Nghiên cứu ảnh hưởng của mưa đến ổn định của đập đất trên cơ sở khoa học đất không bão hõa

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 12 NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA MƯA ĐẾN ỔN ĐỊNH CỦA ĐẬP ĐẤT TRÊN CƠ SỞ KHOA HỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HÕA PHẠM HUY DŨNG*, HOÀNG VIỆT HÙNG*, NGUYỄN CÔNG MẪN** Study the effect of rainfall on stability of earth dams on the basis of unsaturated soil mechanics Abstract: In fact, the soil mass in earth dams is a saturated/unsaturated soil system. Therefore, the application of unsaturated soil mechanics is really necessary to fully and accurately evaluate the slope stability of earth dams. This paper reports the results of study to determine the unsaturated soil parameters of filling material at Chuc Bai Son earth dam, Quang Ninh province. Based on the historical rainfall observations, the authors consider the impacts of different rainfall categories on the slope stability of earth dams. The results show similar effects of high intensity with short duration rainfall (HI) and small intensity with long duration rainfall (LD) on variation of pore water pressure and slope stability. However, the LD rainfall shows a greater impact on the slope stability than the HI rainfall. Keywords: earth dams, unsaturated soil mechanics, soil-water characteristic curve 1. GIỚI THIỆU CHUNG* 1.1. Mở đầu Theo hệ thống cơ sở dữ liệu ngành thủy lợi thì hiện nay nước ta có 6421 hồ chứa, trong đó loại hình đập đất chiếm số lượng chủ yếu. Đối với đập đất, cường độ kháng cắt và áp lực nước lỗ rỗng là những tham số quan trọng khi đánh giá ổn định mái đập. Các quan niệm truyền thống của cơ học đất đều giả thiết đất bão hòa hoàn toàn khi nằm dưới mực nước ngầm và khô hoàn toàn khi nằm trên mực nước ngầm. Tuy nhiên, kết quả nghiên cứu của nhiều nhà khoa học đã chứng tỏ sự gia tăng cường độ kháng cắt do áp lực nước lỗ rỗng âm (hoặc lực hút dính) trong đất * Trường Đại học Thủy lợi E-mail: phamhuydung0403@tlu.edu.vn Trường Đại học Thủy lợi E-mail: hoangviethung@tlu.edu.vn ** Viện Địa kỹ thuật Việt Nam Email: ncman@fpt.vn KBH, tức là làm tăng hệ số ổn định của mái đập như trong nghiên cứu của Fredlund và Rahardjo (1993). Trên thực tế các khối đất trong thân đập là một hệ đất bão hòa/không bão hòa. Trong trường hợp có mưa, nước mưa xâm nhập vào bề mặt mái đập làm tăng độ ẩm của đất, giảm lực hút dính, giảm cường độ kháng cắt và giảm hệ số ổn định mái đập. Trong điều kiện khô hạn, nước bốc hơi từ bề mặt mái đập sẽ làm giảm độ ẩm của đất, tăng lực hút dính, tăng cường độ kháng cắt kéo theo tăng hệ số ổn định mái đập. Vì vậy, để tính toán một cách đầy đủ và chính xác điều kiện ổn định của đập đất, đặc biệt dưới ảnh hưởng của mưa thì việc áp dụng các lý thuyết của cơ học đất KBH là thực sự cần thiết. Bài viết này trình bày các kết quả nghiên cứu xác định các thông số đất KBH của vật liệu đất đắp đập Chúc Bài Sơn, tỉnh Quảng Ninh và ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 13 ứng dụng vào tính toán ảnh hưởng của mưa đến ổn định mái đập. 1.2. Giới thiệu về hồ chứa Chúc Bài Sơn, tỉnh Quảng Ninh Hồ chứa nước Chúc Bài Sơn thuộc xã Quảng Sơn, huyện Hải Hà, tỉnh Quảng Ninh. Công trình có nhiệm vụ đảm bảo nước tưới cho 3.100 ha diện tích đất nông nghiệp, cung cấp nước sinh hoạt cho 20.000 nhân khẩu và một phần nước công nghiệp của thị trấn Hà Cối. Đập Chúc Bài Sơn thuộc loại đập đất đồng chất trên nền đá sét phiến sét phong hóa mạnh đến trung bình. Các thông số chính của hồ chứa nước Chúc Bài Sơn như sau: - Loại công trình: hồ chứa thủy lợi loại vừa, cấp II. - Diện tích lưu vực: 18,2 km2 - Cao trình MNDBT: +75,27 m - Dung tích hồ chứa: 15.106 m3 - Cao trình đỉnh đập: +80,3 m - Chiều rộng đỉnh đập: 5,0 m - Chiều dài đập: 235,0 m - Chiều cao đập lớn nhất: 25,0 m 1.3. Thông số cơ bản của đất KBH 1.3.1. Đường cong đặc trưng đất-nước Đường cong đặc trưng đất-nước (SWCC) được định nghĩa là mối quan hệ giữa lượng chứa nước trong đất và lực hút của đất. SWCC được coi là thông số trung tâm của đất KBH, nó được dùng để xác định các đặc tính của đất KBH như hệ số thấm, cường độ kháng cắt và biến thiên thể tích. SWCC thường được phân chia thành 3 vùng là vùng bão hòa, vùng chuyển tiếp và vùng tàng dư với hai giá trị biên là giá trị khí vào (AEV) và lực hút dính dư. Kết quả nghiên cứu của các nhà khoa học đã cho thấy sự thay đổi của SWCC cho các loại đất khác nhau. Các nghiên cứu đều chỉ ra xu hướng biến thiên của AEV và lực hút dính dư tăng dần khi thay đổi từ đất cát đến đất bụi, đất á sét và đất sét. Hình 1 minh họa SWCC của một số loại đất điển hình theo Fredlund và nnk (2012). Đất bụi Lực hút dính (kPa) Đất cát Đất sét Đ ộ ẩm th ể tí ch Hình 1: SWCC điển hình của một số loại đất 1.3.2. Cường độ kháng cắt đất KBH Đối với đất KBH, các biến trạng thái ứng suất được biểu thị bằng các ứng suất đo được như ứng suất tổng , áp lực nước lỗ rỗng uw và áp lực khí lỗ rỗng ua. Tổ hợp ứng suất pháp thực (- ua) và lực hút dính (ua-uw) thường được lựa chọn để biểu thị trạng thái ứng suất của đất KBH. Phương trình cường độ kháng cắt dành cho đất KBH theo đề xuất của Fredlund và nnk (1978) có dạng: f = c‟+( – ua) tan‟+(ua – uw) tan b (1) Trong đó: Trong đó: f là cường độ kháng cắt của đất; c‟ là lực dính đơn vị; (– ua) là ứng suất pháp thực; (ua – uw) là lực hút dính; ‟ là góc ma sát trong; b là góc má sát biểu thị lượng tăng của cường độ kháng cắt theo lực hút dính. So với đất bão hòa, cường độ kháng cắt của đất KBH có bổ sung thêm thành phần (ua– uw)tg b, đại lượng này thể hiện sự gia tăng cường độ kháng cắt của đất KBH so với đất bão hòa là do lực hút dính. Như vậy, cường độ kháng cắt đất KBH là sự mở rộng của tiêu chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb so với đất bão hòa. Những nghiên cứu ban đầu cho thấy góc b hầu như không đổi chứng tỏ quan hệ tuyến tính của cường độ kháng cắt đất KBH theo lực hút dính. Tuy nhiên, các nghiên cứu sau này đã cho thấy sự thay đổi của góc b theo lực hút dính như trong các công bố của Fredlund và nnk (1987), Thu và nnk (2006), tức là cường độ kháng cắt đất KBH có quan hệ phi tuyến theo lực hút dính. Một trong những phương trình cường độ kháng cắt dạng phi tuyến được sử ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 14 dụng phổ biến là theo đề xuất của Vanapalli và nnk (1996) có dạng: (2) Trong đó:  là độ ẩm thể tích; s là độ ẩm thể tích bão hòa; r là độ ẩm thể tích dư. 2. XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƢNG CỦA ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA 2.1. Xác định SWCC Để xác định SWCC, tác giả sử dụng thiết bị thí nghiệm là bình áp lực với đĩa gốm tiếp nhận khí cao 500 kPa chế tạo bởi hãng Eijkelkamp như ở hình 2. Hình 2: Bình áp lực để xác định SWCC của đất KBH Trong nghiên cứu này, thí nghiệm SWCC được tiến hành với các mẫu đất nguyên dạng được lấy từ hố khoan ở tim đập Chúc Bài Sơn. Công tác thực nghiệm được tiến hành tại Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, Trường Đại học Thủy lợi. Kết quả thực nghiệm đã xác định được độ ẩm thể tích bão hòa và giá trị khí vào đối với đất đắp đập Chúc Bài Sơn là s =0,425 và AEV =18 kPa (như ở hình 3). Để xây dựng đường cong SWCC hoàn chỉnh, tác giả sử dụng phương trình thực nghiệm của Modified Kovacs (MK) được trình bày trong nghiên cứu của Aubertin và nnk (2003). Đây là một trong những mô hình được biết đến rộng rãi vì nó phù hợp với khá nhiều loại đất bao gồm cả đất rời và đất dính. Các tham số hiệu chỉnh của mô hình dựa vào các dữ liệu liên quan đến đường cong cấp phối hạt. Đây là dữ liệu rất phổ biến trong các tài liệu khảo sát địa chất ở Việt Nam. Hình 3: Kết quả thực nghiệm xác định SWCC của đất đắp đập Chúc Bài Sơn Trong phương trình MK, hai tham số là hệ số hút dính ac và hệ số phân bố kích thước lỗ rỗng m là các tham số khống chế độ dốc của SWCC và độ lớn của AEV. Quy luật ảnh hưởng của ac và m đến SWCC là khi ac tăng thì SWCC dốc hơn và khi m tăng thì AEV tăng. Đối với các loại đất có nguồn gốc Bắc Mỹ, ac và m là các hằng số với giá trị ac =0,0007 và m=0,00003 theo như Aubertin và nnk (2003). Tuy nhiên, khi áp dụng trực tiếp các giá trị như vậy cho loại đất đắp đập Chúc Bài Sơn thì có sự sai lệch lớn. Bằng phương pháp bình phương nhỏ nhất tìm được cặp giá trị ac =0,0005 và m=0,00002 thì đường cong MK phù hợp nhất với kết quả thực nghiệm. Vì vậy, tác giả kiến nghị sử dụng ac=0,0005 và m=0,00002 trong phương trình MK cho loại đất đắp đập Chúc Bài Sơn. Kết quả xây dựng đường cong SWCC hoàn chỉnh được minh họa ở hình 4. ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 15 Hình 4: Đường cong SWCC của đất đắp đập Chúc Bài Sơn 2.2. Xác định hàm thấm Hàm thấm là thông số quan trọng đối với đất KBH, đặc biệt trong các bài toán có sự ảnh hưởng của môi trường nước. Từ kết quả xây dựng đường cong SWCC ở mục 2.1, sử dụng phương trình hàm thấm của Leong và Rahardjo (1997) để xác định hệ số thấm tại các giá trị lực hút dính khác nhau. Ở đây giá trị độ ẩm thể tích w được xác định theo hai trường hợp là theo phương trình MK và theo đề xuất hiệu chỉnh của tác giả như ở mục 2.1. Kết quả xác định hàm thấm của đất KBH tương ứng với các lực hút dính khác nhau được trình bày trong hình 5. Kết quả tính toán cho thấy, hình dạng của hàm thấm tương đồng với hình dáng của SWCC. Hình 5: Hàm thấm của đất đắp đập Chúc Bài Sơn 3. ẢNH HƢỞNG CỦA MƢA ĐẾN ỔN ĐỊNH ĐẬP CHÚC BÀI SƠN 3.1. Phƣơng pháp tính toán Trong tính toán, tác giả sử dụng bộ phần mềm Geo-Studio (2018) để phân tích ổn định mái dốc với hai mô đun là SEEP/W và SLOPE/W. Trong đó, mô đun SEEP/W được dùng để phân tích thấm không ổn định theo thời gian nhằm xác định sự thay đổi của đường bão hòa trong mái dốc khi có mưa. SEEP/W sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn để giải quyết bài toán thấm hai hướng với phương trình vi phân có dạng: Ở đây: h là cột nước tổng; kx là hệ số thấm của đất theo phương x; ky là hệ số thấm của đất theo phương y; Q là điều kiện biên của dòng chảy tác dụng lên bề mặt mái dốc; w là độ ẩm thể tích; t là thời gian. Do và nên phương trình (3) có thể được viết dưới dạng: Ở đây: mw là độ dốc của SWCC; uw là áp lực nước lỗ rỗng; w là trọng lượng riêng của nước; y là thế năng. Trong phân tích tính toán dòng thấm không ổn định đập Chúc Bài Sơn, điều kiện ban đầu được thiết lập tương ứng với trường hợp MNDBT. Để xét tới ảnh hưởng của mưa, điều kiện biên về cường độ mưa thay đổi theo thời gian được tác dụng lên toàn bộ bề mặt của mái dốc. Ở nghiên cứu này, mực nước thượng lưu được giả định là không thay đổi theo thời gian trong quá trình mưa. Sau đó, mô đun SLOPE/W được sử dụng ghép đôi với mô đun SEEP/W để phân tích ổn định mái dốc. Mô đun SLOPE/W cho phép phân tích ổn định mái dốc theo nhiều phương pháp khác nhau. Ở nghiên cứu này tác giả lựa chọn phương pháp tính toán theo Bishop (1955). Ngoài ra, tác giả cũng lựa chọn phương trình cường độ kháng cắt của đất KBH theo Vanapalli và nnk (1996) vì nó cho phép thể hiện sự phi tuyến của cường độ kháng cắt theo lực hút dính. 3.2. Trƣờng hợp tính toán Theo tài liệu khảo sát của Viện kỹ thuật công ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 16 trình (2017), tác giả lựa chọn tính toán ổn định đập Chúc Bài Sơn cho mặt cắt nguy hiểm nhất là mặt cắt giữa đập D3 (hình 6). Mực nước trong hồ tương ứng với trường hợp MNDBT +75,27 m. Số liệu mưa được phân tích, lựa chọn từ dữ liệu thống kê các trận mưa của trạm Quảng Hà trong khoảng thời gian 15 năm từ 2001 đến 2015. Theo dữ liệu này, các trận mưa có cường độ lớn thường xảy ra trong khoảng thời gian từ 1,0 giờ đến 3,0 giờ. Trong khi các trận mưa nhỏ có thể liên tiếp kéo dài từ 3,0 đến 4,0 ngày, cá biệt kéo dài đến 7 ngày. Cường độ mưa giờ lớn nhất được ghi nhận trong khu vực là 91,0 mm/giờ (từ 6h00 đến 9h00 ngày 29/06/2003). Trận mưa dài nhất trong khu vực kéo dài 162,0 giờ (từ 2h00 ngày 26/07/2015 đến 20h00 ngày 01/08/2015) với tổng lượng mưa là 1150,1 mm. Vì vậy, trong nghiên cứu này tác giả lựa chọn hai kiểu mưa điển hình là mưa cường độ lớn (HI) và mưa kéo dài (LD). Trận mưa cường độ lớn HI được lựa chọn có cường độ 91,0 mm/giờ với thời gian mưa liên tục trong 3,0 giờ, còn trận mưa kéo dài LD được lựa chọn có thời gian mưa liên tục trong 162,0 giờ với cường độ phân bố đều từ tổng lượng mưa (1150,1 mm) trong thời gian mưa. 3.3. Các chỉ tiêu cơ lý của đất dùng trong tính toán Căn cứ vào tài liệu khảo sát của Viện kỹ thuật công trình (2017), cấu tạo địa chất đập Chúc Bài Sơn bao gồm lớp đất đắp (lớp 1a) thuộc loại đất á sét màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn dăm sạn, trạng thái dẻo cứng. Tiếp đến là lớp á sét (lớp 1b) màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn dăm sạn, trạng thái dẻo mềm. Bên dưới là lớp cuội lẫn cát (lớp 2) màu xám nâu, xám vàng, trạng thái chặt vừa. Dưới cùng là đới đá phong hóa IA2 (lớp 3) thuộc loại đá phiến sét phong hóa mạnh đến trung bình. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất dùng trong tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài Sơn được nêu trong bảng 1. Ngoài ra, để xét đến yếu tố không bão hòa của đất đắp, các thông số về đường cong SWCC và hàm thấm được lấy từ các kết quả nghiên cứu thực nghiệm của tác giả ở mục 2.1 và 2.2. Hình 6: Mặt cắt tính toán đập Chúc Bài Sơn Bảng 1: Các chỉ tiêu cơ lý dùng trong tính toán đập Chúc Bài Sơn STT Chỉ tiêu cơ lý Ký hiệu Đơn vị Lớp 1a Lớp 1b Lớp 2 1 Trọng lượng thể tích tự nhiên  kN/m 3 19,2 18,6 19,5 2 Góc ma sát trong ‟ độ 26,7 17,0 30 3 Lực dính đơn vị C‟ kN/m2 14,5 14,9 0,1 4 Hệ số thấm bão hòa K cm/s 6,2.10-5 7,6.10-5 1,0.10 -4 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 17 3.4. Khi không xét ảnh hƣởng của mƣa Kết quả tính toán cho thấy, khi không xét đến ảnh hưởng của mưa và không xét đến yếu tố không bão hòa của đất đắp thì đường bão hòa trong thân đập có xu thế như ở hình 7. Lúc này hệ số ổn định mái đập Chúc Bài Sơn là Kmin = 1,505 (hình 8). Tức là điều kiện về ổn định được thỏa mãn do Kmin = 1,505 > [K] = 1,30 (tham chiếu TCVN 8216:2018). Tuy nhiên, khi xét đến các yêu tố không bão hòa thì hệ số ổn định mái đập ở trường hợp này là Kmin = 1,633 (hình 9). Nguyên nhân của sự gia tăng này là do áp lực nước lỗ rỗng âm hay lực hút dính của đất ở vùng không bão hòa đã làm tăng cường độ kháng cắt ở đới không bão hòa theo quy luật được biểu diễn ở phương trình 2. Như vậy, khi xét đến yếu tố không bão hòa đã làm hệ số ổn định tăng thêm 8,5% so với trường hợp không xét đến yếu tố không bão hòa. 3.5. Ảnh hƣởng của kiểu mƣa HI Hình 10 biểu diễn sự biến đổi của cột nước áp lực tại điểm A nằm trên mặt cắt X-X và cách bề mặt mái dốc 1,0 m (hình 6). Kết quả phân tích cho thấy khi bắt đầu mưa thì áp lực nước lỗ rỗng tăng rất nhanh cho đến thời điểm kết thúc mưa. Sau đó, áp lực nước lỗ rỗng tiếp tục tăng nhưng với tốc độ giảm dần. Như vậy, dưới tác động của kiểu mưa HI đã làm cho mực nước ngầm trong thân đập dâng lên và thu hẹp đới không bão hòa. Sự gia tăng của áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình mưa ở vùng không bão hòa đã dẫn đến sự suy giảm của hệ số ổn định mái dốc. Hệ số ổn định mái dốc giảm từ Kmin = 1,633 về Kmin = 1,545 (giảm 5,7%) khi kết thúc mưa (hình 11). Tuy nhiên giá trị này vẫn vượt ngưỡng an toàn theo yêu cầu của TCVN 8216:2018. Sau khi ngừng mưa, hệ số ổn định mái dốc tăng ngược trở lại và đạt trị số Kmin = 1,59 sau khi ngừng mưa 8,0 giờ. 3.6. Ảnh hƣởng của kiểu mƣa LD Khi bắt đầu mưa thì áp lực nước lỗ rỗng tại A tăng nhanh trong khoảng thời gian 15,0 giờ đầu tiên, sau đó tăng rất chậm cho đến khi kết thúc mưa thì cột nước áp lực đạt giá trị 0,5 m. Như vậy, mực nước ngầm trong thân đập đã dâng lên và vượt qua điểm A (hình 12). Điều này chứng tỏ kiểu mưa LD đã làm mái đập hầu như bão hòa hoàn toàn. 27 23 19 11 7 3 -1 -5 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 45 51 57 63 69 75 81 MNDBT = 75.27 m [m] [m] Hình 7: Phân bố áp lực nước trong thân và nền đập Chúc Bài Sơn Hình 8: Hệ số ổn định mái đập khi không xét đến yếu tố không bão hòa 1.633 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 45 51 57 63 69 75 81 MNDBT = 75.27 m [m] [m] Hình 9: Hệ số ổn định mái đập khi có xét đến yếu tố không bão hòa Hình 10: Sự biến đổi của cột nước áp lực tại điểm A với kiểu mưa HI ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 18 Hình 11: Sự biến đổi của hệ số ổn định mái đập với kiểu mưa HI Khi ngừng mưa, áp lực nước lỗ rỗng tại A giảm nhanh trong khoảng 20,0 giờ đầu tiên. Tiếp đó, tốc độ suy giảm của áp lực nước lỗ rỗng chậm dần và cột nước áp lực đạt trị số -1,3m sau thời gian ngừng mưa 7,0 ngày (hình 12). Hình 12: Sự biến đổi của cột nước áp lực tại điểm A với kiểu mưa LD Sự biến đổi của áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình mưa đã dẫn đến sự thay đổi của hệ số ổn định mái đập. Ban đầu, hệ số ổn định mái đập giảm rất nhanh từ giá trị Kmin = 1,633 trong khoảng 70,0 giờ kể từ lúc bắt đầu mưa. Sau đó, hệ số ổn định mái đập hầu như không đổi cho đến khi kết thúc mưa với giá trị ở ngưỡng an toàn Kmin = 1,304 khi so với yêu cầu của TCVN 8216:2018, tức là giảm đến 20,1 % kể từ lúc bắt đầu mưa. Khi dừng mưa, hệ số ổn định mái đập tăng nhanh trở lại trong khoảng 20 giờ đầu tiên, sau đó tốc độ tăng chậm dần. Sau khi dừng mưa 7,0 ngày, thì hệ số ổn định mái đập đạt tới giá trị Kmin = 1,51 tức là tăng thêm 15,8 % so với lúc dừng mưa. Hình 13: Sự biến đổi của hệ số ổn định mái đập với kiểu mưa LD 4. KẾT LUẬN Từ những nghiên cứu thực nghiệm và phân tích mô hình số, bài báo đã đánh giá ảnh hưởng của mưa đến ổn định của đập đất trên cơ sở khoa học đất KBH. Một số kết luận chính có thể rút ra từ nghiên cứu này đó là: 1. Các khối đất trong thân đập đất là một hệ đất bão hòa/không bão hòa. Vì vậy, để đánh giá một cách đầy đủ và chính xác điều kiện ổn định của đập đất thì việc áp dụng các lý thuyết của cơ học đất KBH là thực sự cần thiết. 2. Đối với đất KBH, SWCC là một thông số quan trọng, nó liên hệ mật thiết đến tính thấm, tính kháng cắt và biến thiên thể tích. Dựa vào kết quả thực nghiệm, kiến nghị sử dụng mô hình MK với sự điều chỉnh hai tham số là hệ số hút dính ac=0,0005 và hệ số phân bố kích thước lỗ rỗng m=0,00002 khi thiết lập SWCC cho vật liệu đất đắp đập Chúc Bài Sơn. 3. Kết quả phân tích đã cho thấy, trong trường hợp không có mưa thì hệ số ổn định mái đập Chúc Bài Sơn tăng tới 8,5% khi xét đến yếu tố KBH so với tính toán đất bão hòa truyền ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 19 thống. Hai kiểu mưa LD và HI có xu thế gây ảnh hưởng đến mái dốc tương tự nhau. Tuy nhiên, kiểu mưa LD cho thấy xu thế áp lực nước lỗ rỗng tăng nhanh và giảm nhanh khi bắt đầu mưa và sau khi dừng mưa. Sau đó tốc độ tăng và giảm chậm dần khi thời gian tăng dần. Đặc biệt, kiểu mưa LD làm hệ số ổn định mái dốc giảm tới 20,1% so với không có mưa. Vì vậy, trường hợp mưa dài có nguy cơ gây mất ổn định mái đập là rất lớn, đặc biệt khi không có đủ thời gian để hệ số ổn định mái đập hồi phục trở lại sau mỗi trận mưa. 4. Mưa tác động rất lớn đến sự ổn định của đập đất, đặc biệt trong điều kiện biến đổi khí hậu như hiện nay. Vì vậy, kiến nghị bổ sung tính toán trường hợp ảnh hưởng của mưa kéo dài trong công tác thiết kế mới hoặc nâng cấp sửa chữa đập đất. TÀI LIỆU THAM KHẢO 1. Viện kỹ thuật công trình, "Hồ sơ thiết kế dự án hồ chứa nước Chúc Bài Sơn," 2017. 2. Tổng cục Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng, "TCVN 8216:2018 Công trình thủy lợi - Thiết kế đập đất đầm nén," 2018. 3. A. W Bishop, "The use of the slip circle in the stability analysis of slopes," Geotechnique 5, No.1, pp. 7-17, 1955. 4. D. G. Fredlund et al, "The shear strength of unsaturated soils," Canadian Geotechnical Journal, vol. 15, No. 3, pp. 313–321, 1978. 5. D. G. Fredlund et al, "Nonlinearity of strength envelope for unsaturated soils," in Proceedings of the Sixth International Conference on E