O.04 Le Xuan Viet - Tran Nguyen Hoang Hung (Phien Toan the)

NGHIÊN CỨU CHỐNG SẠT LỞ TẠI KM 88 + 937 TRÊN QL. 91, BÌNH MỸ, AN GIANG LÊ XUÂN VIỆTa, TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNGb a

Học viên cao học, Khoa kỹ thuật xây dựng, Trường Đại học Bách Khoa TP. HCM [email protected] b Khoa kỹ thuật xây dựng, Trường Đại học Bách Khoa TP. HCM [email protected] or [email protected]

1. GIỚI THIỆU Theo thống kê của Sở Tài Nguyên và Môi Trường tỉnh An Giang [1], ít nhất 45 điểm sạt lở hay có nguy cơ sạt lở cao trên địa bàn tỉnh trong năm 2010, trong đó có điểm sạt lở tại km 88 + 937 trên QL. 91 đoạn Bình Mỹ (Hình 1). Sạt lở tại km 88 +937 trên QL. 91 xảy ra vào ngày 2203-2010 gây gián đoạn lưu thông trên Ql. 91 trong nhiều ngày và tỉnh phải giải quyết lưu thông tạm bằng một đoạn đường sâu trong ruộng sau dãy nhà dân nối lại QL. 91 tránh đoạn hư hỏng. Tuy nhiên, chưa có nghiên khoa học nào được thực hiện để đánh giá nguyên nhân và cơ chế gây sạt lở, và trên cở sở này, đề xuất giải pháp khắc phục tối ưu cho ví trí sạt lở này, mặc dù tỉnh cũng có giải pháp tạm để ổn định quá trình sạt lở. Nghiên cứu này nhằm hệ thống hóa nguyên nhân và cơ chế sạt lở, và đề xuất một hệ thống các giải pháp xử lý sạt lở có khả năng áp dụng được trong điều kiện của An Giang. Một số giải pháp cụ thể trong hệ thống giải pháp được thiết kế mẫu và phân tích để áp dụng xử lý cho vị trí nghiên cứu.

Hình 1. Sạt lở QL. 91 tại km 88 + 937 đoạn qua xã Bình Mỹ (Ảnh chụp vào 8/2010)

2. ĐẶC ĐIỂM ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN Đoạn đường trên QL. 91 ở Bình Mỹ An Giang chạy cập sông Hậu và tim đường chỉ cách bờ sông nhỏ hơn 10 m. Do vậy khu vực này chịu ảnh hưởng bởi lũ hàng năm của sông Hậu với thời gian lũ lên và lũ xuống khá dài từ tháng 8 đến tháng 12. Mực nước lũ lớn nhất xuất hiện vào năm 2000 đạt cao trình +3,75 m và thấp nhất vào mùa khô là -0,73 m (theo hệ cao độ Hòn Dấu,

1

số liệu do Trung tâm KTTV An Giang cung cấp). Như vậy, có sự chênh mực nước giữa hai mùa gần 5 m. Tốc độ dòng chảy trong mùa lũ cao hơn nhiều lưu tốc trong mùa khô. Phía trên vị trí sạt lở là một trong những đoạn cua cong đặc trưng của sông Hậu, mặt cắt ngang lòng sông bị thu hẹp (Hình 2), chịu tác động trực tiếp của dòng chảy, mái dốc bờ sông ở đây dốc 1:1 tiềm ẩn nguy cơ sạt lở cao (kết quả khảo sát địa hình tháng 11/2010).

Hình 2. Toàn cảnh vị trí sạt lở tại km 88 + 937 trên QL. 91 đoạn Bình Mỹ (Google map)

Địa chất tại vị trí sạt lở được khảo sát lại với 1 hố khoan địa chất sâu 30 m. Kết quả cho thấy, từ mặt đất tự nhiên đến độ sâu 5,5 m là lớp sét tương đối tốt. Lớp đất này tạo nên một sự ổn định giả ở bên trên, trong khi bên dưới là lớp bùn sét yếu có chiều dày lớn 18 m, tiềm ẩn nguy cơ xảy ra sạt lở. Thông số địa chất của vị trí nghiên cứu được giới thiệu ở Bảng 1. Bảng 1. Số liệu địa chất vị trí sạt lở tại km 88 + 937 trên QL. 91 Tên lớp

Bề dày (m)

Sét dẻo cứng Bùn sét Sét nửa cứng

5,5 18 6,5

Số búa γ SPT (kN/m3) 9 1 20

18,7 15,5 19

Thí nghiệm Thí nghiệm Thí nghiệm cắt nhanh cắt cánh 3 trục cu c’ Su ϕu ϕ’ (kN/m2) (kN/m2) (độ) (kN/m2) (độ) 25,3 12,4 6,8 6 14,42 16,3 20,2 30,1 17

3. NGUYÊN NHÂN SẠT LỞ 3.1. Phân tích Xói lở và mất ổn định mái dốc bờ sông chịu ảnh hưởng của sự thay đổi nước ngầm, nước mặt trong suốt mùa lũ và mùa khô và là kết quả của quá trình xói sâu ở chân mái bờ hay do tác động của các phương tiện lưu thông có tải trọng lớn [2]. Việc xem xét ảnh hưởng của các nhân tố này đến quá trình sạt lở được thực hiện trên cơ sở mô phỏng sử dụng hai phần mềm Slope/W 2007 và Plaxis 2D v8.5 thông qua các trường hợp chưa có tải trọng và chưa xét xói, chưa có tải trọng và xét xói chân, xói sâu ở chân và có tải trọng. Tải trọng tính toán gồm hoạt tải xe 30 T được qui đổi theo [3] có giá trị là 16 kN/m2 và hoạt tải người đi bộ là 3 kN/m2. 3.2. Kết quả

2

Kết quả phân tích ổn định được tổng hợp ở Bảng 2. Mô hình phân tích tiêu biểu cho các mô phỏng dùng phần mềm GeoSlope/W thể hiện ở Hình 3. Hình 4 thể hiện mô hình tiêu biểu cho các mô phỏng bằng FEM dùng phần mềm Plaxis 2D v.8.5. Bảng 2. Kết quả phân tích hệ số ổn định, FS, nhỏ nhất tại vị trí sạt lở Phân tích

Mực nước cao nhất Mực nước thấp nhất Slope/W Plaxis Slope/W Plaxis

Chưa có tải trọng và chưa xét xói Chưa có tải trọng và xét xói chân Xói sâu chân và tải trọng

Hình 3. Mô hình xác định hệ số ổn định dùng Slope/W 2007

1,63

1,55

1,34

1,27

1,48

1,43

1,2

1,18

1,41

1,35

1,16

1,12

Hình 4. Mô hình xác định hệ số ổn định bằng FEM dùng phần mềm Plaxis v.8.5

3.3. Thảo luận 3.3.1. Tác động của nước mặt và nước ngầm Nước mặt xuất hiện khi lũ dâng cao, gây xói mòn bề mặt cùng với nước ngầm gây bão hòa nền đất làm giảm sức chống cắt của đất [2]. Trong mùa lũ, hệ số an toàn tính theo Slope/W 2007 đạt giá trị là 1,63 nhưng vào mùa khô FS giảm còn 1,34 (Bảng 2), nhỏ hơn so với hệ số an toàn cho phép (FS = 1,4 đối với phương pháp Bishop [3]) tương ứng với tỷ lệ giảm là 17,8% (Slope/W 2007) và 18% (Plaxis v8.5). Do trong mùa khô, mực nước sông hạ thấp làm cho áp lực nước theo phương ngang giúp ổn định mái dốc giảm. Độ ổn định sẽ giảm khi mực nước sông rút nhanh, áp lực nước lỗ rỗng không kịp tiêu tán hết trong nền sét bão hòa nước tạo ra dòng thấm làm tăng nguy cơ sạt lở [2]. Kết quả này cho thấy trong mùa khô, đường ven sông mất dần ổn định dễ xảy ra sạt lở hơn trong mùa lũ. 3.3.2. Tác động của xói chân Vị trí nghiên cứu nằm ở đoạn uốn cong của dòng sông, mặt cắt ngang bị thu hẹp, luôn chịu tác động trực tiếp của dòng chảy có vận tốc lớn gây ra xói sâu ở chân [2]. Kết quả khảo sát lòng sông cho thấy hiện có 3 lạch sâu với độ sâu dao động từ -17 m đến -21 m. Khi xét xói sâu (Hình 4) FS có xu hướng giảm, trong mùa lũ FS tính theo Slope/W 2007 còn 1,2 (Bảng 2), giảm 10% (Slope/W 2007) và 7% (Plaxis v8.5) so với khi chưa xảy ra xói. Xói xảy ra làm thay đổi hình dạng mái dốc, gia tăng nguy cơ mất ổn định có thể dẫn đến sạt lở. Tác động của xói làm giảm hệ

3

số ổn định không đáng kể trong ngắn hạn, nhưng xói lở chân có khả năng gây ra sạt lở cộng hưởng, tức là sạt lở lúc đầu nhỏ, vùng đất xói bị nước cuốn đi, mái dốc dốc hơn, sẽ kích hoạt sạt lở kế tiếp với kích thước lớn hơn. Hiện tượng này có thể nhận thấy ở vị trí nghiên cứu và một số điểm sạt lở dọc theo QL. 91 và Nhơn Hội An Giang. 3.3.3 Tác động của các hoạt động do con người Tại vị trí sạt lở, lượng xe có tải trọng lớn lưu thông trên Quốc lộ 91 có xu hướng gia tăng, chủ yếu là vận chuyển hàng hóa, nông sản, và du lịch. Khi có xét đến hoạt tải, FS tiếp tục giảm. Trong mùa khô, FS tính theo Slope/W 2007 là 1,16, giảm 12% (Slope/W 2007) và 8% (Plaxis v8.5) so với trường hợp không xét tải trọng (Bảng 2). Sự gia tăng các hoạt động của con người như tác dộng của các phương tiện giao thông có tải trọng lớn làm tăng ứng suất cắt trong mái dốc [2] dẫn đến sạt lở. 3.3.4. Ảnh hưởng yếu tố địa chất Cấu trúc địa chất tại vị trí sạt lở có lớp bùn sét dày 18 m nằm bên dưới lớp sét mặt dẻo cứng dày 5,5 m (Bảng 1) luôn tìm ẩn nguy cơ sạt lở. Lớp sét mặt dẻo cứng vẫn đảm bảo độ ổn định cần thiết cho vị trí nghiên cứu khi tải trọng tác dụng đủ nhỏ và mái dốc bờ sông còn đảm bảo. Theo kết quả phân tích, khi có tải trọng tác dụng, độ ổn định giảm 12% so với trường hợp chưa có tải trọng, và không đảm bảo độ ổn định yêu cầu (FS = 1.2 < 1.4) (Bảng 2). Kết quả này giải thích lý do tại sao vị trí này ổn định trong khoảng thời gian dài kể từ khi được nâng cấp từ năm 1996. 3.3.5. Thảo luận về vị trí sạt lở Đặc trưng về địa hình, địa chất, và thủy văn, vị trí nghiên cứu tương tự như vị trí sạt lở ở bờ sông Chao Phraya, Thái Lan [4]. Vận tốc dòng chảy trong mùa lũ lớn gấp 2-3 lần vận tốc dòng chảy mùa khô [1], độ dốc lòng sông lớn, dốc 1:1, hình thành nhiều lạch sâu gần bờ nguy cơ xảy ra sạt lở là rất lớn. Bên cạnh đó, dọc bờ sông, các hoạt động bốc dở hàng hóa bằng thuyền diễn ra thường xuyên của dân địa phương đã góp phần làm xói lở mái dốc (theo kết quả điều tra của nhóm nghiên cứu). Trong mùa khô, khi mực nước sông ở cao trình lớp đất yếu, các hoạt động bốc dở này làm tăng nhanh quá trình xói lở chân mái dốc tại mặt lớp đất yếu. Điều này giải thích tại sao sạt lở xảy ra tại vị trí này vào ngày 22/03/2010 trong khi những nơi khác vẫn ổn định mặc dù với độ ổn định nhỏ. 3.3.6. Ảnh hưởng sự thay đổi khí hậu Hiện nay, sự biến đổi khí hậu đã gây ra nhiều thiệt hại do chế độ dòng chảy các con sông lớn bị thay đổi và ngày càng diễn biến phức tạp hơn. Diễn biến mực nước cao nhất và thấp nhất qua các năm của sông Hậu ở Bình Mỹ được thể hiện ở Hình 5. Tại vị trí sạt lở, mực nước trong mùa lũ có xu hướng giảm, mực nước lũ lớn nhất (MNCN) vào năm 2000 đạt cao trình +3,75 m và thấp nhất (MNTN) -0.67 m (2009). Vào mùa khô mực nước sông Hậu có xu hướng hạ thấp hơn, nguy cơ sạt lở sẽ xảy ra nhiều hơn. Hệ số ổn định ở MNTN (2009) chưa có tải trọng và xói là 1,34 (Slope/W 2007) và 1,27 (Plaxis v8.5) nhỏ hơn so với hệ số cho phép. Mực nước sông càng hạ thấp, mái dốc càng dễ xảy ra sạt lở. Vấn đề này sẽ nghiêm trọng hơn trong tương lai khi nhiệt độ cao nhất trung bình trong mùa khô sẽ gia tăng 2oC từ 33-35oC lên 35-37oC ở khu vực đồng bằng sông Cửu Long giai đoạn 2030-2040 [5].

4

Hình 5. Mực nước sông Hậu tại Bình Mỹ qua các năm

4. CƠ CHẾ SẠT LỞ Vị trí sạt lở trên Quốc lộ 91 nằm ở đoạn cong nhất của sông Hậu cùng với lớp đất yếu dày khoảng 18 m, kéo dài đến tận đáy sông, dưới tác động trực tiếp của chủ lưu dòng chảy gây xói sâu ở chân. Đây chính cũng là những nhân tố gây ra phá hoại bờ sông Chao Phraya ở Thái Lan [4]. Vào mùa khô, mực nước sông Hậu hạ thấp làm giảm tính ổn định của mái dốc, các hoạt động bốc dở hàng hóa bằng thuyền tăng nhanh xói lở bờ sông. Khi có sự gia tăng tải trọng tác dụng như lưu lượng xe cộ qua lại lớn và các hoạt động khác của con người dẫn đến trượt sâu và sạt lở tổng thể mái dốc. Xói bờ có thể diễn ra trong suốt mùa lũ với tốc độ dòng chảy lớn tác động vào bờ, tạo điều kiện cho sự phá hoại bờ sông trong mùa khô. Cơ chế mất ổn định tổng thể của đường đắp trên đất yếu thường xuất hiện dưới dạng trượt cong tròn [2]. Vị trí nghiên cứu có địa chất chủ yếu là sét mềm và yếu (Bảng 1), do đó mặt phá hoại sẽ có dạng đường cong. Kết quả phân tích ổn định theo phần mềm Plaxis 2D v8.5 cho thấy hình dạng mặt trượt nhận được có dạng đường cong (Hình 4). Hình dạng phá hoại này cũng được quan sát tại hiện trường sạt lở ở QL. 91 và ở dọc bờ sông Nhơn Hội trước UBND xã Nhơn Hội tỉnh An Giang. 5. GIẢI PHÁP XỬ LÝ SẠT LỞ 5.1. Hệ thống hóa giải pháp Trên cơ sở các nhân tố gây ra sạt lở đã được nhận diện, việc xử lý sạt lở tại vị trí nghiên cứu phải đảm bảo chống lại được tác động do các nhân tố này gây ra theo nguyên lý hoặc tăng sức chống cắt, hoặc giảm ứng suất cắt trong mái dốc, hoặc đạt cả hai cùng trong một giải pháp [2]. Một hệ thống các giải pháp chống sạt lở có khả năng áp dụng cho vị trí sạt lở được mô tả ở Hình 5. 5.2. Phân tích ổn định Từ biểu đồ hệ thống hóa các giải pháp chống sạt lở (Hình 5), một số phương pháp điển hình, đại diện cho từng nhóm phương pháp được lựa chọn, và phân tích để áp dụng xử lý sạt lở cho vị trí nghiên cứu. Giải pháp 1 đại diện cho nguyên lý tường chắn, sử dụng kết cấu tường cừ ván thép một tầng neo (Hình 6). Giải pháp 2 dùng nguyên lý gia cố, sử dụng vải địa kỹ thuật gia cường kết hợp với tường cọc ván thép chống xói chân và chống trượt sâu mái dốc (Hình 7). Giải

5

pháp 3 ứng dụng nguyên lý thoát nước, sử dụng kết cấu rọ đá kết hợp tường cọc xi măng đất chống xói chân và chống trượt sâu mái dốc (Hình 8). Giải phái 4 vận dụng nguyên lý làm thoải mái dốc, sử dụng bao tải cát san lấp làm thoải và đánh cấp mái dốc (Hình 9), các thông số vật liệu gia cường được trình bày ở Bảng 3. Bảng 3. Thông số các vật liệu gia cường tăng khả năng chống trượt Tên vật liệu Cừ Larsen V [6] Cọc XM đất [7] Bao tải cát Rọ thép mạ kẽm bọc PVC

γ (kN/m3)

c (kN/m2)

ϕ (độ)

20 17 20

650 1 3

35 45 45

EA EI (kN/m) (kN.m2/m) 254.104 101886

Hình 5. Hệ thống các giải pháp chống sạt lở phù hợp với điều kiện ở An Giang

6

10m

12m

5m

10m

5m

12m

NHAØ

NHAØ

1.75m

Baû n neo h = 2m

m =1

Vaû i ÑKT Ls = 0,5m

6.75m Thanh neo 50 Ls = 2,52m

3,5m 5m

Bao taû i caù t Töôø ng roï ñaù cao 5m, roä ng 4m

Töôø ng cöø Larsen V daø i 30m

Töôø ng coïc XM ñaát daø y 3,5m, daøi 20m

Hình 6. Giải pháp (GP) 1 sử dụng kết cấu tường cọc ván thép có 1 tầng neo 10m

12m

Hình 8. GP. 3 sử dụng kết cấu rọ đá thoát nước, VĐKT gia cường, kết hợp tường cọc XM đất

5m

NHAØ

m =1

Vaûi ÑKT Ls = 0,5m

3,5m

10m

12m

NHAØ

13,5m m=

5m

2

m=

Bao taû i caùt Bao taûi caùt

3

Töôø ng cöø Larsen V daø i 27m

Hình 7. GP. 2 sử dụng VĐKT gia cường mái dốc kết hợp tường cọc ván thép

Hình 9. GP. 4 dùng bao tải cát làm thoải mái dốc

5.3. Kết quả Kết quả phân tích ổn định cho các giải pháp được thể ở Bảng 4. Mô hình phân tích tiêu biểu cho các mô phỏng dùng phần mềm Slope/W thể hiện ở Hình 10. Hình 11 thể hiện mô hình tiêu biểu cho các mô phỏng bằng FEM dùng phần mềm Plaxis 2D. Bảng 4. Kết quả phân tích các phương pháp nghiên cứu Phương pháp

Hệ số ổn định tổng thể (FS) 1,68

1,92

Moment lớn nhất, Mmax (kN.m) 261

1,7

1,52

266

1,56

1,53

0,69