khoa học và công nghệ thủy lợi, số 4, tháng 10/2011. 5. Tổng cục thủy lợi. “Quản lý khai thác công trình thủy lợi vùng ĐBSCL”. Internet: 17/10/2014. 6. Báo Dân Việt. “ĐBSCL: Nhà nông hối hả phòng chống lũ”. Internet: danviet.vn .09/10/2013. 7. Báo Việt Nam Net. “Lũ ở ĐBSCL: 8 ngƣời chết, vỡ đê liên tục”. Internet: . 30/09/2011. 8. Báo điện tử Đảng Cộng Sản Việt Nam. “An Giang trong mùa lũ lớn”. Internet: 7/10/2011. 9. Ban Chỉ Huy PCLB & TKCN tỉnh An Giang, “Báo cáo công tác phòng chống lũ lụt năm 2011 tỉnh An Giang”, 20/12/2011. 10. Las XD 475. “Bảng thống kê các chỉ tiêu thí nghiệm đất: Công trình nghiên cứu CRI 1301”, An Giang, 2013. 11. J.M. Duncan, and S.G. Wright, Soil strength and slope stability, New Jersey: John Wiley & Sons, 2005, 297 pp. 12. Đỗ Văn Đệ, Vũ Minh Tuấn, Nguyễn Sỹ Han, Nguyễn Khắc Nam, Hoàng Văn Thắng. Phần mềm Seep/W ứng dụng vào tính toán thấm cho công trình thủy và ngầm. Hà Nội: Nhà xuất bản xây dựng, năm 2012, 163 trang. 13. M. Kitazume and M. Terashi. The deep mixing method, CRC Press, A Balkema Book, ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2016 64 UK, 2013, 405 pp. 14. Bộ Xây Dựng. “Số liệu điều kiện tự nhiên dùng trong xây dựng”. Quy chuẩn Kỹ thuật Quốc gia, QCVN 02:2009/BXD, 324 trang, 2009. 15. Bộ Giao Thông Vận Tải. “Đƣờng GTNT – Tiêu chuẩn thiết kế”. Tiêu chuẩn ngành, 22TCN 210-92, 31 trang, 1993. Phản biện: PGS.TS. ĐẶNG HỮU DIỆP