PHÓ TỔNG BIÊN TẬP Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT … chi (Dia ky thuat...Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH Prof. Dr. TRINH MINH THU Dr. LE THIET TRUNG Prof., Dr. DO NHU TRANG Assoc

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 1-2017 1

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT

ISSN - 0868 - 279X

NĂM THỨ 21

SỐ 1 NĂM 2017

MỤC LỤC

HOÀNG THỊ LỤA: Ứng dụng lý thuyết độ tin

cậy trong tính toán ổn định đƣờng hầm 3

VÕ PHÁN, PHAN QUANG CHIÊU, VÕ NGỌC

HÀ: Ƣớc tính mô đun đàn hồi của nền

đƣờng đắp đất sét pha cát theo độ ẩm và

trạng thái của đất vùng đồng bằng sông Cửu

Long sử dụng giải thuật Levenberg-

Maquardt 14

NGUYỄN QUANG HUY: Luận chứng hệ

thống quan trắc phục vụ cảnh báo tai biến

trƣợt đất cho khu vực tây nam tỉnh

Hà Giang 24

ĐÀO SỸ ĐÁN, ĐÀO VĂN HƢNG: Đánh giá

mức độ phá hoại công trình do việc xây

dựng những hố đào sâu ở Hà Nội 35

PHẠM QUANG ĐÔNG: Nghiên cứu xây dựng

mối quan hệ giữa các thông số của bài toán

cố kết chân không 43

NGUYỄN CÔNG OANH, TRẦN THỊ THANH,

VĂN TRÂM, ĐÀO THI: Xác định đặc trƣng

đất sét yếu Việt Nam theo thí nghiệm cố kết

tốc độ biến dạng không đổi sử dụng trong

phân tích bài cố kết thấm 50

PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG

HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP

PGS.TS. ĐẶNG HỮU DIỆP

PGS.TS. PHÙNG MẠNH ĐẮC

PGS.TS. PHẠM QUANG HƢNG

PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ

TS. PHÙNG ĐỨC LONG

GS. NGUYỄN CÔNG MẪN

PGS.TS. NGUYỄN HỒNG NAM

PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC

GS.TS. VŨ CÔNG NGỮ

PGS.TS. VÕ PHÁN

PGS.TS. NGUYỄN HUY PHƢƠNG

PGS.TS. DOÃN MINH TÂM

GS.TS. TRẦN THỊ THANH

PGS.TS. VƢƠNG VĂN THÀNH

GS.TS. TRỊNH MINH THỤ

TS. LÊ THIẾT TRUNG

GS.TS. ĐỖ NHƢ TRÁNG

PGS, TS. TRẦN VĂN TƢ

TS. TRẦN TÂN VĂN

Giấy phép xuất bản số 1358/GPXB -

Ngày 8-6-1996, Bộ Văn hóa - Thông tin

Cơ quan xuất bản: Viện Địa kỹ thuật

(Liên hiệp các Hội KH&KT Việt Nam)

38 phố Bích Câu - Đống Đa - Hà Nội

Tel: 04. 22141917.

Email: [email protected]; [email protected]

Website: www.vgi-vn.vn

Xuất bản 3 tháng 1 kỳ

Nộp lƣu chiểu: tháng Năm 2017

In tại Công ty in Thủy lợi

Giá: 20.000 đ


VIETNAM GEOTECHNIAL

JOURNAL

ISSN - 0868 - 279X

VOLUME 21

NUMBER 1 - 2017

CONTENTS PHAN HUY DONG: Thiếu tít tiếng Anh NGUYEN DINH THU: Thiếu tít tiếng Anh

HOANG THI LUA: Application of reliability

theory in analyzing tunnel stability 3

VO PHAN, PHAN QUANG CHIEU, VO NGOC

HA: Estimating the resilient modulus of

sandy clay subgrade of pavement using

Levenberg-Maquadt algorithm 14

NGUYỄN QUANG HUY: Discussion about

geotechnical monitoring system for

predicting landslide risk in the southern

west of Ha Giang province 24

DAO SY DAN, DAO VAN HUNG: The

assessment of building damage degree due

to deep excavations in Ha Noi 35

PHAM QUANG DONG: Study on developing

relationship between parameters of vacuum

consolidation 43

NGUYEN CONG OANH, TRAN THI THANH,

VAN TRAM, DAO THI: Characterization of

vietnam soft clay for consolidation analysis

with application of constant rate of strain

consolidation tests 50

DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF

Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG

EDITORIAL BOARD

Assoc. Prof.,Dr. DANG HUU DIEP

Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC

Assoc. Prof., Dr. PHAM QUANG HUNG

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN BA KE

Dr. PHUNG DUC LONG

Prof. NGUYEN CONG MAN

Assoc. Prof. Dr. NGUYEN HONG NAM

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN SY NGOC

Prof.,Dr. VU CONG NGU

Assoc. Prof.,Dr. VO PHAN

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN HUY PHUONG

Assoc., Prof. Dr. DOAN MINH TAM

Prof., Dr. TRAN THI THANH

Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH

Prof. Dr. TRINH MINH THU

Dr. LE THIET TRUNG

Prof., Dr. DO NHU TRANG

Assoc. Dr. TRAN VAN TU

Dr. TRAN TAN VAN

Printing licence No 1358/GPXB

dated 8 June 1996 by the Minister of Culture and Information Published by the Vietnam Geotechnical Institute (Vietnam

Union of Science and Technology Associations) Add: 38 Bich Cau, Dong Da, Hanoi

Tel: 04.22141917. Email: [email protected]; [email protected]

Website: www.vgi-vn.vn Copyright deposit: May 2017


ỨNG DỤNG LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY TRONG TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH ĐƯỜNG HẦM

HOÀNG THỊ LỤA*

Application of reliability theory in analyzing tunnel stability

Abstract: The purpose of this paper is to analysis the stability of tunnel by

using reliability theory method. In this paper, the author first has developed

a fault tree, then selected some common failure cases for detailed

calculations. Three selected case were: 1. Tunnel was instable due to the

stress exceeds the allowable value; 2. Tunnel was instable because of

buoyant force; 3. Tunnel subsidance exceeds the allowable subsidence. In

each case, the author has built reliability functions, selected random

variables, studied the regularity of the distribution funtion of random

variables and finally calculated incident probability. Consequently, incident

probability of each case as well as general incident probability of tunnel

was calculated. The effect of each variable to structure stability was also

calculated.

Keywords: Reliability theory, tunnel stability

1. GIỚI THIỆU CHUNG *

Việt Nam là một trong những quốc gia đông

dân nhất thế giới với hơn 90 triệu ngƣời. Dân cƣ

tập trung quá đông đúc trong các thành phố lớn

đã khiến không gian sống, giao thông trở lên

quá tải. Việc phát triển công trình ngầm là một

biện pháp hợp lý và cần thiết để đáp ứng mật độ

cao của dân số.

Công trình ngầm thƣờng có đặc điểm là kéo

dài hoặc mở rộng qua các vùng có tải trọng khác

nhau, điều kiện địa chất khác nhau và các yếu tố

này lại dao động, biến đổi theo thời gian. Tuy

nhiên, khi tính toán thiết kế, các phƣơng pháp

truyền thống thƣờng chỉ chọn một vài giá trị đặc

trƣng của các thông số để tính toán mà chƣa xét

đến sự dao động, biến đổi của các chỉ tiêu nói

trên. Do đó, kết quả tính toán trong một số

trƣờng hợp có thể chƣa phù hợp.

Phƣơng pháp lý thuyết độ tin cậy (hay còn

gọi là phƣơng pháp thiết kế ngẫu nhiên) là

* Khoa Công trình - Đại học Thủy lợi

175 Tây Sơn - Đống Đa - Hà Nội

DĐ: 0912723376

phƣơng pháp thiết kế dựa trên cơ sở toán xác

suất thống kế để phân tích tƣơng tác giữa các

biến ngẫu nhiên của tải trọng và sức chịu tải

trong các cơ chế phá hoại theo giới hạn làm việc

của công trình. Trong thiết kế ngẫu nhiên, tất cả

các cơ chế phá hỏng đƣợc mô tả bởi mô hình

toán hoặc mô hình mô phỏng tƣơng ứng. Tính

toán xác suất phá hỏng của một bộ phận kết cấu

hoặc của công trình đƣợc dựa trên hàm độ tin

cậy của từng cơ chế phá hỏng.

Hàm độ tin cậy này đƣợc thiết lập dựa vào

trạng thái giới hạn tƣơng ứng với cơ chế phá

hỏng tƣơng ứng và là hàm của nhiều biến và

tham số ngẫu nhiên. Do đó kết quả tính toán từ

phƣơng pháp độ tin cậy không những cho xác

suất phá hỏng của từng cơ chế đơn lẻ mà còn

cho biết mức độ ảnh hƣởng của từng biến ngẫu

nhiên và tổng hợp cho ta xác suất cuối cùng của

cả hệ thống đang xem xét. Trên thế giới, thiết kế

theo xác suất an toàn cho phép đã đƣợc nghiên

cứu và đƣa vào ứng dụng từ lâu. Ở Việt Nam, lý

thuyết độ tin cậy cũng đã đƣợc đƣa vào chƣơng

trình giảng dạy của một số trƣờng đại học và


đƣợc nghiên cứu trong lĩnh vực xây dựng công

trình thủy. Bài báo này sẽ đề cập đến việc ứng

dụng lý thuyết độ tin cậy trong phân tích ổn

định của công trình ngầm.

2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT CỦA PHƢƠNG

PHÁP

2.1. Tóm tắt cơ sở lý thuyết

Để xem xét đƣợc mức độ an toàn của một

thành phần , ngƣời ta thành lập một hàm tin cậy

có dạng tổng quát nhƣ sau:

Z = R-S (2.1)

Với: + R – Độ bền hay khả năng kháng hƣ

hỏng;

+ S – Tải trọng hay khả năng gây hƣ hỏng.

Theo đó, Z<0 đƣợc coi là có hƣ hỏng xảy ra

và hƣ hỏng không xảy ra nếu Z >0, còn khi Z=0

thì ở ranh giới giữa vùng an toàn và không an

toàn.

Xác suất phá hỏng của từng cơ chế đƣợc xác

định bởi xác suất xảy ra Z<0: Pf = P(Z≤0) =

P(S≥R)

Độ tin cậy đƣợc xác định là : P(Z>0) = 1-Pf

Hình 1. Hàm tin cậy trong mặt phẳng RS [2]

Hàm xác suất có thể đƣợc giải theo các mức

độ tiếp cận nhƣ sau:

- Tiếp cận mức độ xác suất cấp độ 0, mức độ

này là phƣơng pháp thiết kế truyền thống, sử

dụng hệ số an toàn để đánh giá.

- Tiếp cận mức độ xác suất cấp độ I, mức độ

này là thiết kế bán xác suất, sử dụng nhiều hệ

số an toàn để đánh giá ổn định (phƣơng pháp

trạng thái giới hạn).

- Tiếp cận xác suất cấp độ II và cấp độ III,

đây là phƣơng pháp tiếp cận ngẫu nhiên. Trong

đó, cấp độ II sử dụng các phƣơng pháp gần

đúng để biến đổi quy luật phân bố của các tải

trọng và sức chịu tải về các hàm phân bố

chuẩn, sử dụng các phƣơng pháp xác suất gần

đúng trong tính toán. Đối với mức độ III, các

hàm phân bố của các biến đƣợc giữ nguyên

quy luật phân bố và trong tính toán không sử

dụng các phƣơng pháp gần đúng, ngẫu nhiên

hoàn toàn. Bài báo này sẽ trình bày bài toán ở

cấp độ II(*)

. [2]

2.2. Các cơ chế phá hoại đƣờng hầm

Có nhiều nguyên nhân có thể dẫn đến mất ổn

định đƣờng hầm. Các giai đoạn khác nhau cũng

có những hình thức mất ổn định khác nhau. Từ

tài liệu [5],[7] thu thập đƣợc về các sự cố công

trình đã xảy ra, tác giả phân chia nhóm sự cố

nhƣ bảng 1. Và theo đó, công trình sẽ xảy ra sự

cố nếu một trong những lỗi hƣ hỏng xảy ra trên

1 đoạn hầm.

Bảng 1. Các dạng sự cố hầm và nguyên nhân

Dạng sự cố Nguyên nhân

Sụt đổ hầm

Ứng suất vƣợt quá mức cho

phép

Bản đáy bị đẩy bục

Lún nền cục bộ

Đoạn hầm bị đẩy nổi

Phá hủy

mặt đất

Điều kiện đất đá không ổn định

Điều kiện nƣớc ngầm thay đổi

Mất đất do thi công

Chiều dày lớp phủ nhỏ

Tải trọng vƣợt mức cho phép

Nƣớc chảy

vào hầm

Lỗi thiết bị chống thấm

Nƣớc ngầm có áp lớn

Mực nƣớc ngầm thay đổi

Các dạng sự cố khác

Trong khuôn khổ của bài báo này, tác giả đi

phân tích ổn định công trình do 3 nguyên nhân

trong quá trình vận hành thƣờng gặp là: đƣờng

R

Z<0 Vùng sự cố

Z>0 Vùng an toàn

Z=0 Biên sự cố S


hầm bị đẩy nổi, đƣờng hầm bị lún quá mức cho

phép làm mất liên kết giữa các đốt hầm và

đƣờng hầm bị phá hoại vỏ do ứng suất vƣợt

mức cho phép.

2.3. Xây dựng hàm tin cậy Z cho các cơ

chế phá hoại

Xây dựng hàm Z cho cơ chế ứng suất vƣợt

quá ứng suất giới hạn, phá hỏng cục bộ vỏ hầm

Hàm tin cậy của cơ chế phá hỏng này đƣợc

biểu diễn thông qua hàm trạng thái giới hạn

trong công thức (2-2):

(2-2)

* Trong đó:

+ – Ứng suất tới hạn gây hƣ hỏng công

trình [T/m2], xác định dựa vào cƣờng độ kéo,

nén tiêu chuẩn của vật liệu xây dựng vỏ hầm;

+ σ – Ứng suất thực tế sinh trong vỏ hầm

[T/m2], tính toán thông qua các nội lực, các nội

lực đƣợc tính từ ngoại tác dụng lên vỏ hầm;

Xây dựng hàm tin cậy Z trong cơ chế kiểm

tra ổn định đẩy nổi của đƣờng hầm

Hàm tin cậy của cơ chế phá hỏng này đƣợc

biểu diễn nhƣ trong công thức (2-3)

(2-3)

* Trong đó:

+ – Tổng lực giữ cho công trình không

bị đẩy nổi [T], đƣợc tính bằng tổng các lực

thƣờng xuyên thẳng đứng hƣớng xuống gồm tải

trọng bản thân hầm, tải trọng hiệu quả do cột đất

phía trên đè lên nóc hầm

+ Wđẩy nổi – Tổng lực đẩy nổi [T], tính

bằng lực đẩy của nƣớc tác dụng đẩy ngƣợc

lên hầm.

Xây dựng hàm tin cậy trong cơ chế kiểm tra

lún của nền hầm

Đối với trƣờng hợp nền công trình là nền cát,

ta kiểm tra độ lún ổn định.Hàm tin cậy của cơ

chế phá hỏng này đƣợc biểu diễn thông qua hàm

trạng thái giới hạn, công thức (2-4):

(2-4)

* Trong đó:

+ – Độ lún cho phép của hầm [m], phụ

thuộc vào loại công trình, tra quy phạm;

+ Sc – Độ lún cố kết ổn định tính toán [m];

Độ lún cố kết ổn định đối với hầm tác giả coi

là bài toán tính lún theo hai hƣớng (coi nhƣ

không biến dạng dọc trục hầm). Và độ lún trong

trƣờng hợp này do tải trọng bề mặt gây ra, gây

lún nền hầm kéo theo lún đốt hầm. Công thức

tính lún cho lớp i (2-5) và độ lún tổng của nền

hầm (2-6)

Si=

11 12

21

2

00

0

121

18.0

e

hee izin

i ii

i

(2-5)

Sc =

n

1i

iS (2-6)

* Trong đó:

+ 1 và 2 lần lƣợt là ứng suất trung bình

thẳng đứng tại lớp i ứng với giai đoạn trƣớc và

sau khi tác dụng ứng suất gây lún.

+ zi: Ứng suất thẳng đứng trung bình gây

lún lớp thứ i

+ : Hệ số nở hông lớp thứ i

+ hi: Chiều dày lớp i;

+ e1i và e2i lần lƣợt là hệ số rỗng lớp i ứng

với giai đoạn trƣớc và sau khi tác dụng ứng suất

gây lún.

3. ÁP DỤNG TÍNH TOÁN

3.1. Giới thiệu công trình nghiên cứu

Trong phần này tác giả sẽ áp dụng tính toán

với các số liệu đã thu thập đƣợc từ dự án hầm

giao thông Metro II, thành phố Hồ Chí Minh.

Đƣờng hầm có dạng khuyên tròn, các đốt

hầm bằng bê tông cốt thép đƣợc chế tạo sẵn, thi

công bằng máy đào ngầm, có các thông số nhƣ

bảng 2.

Đƣờng hầm nằm ở độ sâu trung bình khoảng

12m dƣới mặt đất tự nhiên, chỉ tiêu cơ lý của

các lớp đất sử dụng trong tính toán từ mặt đất tự

nhiên xuống lần lƣợt nhƣ bảng 3.[4]


Bảng 2. Các thông số hầm dùng trong tính toán

Thông số Ký hiệu Kích thƣớc Đơn vị

Bán kính trong Rtr 3,025 m

Bán kính ngoài Rng 3,325 m

Cƣờng độ chịu nén R28

50 MN/m2

Trọng lƣợng γbt 25 kN/m3

Mô đun đàn hồi của bê tông Ebt 3,7e7 kN/m2

Độ cứng dọc trục EA 1,85e7 kN/m

Độ cứng uốn EI 385416,67 kNm2/m

Trọng lƣợng 1m theo chu vi ngoài hầm g 7,16 kN/m/m

Hệ số nở hông bê tông ν 0,2

Bảng 3. Chỉ tiêu cơ lý của đất dùng trong tính toán

Lớp Chỉ tiêu cơ lý Giá trị

Tối thiểu Tối đa Trung bình

A:

Sét rất mềm

đến mềm và

bùn

Trọng lƣợng riêng tự nhiên, γ (kN/m3) 13,10 21,40 15,80

Hệ số rỗng, ε 0,476 2.972 1,779

’(0) 1

0 42 19

00 ~ 5

0

c’ (kN/m2) 6 11,7 8,5

Modun biến dạng E0 (T/m2) 90 112 100

Bề dày (m) 0.30 32,40 8,60

B:

Sét mềm đến

dẻo, á sét và á

cát


Hệ số rỗng, ε 0,419 1,136 0,633

’(0) 9

0 13 28

054 ~ 17

0

c’ (kN/m2) 6,5 67,3 24,8

E0 (T/m2) 300 500 430

Bề dày (m) 1,70 10,20 4,84

C: Cát trạng

thái chặt vừa

&cát bùn


Hệ số rỗng, ε 0,456 1,570 0,620

’(0) 25

0 2 34

07 ~ 28

0

c’ (kN/m2) 0,086 0,138 0,11


Bề dày (m) 13,20 35,50 26,90

D: Sét cứng

đến rất cứng


Hệ số rỗng, ε 0,470 0,830 0,630

’(0) 10

04 25

00 ~ 16

0


Bề dày (m) 8,7 16,1 12,6

Lớp E: Á cát chặt đến rất chặt


3.2. Xây dựng sơ đồ lực tác dụng lên vỏ hầm

Với những đặc điểm về địa chất và vị trí hầm

trong đất, tác giả xây dựng sơ đồ lực tác dụng

lên vỏ hầm theo mô hình cân bằng giới hạn cho

hầm đặt sâu, không xét đến sự hình thành vòm

áp lực phía trên đỉnh hầm do đất phía trên hầm

là đất yếu bão hòa[4]. Các áp lực tác dụng lên

hầm bao gồm áp lực thẳng đứng, nằm ngang của

đất và tải trọng bề mặt truyền xuống, áp lực của

nƣớc theo phƣơng vuông góc với bề mặt vỏ hầm

và trọng lƣợng bản thân của hầm. Sơ đồ lực tác

dụng lên vỏ hầm đƣợc thể hiện nhƣ hình 2.

Hình 2. Sơ đồ lực tác dụng lên hầm

3.2. Tính toán ổn định hầm

Trong phần này tác giả sẽ tính toán cho hai mặt

cắt điển hình, mặt cắt 1-1 với hầm đi qua lớp sét B

và mặt cắt 2-2 với hầm đi qua lớp cát C

Trƣờng hợp mất ổn định do ứng suất vƣợt

mức cho phép

Đối với cơ chế phá hoại này tác giả lựa chọn

tính toán tại 6 điểm nguy hiểm nhƣ hình 3.

Hình 3. Các điểm tính toán ứng suất

Trong đó các điểm AT, BN, CT chịu kéo, ba

điểm còn lại AN, BT, CN chịu nén.

Từ hàm tính:

(2-2)

Bảng 4. Hàm tin cậy về ứng suất của các điểm tính

Điểm

tính Hàm tin cậy Z

A

B

C


Từ các lực tác dụng lên vỏ hầm, tác giả tính

toán mô men, lực dọc tác dụng lên hầm [3], sau

đó tổng hợp lại đƣợc ứng suất của điểm tính và

cho hàm Z nhƣ bảng 4.

Để giải bài toán, tác giả lựa chọn các biến

ngẫu nhiên và cố định nhƣ bảng 5. Và bảng 6.

Bảng 5. Biến ngẫu nhiên cho hàm ứng suất

Ký hiệu Mô tả biến ngẫu nhiên Đơn vị Luật phân

phối

Đặc trƣng thống kê

Kỳ vọng Độ lệch

ρ1 Khối lƣợng riêng tự nhiên lớp A T/m3 Nor 1,58 0,158

ρ1’ Khối lƣợng riêng hiệu quả lớp A T/m3 Nor 0,58 0,06

ρ2’ Khối lƣợng riêng hiệu quả lớp B T/m3 Nor 1 0,1

ρ3’

Khối lƣợng riêng hiệu quả lớp C T/m3

Nor 1,008 0,1

Góc ma sát trong của lớp đất cát

(lớp C) Độ (

o) Nor 29,7 3

Ứng suất kéo tiêu chuẩn của bê

tông làm vỏ hầm T/m

2 Nor 200 0,2

Ứng suất nén tiêu chuẩn của bê

tông làm vỏ hầm T/m

2 Nor 2600 26

hw Cột nƣớc tính từ đỉnh hầm đến

mực nƣớc ngầm m Nor 7,0 0,7

A1 Hệ số phụ thuộc cột nƣớc, công

thức tính (2.53) T kéo theo hw 4,6191+ 3,325hw

B1 Hệ số phụ thuộc cột nƣớc, công

thức tính (2.55) T kéo theo hw 8,313 + 3,325hw

C1 Hệ số phụ thuộc cột nƣớc, công

thức tính (2.57) T kéo theo hw 13,671+ 3,325hw

Bảng 6. Biến cố định cho hàm ứng suất

STT Kí hiệu Tên Đơn vị Giá trị

1 g Trọng lƣợng 1m theo chu vi ngoài của hầm T/m 0,716

2 Rng Bán kính ngoài của hầm m 3,325

3 Rtr Bán kính trong của hầm m 3,025

4 H1 Chiều dày lớp đất A trên đỉnh hầm m 3

5 H2 Chiều dày lớp đất B trên đỉnh hầm m 4

6 H3 Chiều dày lớp đất C trên đỉnh hầm m 1

7 A2 Hằng số T.m -3,623

8 B2 Hằng số T.m -6,3851

9 C2 Hằng số T.m 1,6407

10 Hiệu số giữa bán kính trong và ngoài của hầm m 0,3

11 ρw Dung trọng riêng của nƣớc T/m3 1


Hàm tin cậy trên có dạng phi tuyến với các

biến ngẫu nhiên cơ bản phân bố chuẩn vì vậy các

hàm này có thể giải bằng các phƣơng trình toán

xác suất. Tuy nhiên, giải các phƣơng trình này sẽ

rất phức tạp nên ở đây tác giả sử dụng công cụ hỗ

trợ là phần mềm VAP với phƣơng pháp form để

tính toán. Kết quả xác định đƣợc xác suất xảy ra

sự cố và hệ số ảnh hƣởng của các biến ngẫu

nhiên đến cơ chế phá hoại do ứng suất vƣợt quá

giới hạn cho phép của từng điểm nhƣ bảng 7.

Bảng 7. Xác suất sự cố và ảnh hƣởng của biến ngẫu nhiên

đến cơ chế ứng suất vƣợt mức cho phép

Điểm Xác suất

sự cố Phân phối ảnh hƣởng các biến đến kết quả (%)

AT 0,0531

AN 1,06E-07

BT 3,21E-10

BN 1,29E-05


Điểm Xác suất

sự cố Phân phối ảnh hƣởng các biến đến kết quả (%)

CT 0,0868

CN 2,44E-05

Trƣờng hợp mất ổn định do đoạn hầm bị đẩy nổi

Nhận xét rằng với cơ chế phá hoại này, mức

độ an toàn của đƣờng hầm phụ thuộc một phần

lớn vào đƣờng kính hầm, các yếu tố nhƣ trọng

lƣợng cột đất trên hầm, mực nƣớc ngầm cũng có

ảnh hƣởng lớn. Trong bài toán này ta kiểm tra

cho đƣờng hầm đã có sẵn đƣờng kính nên

không xét đƣợc ảnh hƣởng của kích thƣớc hầm.

Các trƣờng hợp nguy hiểm trong cơ chế phá

hoại này sẽ là mực nƣớc ngầm dâng cao, không

có tải trọng bề mặt và trƣờng hợp bề mặt đất bị

giảm tải do các nguyên nhân nhƣ đào móng

công trình.

Hàm tin cậy của cơ chế đã nêu:

(2-3)

Trong đó:

Tổng lực giữ:

Với:

+ : Trọng lƣợng

bản thân

+ Trọng lƣợng hiệu quả cột đất đè

trên hầm

Tổng lực đẩy nổi tác dụng lên đoạn hầm:

Với:

+ – Khối lƣợng riêng của nƣớc [T/m3];

+ – Thể tích hầm choán chỗ trong nƣớc,

tính cho 1m dài hầm [m3]

Cuối cùng ta thu đƣợc hàm Z:

Các đại lƣợng trong hàm Z và giá trị của

chúng đƣợc giải thích trong bảng danh sách biến

cố định bảng 8. và biến ngẫu nhiên bảng 9.

Bảng 8. Danh sách biến cố định theo cơ chế đẩy nổi đƣờng hầm

STT Kí hiệu Tên Đơn

vị

Giá

trị

1 g Trọng lƣợng 1m theo chu vi ngoài của hầm T/m 7,16

2 Rng Bán kính ngoài của hầm m 3,325

3 H1 Chiều dày lớp đất A trên đỉnh hầm m 3

4 H2 Chiều dày lớp đất B trên đỉnh hầm m 4

5 H3 Chiều dày lớp đất C trên đỉnh hầm m 1


Bảng 9. Danh sách biến ngẫu nhiên theo cơ chế đẩy nổi hầm.

Ký

hiệu Mô tả biến ngẫu nhiên Đơn vị

Luật phân

phối



ρ1 Khối lƣợng riêng tự nhiên lớp A T/m3 nor 1,6 0,16

ρ1’ Khối lƣợng riêng hiệu quả lớp A T/m3 nor 0,6 0,06

ρ2’ Khối lƣợng riêng hiệu quả lớp B T/m3 nor 1,0 0,1

ρ3’ Khối lƣợng riêng hiệu quả lớp C T/m3 nor 1,008 0,1

hw Chiều cao cột nƣớc tính từ đỉnh hầm

đến mực nƣớc ngầm m nor 7,8 0,4

ρw Khối lƣợng riêng của nƣớc T/m3 nor 1 0,065

Kết quả tính toán xác suất xảy ra sự cố là

P(Z1-1<0)=1,90E-08 và hệ số ảnh hƣởng của

các biến ngẫu nhiên đến cơ chế phá hoại nhƣ

hình 3. Kết quả cho thấy chiều cao cột nƣớc,

trọng lƣợng riêng của nƣớc và trọng lƣợng

riêng lớp B có ảnh hƣởng lớn đến mức độ ổn

định của hầm.

Hình 3. Phân phối ảnh hưởng của các biến

ngẫu nhiên đến ổn định hầm theo cơ chế hầm

bị đẩy nổi.

Trƣờng hợp mất ổn định do đoạn hầm bị lún

quá mức cho phép

Với cơ chế phá hoại này, trƣờng hợp nguy

hiểm xảy ra là khi mực nƣớc ngầm hạ thấp, trên

bề mặt có tải trọng lớn. Để tính toán đƣợc độ

lún của đƣờng hầm, trƣớc hết cần xác định ứng

suất thẳng đứng trƣớc và sau khi tác dụng tải

trọng gây lún tại chính giữa các lớp đất nền. Kết

quả tính toán ứng suất trƣớc khi tác dụng tải gây

lún ( ) và sau khi tác dụng ( = + )

cho ở bảng 10. Trong đó các lớp đất đƣợc tính

từ đáy hầm.

Các giá trị ứng suất sẽ có ảnh hƣởng trực tiếp

đến hệ số rỗng của từng lớp tƣơng ứng, tuy

nhiên do chƣa biết phƣơng trình biểu diễn quan

hệ giữa hệ số rỗng và ứng suất tƣơng ứng nên

tác giả coi toàn bộ các giá trị ứng suất là các

biến cố định. Các giá trị hệ số rỗng e là các biến

ngẫu nhiên với quy luật phân bố nhƣ sau:

Bảng 10. Ứng suất trung bình giữa các lớp đất

Lớp Chiều dày lớp (m) =

(Kpa)

= +

(Kpa)

(Kpa)

1 1,971 101,3585 111,1366 9,778045

2 3,993 119,7459 128,0473 8,30132

3 4,96 147,4992 154,9497 7,450495


Bảng 11. Biến ngẫu nhiên trong hàm tính lún

Ký hiệu Mô tả biến ngẫu nhiên Luật phân

phối



e11 Hệ số rỗng (Hsr) lớp 1 trƣớc tăng tải nor 0,65 0,065

e12 Hsr lớp 2 trƣớc tăng tải nor 0,611 0,06

e13 Hsr lớp 3 trƣớc tăng tải nor 0,586 0,0586

e21 Hsr lớp 1 sau tăng tải nor 0,642 0,0642



µ0i Hệ số nở hông của cát nor 0,3 0,03

Kết quả tính toán đƣợc xác suất xảy ra sự cố

là P(Z2<0) = 0,36608 và hệ số ảnh hƣởng của

các biến ngẫu nhiên đến cơ chế phá hoại nhƣ

hình 4. Có thể thấy hệ số rỗng lớp B và C của

đất là yếu tố ảnh hƣởng mạnh nhất đến kết quả

tính toán xác xuất sự cố của hầm.

Hình 4. Phân phối ảnh hưởng của các biến

ngẫu nhiên đến ổn định hầm theo cơ chế hầm bị

lún quá mức cho phép.

Thực hiện tính toán tƣơng tự với mặt cắt thứ

2 đi qua đất sét, tổng hợp kết quả cuối cùng cho

nhƣ bảng 12.

Sử dụng phép tính Monte Carlo tính toán

đƣợc tổ hợp xác suất xảy ra sự cố của mặt cắt 1-

1 cho kết quả là: P1=0,4518; Mặt cắt 2-2 là

P2=0,8219

Nhận xét kết quả tính

a/ Kết quả tổng hợp:

Kết quả phân tích đã chỉ ra rằng với những số

liệu sử dụng trong tính toán thì xác suất phá

hoại của cả 2 mặt cắt đều cao với xác suất của

mặt cắt 1-1 là P1=0,4518 và mặt cắt 2-2 là

P2=0,8219. Trong đó, cơ chế mất ổn định do lún

quá mức cho phép ảnh nguy hiểm nhất với mặt

cắt 1-1 tức đoạn hầm đi qua cát (chiếm 71,14%

nguy cơ) trong khi đó cơ chế mất ổn định do

ứng suất kéo tại điểm trong của mặt cắt đáy hầm

(CT) vƣợt ứng suất cho phép nguy hiểm nhất

đến mất ổn định của mặt cắt 2-2 tức mặt cắt đi

qua sét (40,06% nguy cơ).

Bảng 12. Xác suất sự cố tại 2 mặt

cắt kiểm tra

Cơ chế

Xác suất xảy

ra sự cố

Xác suất xảy ra

sự cố

Mặt cắt 1-1 Mặt cắt 2-2

Sự cố tại AN 1,06E-7 9,05E-5

Sự cố tại AT 0,0531 2,56E-4

Sự cố tại BN 1,29E-5 5,54E-7

Sự cố tại BT 3,21E-12 7,23E-19

Sự cố tại CN 2,44E-5 9,7E-5

Sự cố tại CT 0,868 0,578

Đẩy nổi đƣờng hầm 7E-3 0,0282

Lún quá mức cho phép 0,366 0,392


b/ Kết quả thành phần

+ Đối với cơ chế ứng suất vƣợt mức

cho phép:

Trong các điểm tác giả thực hiện kiểm tra

thì hầu hết xác suất sự cố P(Z<0) đều nhỏ, các

điểm chịu ứng suất kéo có xác suất sự cố cao

hơn các điểm chịu nén. Điểm có nguy cơ bị

phá hoại lớn nhất là điểm CT (điểm ở mặt

trong đáy hầm).

Trong phạm vi biến ngẫu nhiên mà tác giả

đã lựa chọn thì: Các điểm hai bên hầm (BN,

BT) bị ảnh hƣởng mạnh nhất bởi cƣờng độ

chống cắt của đất xung quanh, trong khi đó

các điểm nằm ở đỉnh và đáy (CN, CT) thì lại

chịu ảnh hƣởng lớn bởi các trọng lƣợng riêng

của đất và đặc biệt là cột nƣớc tác dụng lên vỏ

hầm chiếm một tỷ lệ cao trong biểu đồ phân

phối các hệ số ảnh hƣởng.

+ Đối với cơ chế hầm bị đẩy nổi: các biến

trọng lƣợng riêng của nƣớc, chiều cao cột nƣớc

và trọng lƣợng riêng của đất trên hầm đều là

những yếu tố ảnh hƣởng mạnh đến xác suất đẩy

nổi đoạn hầm. Tuy nhiên với độ sâu chôn hầm

và các chỉ tiêu tính toán ở đây thì xác suất sự cố

này rất thấp, chỉ khoảng 0,0282 (2,82%).

+ Đối với cơ chế đốt hầm lún quá mức cho

phép: cả hai mặt cắt đều cho xác suất nền hầm

bị lún quá mức cho phép khá cao và hệ số rỗng

của các lớp đất là yếu tố ảnh hƣởng mạnh đến

mức độ lún nền hầm. Tuy nhiên kết quả này chỉ

là tính toán ứng với trạng thái hoàn toàn tự

nhiên của đất nền.

4. KẾT LUẬN

Trên cơ sở tiếp cận tính toán theo cấp độ II,

tính toán dựa vào phần mềm VAP và tổ hợp xác

suất theo thuật toán Monte Carlo, các kết luận

chính có thể rút ra là:

(1) Tính đƣợc xác suất sự cố của từng cơ

chế, tổng hợp đƣợc xác suất của các cơ chế vào

xác suất sự cố toàn mặt cắt hầm.

(2) Tính toán đƣợc mức độ ảnh hƣởng của

từng biến ngẫu nhiên đến kết quả tính toán, từ

đó cho thấy sự dao động của biến nào sẽ tác

động mạnh đến xác suất sự cố.

(3) Kết quả tính toán khá hợp lý khi so sánh

với kết quả tính truyền thống (nhƣ điểm có ứng

suất nguy hiểm nhất, nguy cơ mất ổn định cao

do lún quá mức cho phép…)

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Bộ môn Địa Kỹ Thuật, 2011; Bài giảng Cơ

học đất, Khoa Công Trình, Đại học Thủy lợi.

2. Mai Văn Công, 2006; Thiết kế công trình

theo lý thuyết ngẫu nhiên và phân tích độ tin

cậy; Bài giảng Khoa Kỹ Thuật Biển, Đại học

Thủy lợi.

3. Trần Thanh Giám-Tạ Tiến Đạt, 2011;

Tính toán thiết kế công trình ngầm, nhà xuất

bản Xây Dựng, Hà Nội

4. Sở kế hoạch và đầu tƣ thành phố Hồ Chí

Minh, 2011; Báo cáo tóm tắt nghiên cứu khả

thi tuyến tàu điện ngầm số 2 thành phố Hồ

Chí Minh.

5. Civil Engineering and Development

Department, Geotechnical Engineering office,

2012; Catalogue of Notable tunnel Failure Case

6. www.sciencedirect.com

7. Taudienngam.net

Người phản biện: GS. NGUYỄN CÔNG MẪN


ƯỚC TÍNH MÔ ĐUN ĐÀN HỒI CỦA NỀN ĐƯỜNG ĐẮP ĐẤT SÉT PHA CÁT THEO ĐỘ ẨM VÀ TRẠNG THÁI

CỦA ĐẤT VÙNG ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG SỬ DỤNG GIẢI THUẬT LEVENBERG- MAQUARDT

VÕ PHÁN*

PHAN QUANG CHIÊU, VÕ NGỌC HÀ**

Estimating the resilient modulus of sandy clay subgrade of pavement

using Levenberg-Maquadt algorithm

Abstract: Estimating the resilient modulus of soil subgrade of

pavement from laboratory testing results is considered to be saving-

time and economical. The paper presents the use of Levenberg-

Maquadt algorithm for developing relationship between the resilient

modulus and some index laboratory parameter of soils (water content,

liquid limit, plastic index, grain distribution,..). For the study 30

sandy clay samples are taken at some pavements in Mekong Delta and

triaxial test are used for soils samples manipulated with some

different water content and some applied confining pressure levels.

Estimated value of resilient modulus can be acceptable comparing

with tested.

1. GIỚI THIỆU *

MĐĐH của đất giữ vai trò rất quan trọng

trong việc tính toán độ lún sơ cấp của nền

nhà, nền đƣờng, giá trị MĐĐH phụ thuộc vào

độ ẩm và trạng thái của đất, đặc biệt đối với

vùng ĐBSCL thƣờng xuyên ngập lũ; vào mùa

lũ độ ẩm trong thân các công trình sử dụng

đất đắp tăng lên, biến dạng của công trình

tăng lên dẫn đến hiện tƣợng lún, sạt lở gia

tăng. Xác định chính xác giá trị MĐĐH của

nền đƣờng sẽ giúp tính toán chính xác độ

* Trường Đại học Bách khoa Tp. HCM

268 Lý Thường Kiệt, Q.10, Tp. HCM,

** Trường Đại học Tiền Giang,

119 Ấp Bắc, P5, Tp. Mỹ Tho

Email: [email protected]

ĐT: 0918211374

biến dạng của mặt đƣờng và ngăn ngừa sự

xuất hiện của các vết nứt trên mặt đƣờng; đặc

biệt là khi nền đƣờng bị ngập lũ, độ ẩm nền

đƣờng gia tăng, MĐĐH của nền đƣờng giảm

đáng kể. Ƣớc tính giá trị MĐĐH của nền

đƣờng đắp đất sét pha cát theo độ ẩm và

trạng thái của đất vùng ĐBSCL từ kết quả thí

nghiệm trong phòng sẽ giúp tiết kiệm đáng kể

về thời gian và chi phí.

Giải thuật Levenberg-Marquardt cải tiến

từ phƣơng trình Gauss-Newton, đơn giản và

hiệu quả hơn, khắc phục đƣợc một số trƣờng

hợp mà phƣơng trình Gauss-Newton không

giải đƣợc.

2. TỔNG QUAN VỀ CÁC QUAN ĐIỂM

XÁC ĐỊNH MĐĐH CỦA NỀN ĐƢỜNG

mailto:[email protected]


MĐĐH đƣợc Kim và Drablin, 1994 [12] định

nghĩa là tỉ số giữa ứng suất lệch và biến dạng

tƣơng đối nhƣ công thức (1). Có thể đƣợc thể

hiện nhƣ trên hình 1.

Mr = (1-3)/r = dr (1)

Trong đó: Mr = mô đun đàn hồi,

1 = ứng suất chính lớn nhất (phƣơng thẳng

đứng trong thí nghiệm ba trục),

3 = ứng suất chính nhỏ nhất (phƣơng nằm

ngang trong thí nghiệm ba trục),

d = ứng suất lệch trục lập lại,

r = biến dạng trục đàn hồi.

Hình 1. Mô đun đàn hồi

MĐĐH của nền đƣờng đƣợc AASHTO 294-

94 [13] xác định theo công thức:

M= k1(θ)k2

(2)

Các công thức đƣợc sử dụng phổ biến ở Mỹ

gồm: USDA (Carmichael và Stuart, 1986) [14],

Hyperbolic (Drumm et al, 1990) [15], GDOT

(Santha, 1994) [16], TDOT ( Pezo và Hudson,

1994) [17], UCS (Lee et al, 1995) [18], ODOT

(Bộ Giao thông Ohio, 1999) [19]. Một số

nghiên cứu đề xuất các công thức khác nhƣ sau:

Hicks và Monismith,1971 [20]:

(3)

Uzan (Universal), 1985 [21]:

(4)

Johnson, 1986 [22]:

(5)

Rafael Pezo, 1993 [23]:

Mr = k1 d k2 3

k3 (6)

Louay, 1999 [24]:

(7)

Dong-Gyou Kim.MS, 2004 [1]:

(8)

(9)

(10)

Trong đó:

Mr _ Mô đun đàn hồi

θ _ 1+2+3

k1, k2, k3 _ hệ số hồi qui

d _ ứng suất lệch

3 _ áp lực hông

atm _ áp suất không khí

oct _ (1+2+3)/3

τoct_ (1/3)[ (1 - 2)

2 + (1 - 3)

2 + (2 - 3)

2]

(ứng suất tiếp bát diện)

J2 _ (12+23+13) (bất biến ứng suất

thứ hai)

(11)


Các hệ số an và bn tra bảng 1.

Bảng 1. Hệ số an và bn cho đất dính

k1

Hệ số A-4 A-6 A-7-6

a11 6,46 8,32 9,28

a12 44,41 71,96 39,98

a2 0,73 0,7 0,64

a3 -20,4 -29,8 -193,39

a4 19,24 6,5 2,02

a5 0,11 0,886 0,73

a6 28,6 5,3 2,57

a7 0 4,8 10,43

a8 57,27 30,07 23,28

a9 2,66 0 0

a10 54,27 0 0

k2

b11 A-4 A-6 A-7-6

b12 0,0024 0,00753 0,01

b2 0,0039 0,0027 0,00

b3 0,351 0,523 0,46

b4 0,043 0,205 0,08

b5 24 13,4 15,30

b6 3,17 1,13 2,58

b7 -0,638 -0,612 -0,60

b8 -0,00016 -0,00021 0,00

Công thức (10) có nhiều ƣu điểm và tƣơng

đối phù hợp để nghiên cứu áp dụng cho nền

đƣờng đắp đất sét pha cát vùng ĐBSCL thƣờng

đắp cao, giá trị độ ẩm lớn và thay đổi nhiều.

Nhận xét các hệ số hồi qui trong công

thức (10)

Hai hệ số a12 và a8 là bội số của chênh lệch độ

ẩm tối ƣu với độ ẩm (wotp – w), khi độ ẩm càng

vƣợt qua độ ẩm tối ƣu thì giá trị MĐĐH càng

giảm. Thành phần hạt lọt qua sàng số 200 có ảnh

hƣởng đến giá trị của MĐĐH thông qua hệ số a9

và a10, đối với đất á sét và sét nặng thì chƣa đƣợc

xem xét, giá trị a9 = 0 và a10 = 0. Điều này chƣa

phù hợp thực tế, cần thiết hiệu chỉnh.

3. THỰC HIỆN CÁC THÍ NGHIỆM

TRONG PHÒNG

3.1 Xác định các chỉ tiêu cơ lý

Thực hiện thí nghiệm trên 30 mẫu đất thu

thập từ thân đƣờng của các tuyến vùng ĐBSCL.

Tiến hành phân loại đất theo tiêu chuẩn

(13)

(12)


AASHTO M 145-91 [5] trên cơ sở giới hạn

chảy LL, chỉ số dẻo PI và thành phần hạt của

đất đƣợc thí nghiệm xác định, các mẫu đất thuộc

loại A-6 (sét pha cát). Để xác định các thông số

đầu vào của hệ số k1 và k2 cần thí nghiệm xác

định LL và PI theo tiêu chuẩn AASHTO T89-96

[6] và AASHTO T90-96 [9], thành phần hạt

theo tiêu chuẩn AASHTO T88-97 [7], dung

trọng khô tối đa γdmax và độ ẩm tối ƣu wotp của

mẫu đƣợc xác định theo tiêu chuẩn AASHTO

T99-97 [8]. Thí nghiệm xác định độ ẩm theo

tiêu chuẩn ASTM 2216-71 [10]. Kết quả thí

nghiệm các chỉ tiêu cơ lý của 30 mẫu đất đƣợc

trình bày nhƣ bảng 2.

Bảng 2. Kết quả thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý của 30 mẫu đất

TT Chỉ tiêu cơ lý Giá trị Đơn vị

1 Tỉ trọng hạt 2,36 – 2,72

2 Giới hạn chảy 25,41 – 39,88 %

3 Giới hạn dẻo 14,48 - 44,16 %

4 Chỉ số dẻo 11,25 – 16,39 %

5 Độ ẩm tự nhiên 9,86 – 32,73 %

6 Thành phần hạt < 0,075 40,30 – 92,97 %

0,1÷0,075 0,87 – 26,86 %

0,25÷0,1 1,72 – 32,58 %

0,5÷0,25 0,11 – 7,95 %

1÷0,5 0,05 – 1,56 %

2÷1 0,02 – 1,53 %

7 Độ ẩm tối ƣu 14,8– 21,2 %

3.2. Xác định giá trị MĐĐH

3.2.1. Mẫu thí nghiệm

Mẫu đƣợc đầm chặt từng lớp dày 10mm,

lớp cuối dày 6mm để đảm bảo tính đồng nhất

về độ chặt, có đƣờng kính 38mm, chiều cao

76mm. Trọng lƣợng quả đầm và thanh dẫn là

2,5kG, chiều cao quả đầm rơi là 300 mm. Thí

nghiệm xác định MĐĐH theo tiêu chuẩn

ASTM D2850-95 [11], sơ đồ U-U đƣợc thực

hiện trên những mẫu đất không bão hòa tại 5

giá trị độ ẩm (phía nhánh khô 2 độ ẩm, khô

hơn độ ẩm tối ƣu là 2% và 3%; độ ẩm tối ƣu,

phía nhánh ƣớt 2 độ ẩm vƣợt quá độ ẩm tối ƣu

là 2% và 3%) và tại độ ẩm mẫu bão hòa hoàn

toàn. Để chế bị mẫu thí nghiệm có giá trị độ

ẩm mong muốn W (%), phải phơi khô đất, thí

nghiệm xác định độ ẩm của mẫu W1 (%), sau

đó tính toán lƣợng nƣớc q (g) cần phun thêm

vào mẫu theo công thức:

q = [0,01m /(1+0,01W1)].(W - W1) (1.0) (15)

Trong đó:

m _ khối lƣợng mẫu đất trƣớc khi làm ẩm

thêm (g)

3.2.2. Thiết bị thí nghiệm

Sử dụng hệ thống thiết bị nén ba trục model

28-T0401 do hãng Controls, Italia sản xuất

gồm: Dụng cụ bơm chân không và máy tạo

khí nén có đồng hồ đo áp lực. Load cell đo áp

lực và chuyển vị đứng. Buồng chứa chất lỏng

và mẫu thí nghiệm. Thiết bị điều khiển tốc độ

biến dạng. Bộ phận đo áp lực nƣớc lỗ rỗng.

Bình chứa chất lỏng và van thoát chất lỏng,

gắn với máy tính ghi nhận và xử lý số liệu

nhƣ hình 2.


Hình 2. Hệ thống thiết bị nén ba trục

3.2.3 Quy trình thí nghiệm

Mẫu đƣợc bọc màng cao su và đặt vào giữa hai

nắp không thấm nƣớc trong buồng nén, gia tải và

dở tải 10 lần để khử biến dạng dƣ, cho nƣớc vào

đầy buồng nén, đóng kín các van thoát nƣớc, cấp

nƣớc. Tạo áp lực buồng ở cấp 41 kPa. Tiến hành

gia tải và dở tải ba lần đối với mỗi cấp ứng suất

lệch, giá trị mỗi cấp ứng suất lệch lần lƣợt là 28

kPa, 41 kPa, 55 kPa, 69 kPa. Giảm áp lực buồng

xuống còn 21 kPa, thực hiện tƣơng tự. Tháo hết

nƣớc trong buồng nén, thực hiện tƣơng tự. Tiếp

tục nén với tốc độ 1mm/phút cho đến khi mẫu bị

phá họai. Lấy mẫu thí nghiệm ra khỏi buồng, xác

định độ ẩm của mẫu sau khi thí nghiệm. Cách đặt

tải đối với mẫu không bảo hòa nhƣ bảng 3 và

mẫu bão hòa nhƣ bảng 4.

Bảng 3. Cách đặt tải với mẫu không bão hòa

STT Áp lực hông σ3

(kPa)

Ứng suất lệch

σd (kPa) Đặt tải (lần) Ghi chú

0 0 69 10 Khử biến dạng dƣ

1 41 14 3 Lấy giá trị trung bình

2 41 28 3

3 41 41 3

4 41 55 3

5 41 69 3

6 21 14 3

7 21 28 3

8 21 41 3

9 21 55 3

10 21 69 3

11 0 14 3

12 0 28 3

13 0 41 3

14 0 55 3

15 0 69 3

16 0 Đến phá hoại mẫu Xác định qu


Bảng 4. Cách đặt tải với mẫu bão hòa

STT Áp lực hông σ3 (kPa) Ứng suất lệch σd

(kPa) Đặt tải (lần) Ghi chú

0 0 69 10 Khử biến dạng dƣ

1 21 14 3

2 21 28 3

3 21 41 3

4 21 55 3

5 21 69 3

6 0 Đến phá hoại mẫu Xác định qu

Biến dạng đàn hồi của mẫu đất đƣợc thiết bị

ghi nhận theo từng cấp tải. Chọn giá trị biến

dạng đàn hồi trung bình của 3 lần đặt tải đối với

từng cấp tải để tính toán giá trị MĐĐH.

Kết quả thí nghiệm xác định MĐĐH thay đổi

theo độ ẩm và ứng suất lệch của 30 mẫu đƣợc

thể hiện tiêu biểu từ hình 3 đến hình 8.

Hình 3. Mr theo w và d (mẫu ĐT942.9)







4. ĐỀ XUẤT CÁC HỆ SỐ HỒI QUI

4.1. Tập hợp dữ liệu

- Tập hợp các kết quả thí nghiệm xác định

giá trị MĐĐH tƣơng ứng với ba cấp áp lực

hông, năm cấp ứng suất lệch, giới hạn lỏng, chỉ

số dẻo, thành phần hạt, độ ẩm tối ƣu, độ bão

hòa, cƣờng độ chịu nén nở hông và độ ẩm của

các mẫu đất.

4.2. Phân tích hồi qui

- Sử dụng giải thuật phân tích hồi qui

Levenberg – Maquardt, thƣ viện LAPACK

(Linner Algebra Package) nhƣ sau:

Levenberg-Marquardt đề xuất công thức nhƣ

sau:

Trong đó, J = J(x), f = f(x), g = -JTf, µ >0. I

là ma trận đơn vị.

Với µ có giá trị nhỏ, hlm đƣợc chọn bằng hgn,

Ngƣợc lại với µ có giá trị lớn, hlm đƣợc chọn

theo công thức:

Giá trị ban đầu µ0 đƣợc chọn nhƣ sau:

Với aij thuộc ma trận A = J(x)T J(x) và τ do

ngƣời sử dụng chọn, thông thƣờng τ = 10-6

.

Trong suốt quá trình lặp, hệ số µ có thể đƣợc

cập nhật bởi tỷ số:

Mẫu số của tỷ số này đƣợc tính theo công

thức:

(16)

(17)

(18)

(19)


Giá trị càng lớn nghĩa là L(hlm) càng xắp

xỉ gần với F(x+hlm), vì thế có thể giảm µ, ngƣợc

lại, giá trị này nhỏ và có thể âm, phải tăng µ lên.

Các bƣớc lặp của phƣơng pháp Levenberg-

Marquardt sẽ dừng lại khi :

+ Đạt giá trị cực tiểu toàn cục: F’(x*) =

g(x*) = 0 , chúng ta sử dụng điều kiện:

Với ε1 là số dƣơng, rất nhỏ và đƣợc lựa chọn

bởi ngƣời sử dụng.

+ Sự thay đổi trên x là rất nhỏ, điều kiện sau

đƣợc sử dụng:

ε2 cũng là số dƣơng và đƣợc lựa chọn bởi

ngƣời sử dụng.

+Số lần lặp đạt giá trị giới hạn kmax để hạn chế

vòng lặp vô hạn.

kmax đƣợc ngƣời sử dụng lựa chọn.

Bảng 4. Giá trị hệ số an và bn cho đất sét pha

Hệ số k1 Hệ số k2

a11 0,955023 b11 -0,004131

a12 -1,649356 b12 -0,037052

a2 0,557985 b2 0,559719

a3 -22,493740 b3 2,181471

a4 6,092572 b4 1,608503

a5 0,243244 b5 -3,03E-06

a6 1,146531 b6 2,756732

a7 0,316591 b7 -0,089618

a8 -2,575823 b8 0,003557

a9 -0,272447

a10 0,011479

Và lập trình đƣợc dịch bằng Visual C+ + để

phân tích các hệ số hồi qui cho công thức. Từ

kết quả thí nghiệm xác định giá trị MĐĐH theo

độ ẩm, độ ẩm tối ƣu, áp lực hông, độ bão hòa,

cƣờng độ chịu nén nở hông, chỉ số dẻo, giới hạn

lỏng, thành phần hạt lọt sàng No200 và ứng suất

lệch của 30 mẫu.

Kết quả phân tích hồi qui xác định giá trị các

hệ số an và bn của đất với hệ số tƣơng quan R2 =

0,8676, đƣợc trình bày nhƣ bảng 4.

Nhận xét:

Các hệ số a9 là số âm và a10 là số dƣơng nhỏ

nhất trong tƣơng quan giữa các hệ số an, đƣợc

xác định để xét đến ảnh hƣởng bất lợi của thành

phần hạt mịn có kích thƣớc nhỏ hơn 0,075mm

đến giá trị của MĐĐH.

Các hệ số a12 và a8 đƣợc xác định là số âm

nên khi độ ẩm vƣợt quá độ ẩm tối ƣu thì hệ số a1

vẫn là số dƣơng và tích số giữa hệ số a8 với hiệu

số chênh lệch độ ẩm so với độ ẩm tối ƣu là số

dƣơng. Kết quả này khắc phục đƣợc hạn chế của

công thức (10).

Hệ số a3 là số âm tƣơng đối lớn trong tƣơng

quan giữa các hệ số, xét đến ảnh hƣởng đáng kể

của độ bão hòa đến sự giảm giá trị của MĐĐH.

Hệ số a4 là số dƣơng lớn góp phần tăng ảnh

hƣởng bất lợi của độ bão hòa đến MĐĐH.

Các hệ số a5, a6 và a7 có tƣơng quan phù hợp

xét đến cƣờng độ chịu nén nở hông, chỉ số dẻo

và hiệu số chênh lệch giữa giới hạn lỏng với độ

ẩm. Tƣơng tự, hệ số a11 và a2 có tƣơng quan phù

hợp xét đến ảnh hƣởng có lợi của áp lực hông

đến giá trị của MĐĐH.

Các hệ số b3 và b4 là số dƣơng tƣơng đối lớn

trong tƣơng quan giữa các hệ số bn, xét đến ảnh

hƣởng đáng kể của độ bão hòa đến sự giảm giá

trị của MĐĐH.

Hệ số b12 là số âm tƣơng đối lớn trong tƣơng

quan giữa các hệ số bn, và b2 là số dƣơng, b11 là

số âm có tƣơng quan phù hợp xét đến ảnh

hƣởng có lợi của áp lực hông đến giá trị của

MĐĐH.

Các hệ số b5, b6 , b7 và b8 có tƣơng quan phù

(20)

(21)

(22)


hợp xét đến cƣờng độ chịu nén nở hông, chỉ số

dẻo và giới hạn lỏng.

4.3. Đánh giá độ tin cậy của các hệ số

Để đánh giá độ tin cậy của các hệ số sau khi

tiến hành phân tích hồi qui, cần so sánh giá trị

MĐĐH ƣớc tính theo công thức với kết quả thí

nghiệm trong phòng theo các giá trị độ ẩm thay

đổi. Trục tung là giá trị MĐĐH ƣớc tính theo

công thức, trục hoành là giá trị MĐĐH theo kết

quả thí nghiệm nén ba trục với độ ẩm của mẫu

đƣợc thay đổi. Kết quả so sánh đƣợc thể hiện

nhƣ trên hình 9.

Hình 9. So sánh Mr ước tính với Mr thí nghiệm

5. KẾT LUẬN

- Ƣớc tính giá trị MĐĐH của nền đƣờng đắp

đất sét pha cát theo độ ẩm và trạng thái của đất

vùng ĐBSCL bằng giải thuật Levenberg-

Marquardt đơn giản, chính xác và hiệu quả.

- Ảnh hƣởng của thành phần cở hạt có kích

thƣớc nhỏ hơn 0,075mm đến giá trị của MĐĐH

của nền đƣờng đắp đất sét pha cát vùng ĐBSCL

đã đƣợc nghiên cứu bổ sung thông qua hệ số a9

và a10 .

- Trạng thái ứng suất xuất hiện trong nền

đƣờng có ảnh hƣởng đến giá trị MĐĐH của nền

đƣờng, với cấp áp lực hông không đổi, MĐĐH

có khuynh hƣớng giảm phi tuyến khi ứng suất

lệch gia tăng. Cùng một cấp ứng suất lệch,

MĐĐH tăng lên khi áp lực hông gia tăng.

6. KIẾN NGHỊ

1. Áp dụng kết quả nghiên cứu, tính toán hạn

chế tải trọng xe khai thác các tuyến đƣờng vùng

ĐBSCL trong thời gian ngập lũ.

2. Cần nghiên cứu tƣơng quan giữa MĐĐH

theo kết quả thí nghiệm trong phòng với MĐĐH

thí nghiệm tại hiện trƣờng


[1] Dong-Gyou Kim, M.,“Development

of a constitutive model for resilent modulus

of cohesive soils” , The Ohio State

University, 2004.

[2] Erdem çöleri, “Relationship between

resilent modulus and soil index properties of

unbound materials”, Thesis, 2007.

[3] Ross, S.M., “Introduction to Probability

and Statistics for Engineers and Scientist”,

University of California, Berkeley, Wiley Series

in Probability and Mathematical Statistics, John

Wiley and Sons, 1987.

[4] Seber, G.A.F., “Linear Regression

Analysis”, John Wiley&Sons, 1977.

[5] AASHTO M 145- 91, “The

Classification of Soil-Aggregate Mixtures

for Highway Construction Puroses,”

American Association of State Highway and

Transportation Officials, Washington, D.C.,

1998.

[6] AASHTO T89-96, “ Determining the

Liquid Limit of Soils,” American Association of

State Highway and Transportation Officials,

Washington, D.C., 1998.

[7] AASHTO T88-97. “Particle Size

Analysis of Soils,” American Association of

State Highway and Transportation Officials,


[8] AASHTO T99-97, “The Moisture-

Density Relations of Soils Using a 5.5 lb

[2.5 kg] Rammer and a 12-in. [305 mm]

Drop,” American Association of State


Highway and Transportation Officials,


[9] AASHTO T90-96, “Determining the

Plastic Limit and Plasticity Index of Soils,”

American Association of State Highway and

Transportation Officials, Washington,

D.C.,1998.

[10] ASTM 2216-71. “Standard Test

Method for Laboratory Determination of

Water (Moisture) Content of Soil and Rock

by Mass,” 1999.

[11] ASTM D2850-95, “Standard Test

Method for Unconsolidated-Undrained Triaxial

Compression Test on Cohesive soils,” Annual

Book of ASTM Standards, Vol. 04.08,1996.

[12] Kim, D. S. and Drabkin, S., “Accuracy

Improvement of External Resilent Modulus

Measurements Using Specimen Grouting to End

Platens,” Transportation Research Record No

1462, Transportation Research Board, National

Research Council, 1994, pp.65-71.

[13] AASHTO T294-94 “Standard Method of

Test for Resilent Modulus of Subgrade Soils and

Untreated Base/Subbase Materials – SHRP

Protocol P46,” American Association of State

Highway and Transportation Officials,


[14] Carmichael, R. F. III and Stuart, E.,

“Predicting Resilient Modulus: A Study to

Determine the Mechanical Properties of

Subgrade Soils,” Transportation Research

Record No 1043, Transportation Research

Board, National Research Council, pp.145-148,

1986.

[15] Drumm, E. C. et al, “Estimation of

Subgrade Resilient Modulus from Standard

Tests,” Journal of Geotechnical Engineering,

ASCE, Vol. 116, No. 5, May, pp. 774-789, 1990.

[16] Santha, B.L., “Resilient Modulus of

Subgrade Soils: Comparison of Two

Constitutive Equations,” Transportation

Research Record No 1462, Transportation

Research Board, National Research Council, pp.

79-90, 1994.

[17] Pezo, R and Hudson, W. R., “Prediction

Models of Resilient Modulus for Nongranular

Materials,” Geotechnical Testing Journal,

GTJODJ, Vol. 17, No. 3, pp. 349 ~ 355, 1994.

[18] Lee, W. J. et al, “Resilient Modulus of

Cohesive Soils and the Effect of Freeze-Thaw,”

Canadian Geotechnical Journal, Vol. 32, pp.

559-568, 1995.

[19] Ohio Department of Transportation,

Pavement Design Concepts, 1999.

[20] Hicks, R. and Monismith C.L., “Factors

influencing the Resilient Response of Granular

Materials”, Highway Research Record 345,

Highway Research Record Board, Washington,

D.C., 1971.

[21] Uzan, J., “Characterization of Granular

Materials”, TRR 1022, TRB, Washington, D.C.,

1985.

[22] Johnson, T., Berg R., and DiMillio A.,

“Frost Action Predictive Techniques: An

Overview of Research Results”, TRR 1089,

TRB, Washington, D.C.,1986.

[23] Pezo, R., A General method of

Reporting Resilient Modulus Tests of Soils, A

Pavement Engineer’s Point of View, 72nd

Annual meeting of Transportation Research

Board, Jan. 12-14, Washington, D.C., 1993.

[24] Louay Mohammad et al, “ Regression

Model for Resilient Modulus of Subgrade

Soils”, Transportation Research Record:

Journal of the Transportation Research Board

1687, pp. 47-54, 1999.

Người phản biện: PGS.TS. ĐẶNG HỮU DIỆP


LUẬN CHỨNG HỆ THỐNG QUAN TRẮC PHỤC VỤ CẢNH BÁO TAI BIẾN TRƯỢT ĐẤT CHO

KHU VỰC TÂY NAM TỈNH HÀ GIANG

NGUYỄN QUANG HUY*

Discussion about geotechnical monitoring system for predicting

landslide risk in the southern west of Ha Giang province

Abstract: Landslide is widespread in the southern west of Ha Giang

province. For the purpose of predicting exactly landslide risk it is

necessary to collect enter-data of natural condition in the region. The

paper presents the theoretical basis for developing the geotechnical

monitoring system and technical requirements of the system for

sustainable exploiting the studied region.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ *

Vai trò của các yếu tố phát sinh, phát triển tai

biến trƣợt đất ở mỗi khu vực rất khác nhau, do

vậy chỉ có quan trắc mới có thể đánh giá đúng

tầm quan trọng của các yếu tố, phục vụ cho

cảnh báo, dự báo nguy cơ tai biến trên diện

rộng, cũng nhƣ đảm bảo các số liệu tính toán

thiết kế phòng chống trƣợt đất tại các khu vực

trọng điểm và các khối trƣợt cụ thể.

Ở các nƣớc phát triển, quan trắc tai biến trƣợt

đất là một phần trong hệ thống Monitoring quốc

gia về các quá trình địa chất, là cấu thành của

Monitoring môi trƣờng quốc gia. Để xác định rõ

mục tiêu, nội dung của hệ thống quan trắc, cần

đƣa ra khái niệm về đối tƣợng quan trắc. Đối

tƣợng quan trắc là một phần của môi trƣờng địa

chất hoặc vùng lãnh thổ với các chỉ tiêu đồng

nhất, đặc trƣng cho sự phát triển của tai biến

trƣợt đất. Ở Việt Nam, hệ thống quan trắc tai

biến (trong đó có trƣợt đất) có thể xây dựng ở

các cấp sau đây:

- Cấp quốc gia: Toàn bộ lãnh thổ Việt Nam

- Cấp vùng lãnh thổ: Đông Bắc, Tây Bắc,

Tây Nguyên, Trung Bộ...

- Cấp khu vực: giới hạn bởi những khu vực

* Viện Khoa học và Công nghệ Xây dựng

đặc thù có cùng một số đặc điểm về địa hình,

cấu trúc địa chất, khí hậu, điều kiện kinh tế - xã

hội; đồng nhất về yếu tố phát sinh phát triển tai

biến và cơ chế biến đổi...

- Cấp cục bộ: Các đô thị, khu kinh tế, khu

vực đông dân cƣ...

- Cấp chi tiết: Cho từng khối trƣợt cụ thể

Khu vực miền núi tỉnh Hà Giang, đặc biệt là

khu vực Tây Nam, trƣợt đất xảy ra trên diện

rộng với nhiều khối trƣợt có quy mô lớn và rất

lớn. Tai biến trƣợt đất thƣờng xuyên xảy ra gây

thiệt hại không nhỏ về ngƣời và tài sản, ảnh

hƣởng nghiêm trọng đến đời sống, xã hội của

ngƣời dân trong khu vực. Luận chứng hệ thống

quan trắc phục vụ cảnh báo tai biến trƣợt đất

khu vực Tây Nam tỉnh Hà Giang (cấp khu vực)

làm cơ sở để chính quyền tỉnh Hà Giang triển

khai thực tiễn, phục vụ quy hoạch và khai thác

hợp lý lãnh thổ theo hƣớng bền vững, giảm

thiệu thiệt hại do trƣợt đất gây ra.

2. MỤC TIÊU VÀ NHIỆM VỤ CỦA CÁC

HỆ THỐNG QUAN TRẮC CẤP KHU VỰC

a. Mục tiêu tổng quát:

Phục vụ chiến lƣợc tổng thể phát triển kinh tế

xã hội và bảo vệ môi trƣờng quốc gia và vùng

lãnh thổ

b. Mục tiêu cụ thể:


- Cung cấp thông tin cho chính quyền, cơ

quan chức năng về quy mô trƣợt đất trong

phạm vi địa giới hành chính của khu vực

nghiên cứu, từ đó đƣa các giải pháp phòng

tránh và giảm nhẹ thiệt hại do trƣợt đất gây ra,

quy hoạch, phát triển, quản lý khai thác lãnh

thổ theo hƣớng bền vững.

- Mặt khác, hệ thống quan trắc cũng kiểm

chứng lại kết quả đánh giá nguy cơ trƣợt đất, điều

chỉnh phƣơng pháp tính toán, nhằm tăng tính

chính xác trong việc dự báo nguy cơ trƣợt đất.

c. Nhiệm vụ

- Triển khai quan trắc một cách hệ thống theo

các mạng lƣới quan trắc để có đƣợc thông tin

đặc trƣng cho các yếu tố có tỷ trọng cao tác

động đến quá trình tai biến trƣợt đất cũng nhƣ

cơ chế phát triển của quá trình trƣợt đất.

- Phân tích cƣờng độ và hoạt tính của trƣợt

đất trong khu vực nghiên cứu (quy mô, bao

nhiêu khối, thời điểm trƣợt,…)

- Xây dựng và kiểm tra các dự báo định kỳ

ngắn, dài hạn về hoạt tính của tai biến.

- Thành lập sự biến động theo chuỗi thời gian

của các yếu tố biến động nhanh quyết định đến

hoạt tính của quá trình trƣợt đất(Lƣợng mƣa,

mực nƣớc ngầm, độ ẩm,…)

- Xác định quy luật biến đổi không gian của

tai biến và các yếu tố tác động

- Hoàn thiện và phát triển hệ thống quan trắc

d. Thông số quan trắc

Đối với khu vực quan trắc, các thông số quan

trắc là: hiện trạng phân bố khối trƣợt (số lƣợng

các khối trƣợt xuất hiện mới, khối trƣợt hoạt

hóa, khối trƣợt cũ trong giai đoạn quan trắc; đặc

điểm khối trƣợt (diện tích, thể tích trƣợt) và các

yếu tố điều kiện gây trƣợt chủ yếu (địa hình, địa

mạo, cấu trúc địa chất, thành phần thạch học,

chiều dày vỏ phong hóa, độ đốc, hƣớng dốc,

phân cắt ngang, phân cắt sâu, đô cao,.....); Các

yếu tố tác động biến đổi nhanh: lƣợng mƣa; biến

động cơ cấu sử dụng đất; mực nƣớc ngầm; mức

độ cắt xén taluy,...

Phƣơng pháp quan trắc thông qua giải đoán

ảnh chụp bằng máy bay, vệ tinh kết hợp kiểm

chứng thực địa trên mặt đất. Bản đồ thể hiện với

tỉ lệ 1/50.000 hoặc 1/100.000.

3. SƠ ĐỒ NGUYÊN TẮC VÀ TỔ CHỨC

HỆ THỐNG QUAN TRẮC TRƢỢT ĐẤT

Hình 1: Sơ đồ nguyên tắc và tổ chức hệ thống quan trắc trượt đất


Tính chính xác của dự báo nguy cơ trƣợt đất

theo phƣơng pháp chỉ số thống kê tích hợp đa

biến phụ thuộc vào độ xác thực của bản đồ hiện

trạng trƣợt đất, tính hợp lý của sự phân chia các

lớp của từng yếu tố, hiện trạng dữ liệu đầu vào

của các yếu tố điều kiện và nguyên nhân gây

trƣợt vì vậy kết quả dự báo nguy cơ trƣợt đất

cho khu vực nghiên cứu càng rộng thì tính chính

xác của dự báo càng giảm. Do việc đánh giá

nguy cơ trƣợt đất chỉ là cơ sở ban đầu để xây

dựng hệ thống quan trắc tai biến trƣợt đất nên

tính chính xác về thời gian, không gian không

phải là yếu tố quyết định. Kết quả quan trắc sẽ

là dữ liệu thực tiễn, thuyết phục để chính xác

hóa lại kết quả đánh giá nguy cơ trƣợt đất.

Toàn bộ các dữ liệu quan trắc đƣợc tổng hợp,

thống kê theo từng yếu tố, phân theo từng lớp.

Căn cứ các dữ liệu thông số quan trắc đƣợc từ

hiện trƣờng, bản đồ hiện trạng trƣợt đất đƣợc thiết

lập lại. Chồng chập bản đồ hiện trạng trƣợt đất

mới quan trắc đƣợc vào bản đồ phân bố cƣờng độ

của các yếu tố ta đƣợc trọng số của từng lớp của

mỗi yếu tố. Tích hợp các bản đồ phân bố trọng số

theo lớp của từng yếu tố, trọng số của các yếu tố

để hiệu chỉnh bản đồ phân vùng nguy cơ trƣợt đất.

Vị trí tuyến quan trắc, trạm quan trắc cũng đƣợc

điều chỉnh cho phù hợp với giá trị trọng số các

yếu tố và bản đồ phân vùng nguy cơ trƣợt đất.

Nhƣ vậy, dữ liệu quan trắc của các thông số

đã đƣợc đƣa vào tính toán nhằm hiệu chỉnh lại

trọng số của các yếu tố cho phù hợp với thực tế.

Quá trình này liên tục đƣợc lặp lại sẽ cho kết

quả phân vùng nguy cơ trƣợt đất cũng nhƣ việc

xác định trọng số yếu tố một cách chính xác.

Kết quả dữ liệu quan trắc cũng cho ta biết quan

hệ hàm số giữa cƣờng độ của các yếu tố tác

động, đặc biệt là các yếu tố tác động biến đổi

nhanh với hệ số ổn định trƣợt, từ đó đƣa ra cảnh

báo tai biến trƣợt đất, giúp chính quyền địa

phƣơng có những biện pháp phòng tránh kịp

thời nhằm giảm thiểu nguy cơ thiệt hại. Quy

trình tổ chức hệ thống quan trắc tổng thể đƣợc

thể hiện ở hình 5.2

4. NGUYÊN TẮC THIẾT KẾ MẠNG

LƢỚI QUAN TRẮC

4.1. Tuyến quan trắc

- Nguyên tắc định hƣớng tuyến quan trắc là

các điểm quan trắc trên tuyến phải theo hƣớng

biến đổi chính và mạnh nhất của các yếu tố đặc

trƣng, nằm trên khu vực có nguy cơ tai biến

trƣợt đất cao.

- Chiều dài tuyến, số điểm quan trắc trên

tuyến, khối lƣợng quan trắc của bất cứ hệ thống

quan trắc nào cũng cần đƣợc tính toán tối ƣu tức

là cần thiết và vừa đủ để có thể nắm bắt đƣợc

quy luật biến đổi chính của các thông số cần

quan trắc.

- Mạng lƣới quan trắc gồm nhiều tuyến quan

trắc, mỗi tuyến quan trắc sự biến đổi của một

hoặc nhiều yếu tố có vai trò quyết định đến tai

biến trƣợt đất hoặc thể hiện quy mô, quy luật

diễn biến của trƣợt đất. Mạng lƣới quan trắc của

hệ thống quan trắc cấp 1 đƣợc tích hợp các lớp

tuyến của hệ thống quan trắc cấp 2, 3, có quy

mô, đặc điểm khác nhau; đảm bảo tính đại diện,

sự phân bố tập trung tại các khu vực có nguy cơ

trƣợt đất cao và quan trắc theo đúng trình tự quy

định để tuyến này không ảnh hƣởng hoặc trùng

lắp với tuyến khác.

- Tuyến khảo sát của hệ thống quan trắc cấp

2, 3 phải vuông góc với thế nằm của đất đá,

vuông góc với trục ngắn của các thể địa chất,

đới phá hủy kiến tạo, đới nứt nẻ, các hƣớng biến

đổi chính của các yếu tố phát sinh, phát triển

trƣợt đất.

- Trong môi trƣờng địa chất, thƣờng có 3

hƣớng chính: một hƣớng theo chiều sâu, còn 2

hƣớng trên mặt phẳng, trong đó có hƣớng biến

đổi mạnh nhất và hƣớng biến đổi ít nhất. Các

điểm quan trắc đƣợc thiết kế thành các tuyến

theo hƣớng biến đổi mạnh nhất của trƣờng các

thông số đặc trƣng. Theo hƣớng biến động

mạnh nhất, cho phép trong phạm vi tuyến ngắn

có thể quan trắc đƣợc toàn bộ phạm vi biến

động của tham số, xây dựng đầy đủ các quan hệ

liên quan.


4.2. Các trạm quan trắc

Số lƣợng trạm quan trắc sẽ đƣợc thiết kế tập

trung nhiều ở các khu vực có nguy cơ tai biến

trƣợt đất cao và ít hơn ở các khu vực có nguy cơ

thấp hơn. Tại các khu vực trƣợt đất phát triển

mạnh, các số liệu quan trắc, phản ánh hiện thực

nhất các mối quan hệ giữa các thông số gây

trƣợt với sự phát triển của tai biến trƣợt đất (số

lƣợng, quy mô, cƣờng độ ). Trên cơ sở đó xác

định vai trò của từng yếu tố trong tổ hợp các yếu

tố phát sinh, phát triển tai biến phục vụ cho xây

dựng các mô hình dự báo, cảnh báo tai biến

trƣợt đất và điều chỉnh các mô hình dự báo đã

có cho phù hợp với thực tế.

Số lƣợng trạm quan trắc đảm bảo phân bố trên

toàn bộ khu vực nghiên cứu; nằm trên các tuyến

quan trắc; mật độ phân bố phù hợp với mật độ

điểm trƣợt; tất cả các phân lớp của các yếu tố điều

kiện và nguyên nhân đều có trạm quan trắc.

5. ĐỀ XUẤT HỆ THỐNG QUAN TRẮC

CHO KHU VỰC NGHIÊN CỨU

5.1. Mạng lƣới tuyến, trạm quan trắc

Căn cứ nguyên tắc thiết kế mạng lƣới quan

trắc và bản đồ phân vùng nguy cơ trƣợt đất khu

vực Tây Nam tỉnh Hà Giang, mạng lƣới quan

trắc đƣợc chia làm chia làm 12 tuyến, trong đó

gồm 7 tuyến theo hƣớng Tây Nam - Đông Bắc

và 5 tuyến theo hƣớng Tây Bắc - Đông Nam. Số

lƣợng trạm quan trắc là 86 trạm. (bằng số phân

lớp của 11 yếu tố đƣợc phân chia thep phƣơng

pháp Natural Break để đảm bảo mỗi phân lớp có

ít nhất 01 trạm quan trắc).

Hình 2: Bản đồ phân bố các tuyến và trạm quan trắc


5.2. Nội dung và khối lƣợng quan trắc

5.2.1.Quan trắc phân bố không gian các

khối trượt

Các thông số quan trắc là số lƣợng các điểm

trƣợt, khối trƣợt cũ hoạt động trở lại, khối trƣợt

mới (03 thông số). Quan trắc theo diện thông

qua giải đoán ảnh vệ tinh để xác định các yếu

tố. Kiểm chứng kết quả thông qua thị sát thực

địa tại các trạm quan trắc.

Số lƣợng thông số quan trắc là 3. Chu kỳ

quan trắc 1 quí/01 lần vào mùa khô và 24h/01

lần vào mùa mƣa.

5.2.2. Quan trắc đặc điểm khối trượt và các

yếu tố điều kiện gây trượt chủ yếu

- Quan trắc đặc điểm khối trƣợt: thể tích khối

trƣợt. Quan trắc thông qua đo vẽ khối trƣợt tại

thực địa.

Số lƣợng thông số quan trắc là 01. Số trạm

quan trắc là 86. Chu kỳ quan trắc là 01 năm/01

lần đo vào tháng 8 hàng năm.

- Quan trắc các yếu tố điều kiện gây trƣợt: độ

cao địa hình, phân cắt ngang, phân cắt sâu, độ

dốc, hƣớng dốc, khoảng cách đến đứt gãy,

khoảng cách đến đƣờng giao thông, thành phần

thạch học, chiều dày vỏ phong hóa. Quan trắc

thông qua giải đoán ảnh vệ tinh, bản đồ địa

hình, địa chất, đo, vẽ, quan sát và ghi chép tại

hiện trƣờng.

Số lƣợng thông số quan trắc là 09. Số trạm

quan trắc là 86. Chu kỳ quan trắc là 1 năm/1 lần

đo vào tháng 8, thời điểm trong năm có số

lƣợng, quy mô khối trƣợt hoạt động tăng mạnh.

5.2.3. Quan trắc các yếu tố tác động biến đổi

nhanh (nguyên nhân gây trượt)

Yếu tố tác động biến đổi nhanh trên phạm vi

toàn bộ khu vực nghiên cứu cần quan trắc là

lƣợng mƣa và biến đổi cơ cấu sử dụng đất.

a. Quan trắc lượng mưa

- Quan trắc theo diện thông qua việc khai

thác dữ liệu các trạm quan trắc khí tƣợng hiện

có trong và lân cận khu vực nghiên cứu, đó là

các trạm Bắc Quang, Hoàng Su Phì và Bắc Mê

- Quan trắc theo điểm thông qua thiết bị đo

đặt tại mỗi trạm quan trắc, kết nối với hệ thống

ghi và truyền dữ liệu tự động

Chu kỳ quan trắc 24 giờ/1 lần vào mùa khô,

30 phút/1 lần đo vào mùa mƣa, số trạm quan

trắc là 13 (mỗi phân lớp của yếu tố lƣợng mƣa

đều có trạm quan trắc, 13 phân lớp – 13 trạm).

b. Quan trắc biến động cơ cấu sử dụng đất

- Quan trắc theo diện thông qua việc khai

thác dữ liệu ảnh vệ tinh

- Quan trắc trên thực địa theo tuyến để kiểm

chứng, chuẩn hóa lại kết quả dữ liệu quan trắc do

ảnh vệ tinh cung cấp. Thiết bị quan trắc là UAV

Chu kỳ quan trắc 01 tháng/01 lần, số lƣợng

thông số quan trắc là 7 (diện tích đất: chƣa sử

dụng, núi đá không có rừng cây, rừng trồng,

rừng tự nhiên, trồng cây lâu năm, trồng lúa

nƣớc, ở và công trình).

Bảng 1: Tổng hợp khối lƣợng quan trắc

STT Thông số quan trắc Chu kỳ

quan trắc

Số trạm,

tuyến

quan trắc

Số thông

số cần

quan trắc

Ghi chú

I Phân bố không gian khối trƣợt

1 Tổng số lƣợng khối trƣợt, vị trí

khối trƣợt cũ hoạt động trở lại,

vị trí khối trƣợt mới

01 quý/ 01 lần

vào mùa khô và

24h/01 lần đo vào

mùa mƣa

03 Phân tích ảnh chụp vệ

tinh và UAV, kết hợp

kiểm chứng thực địa


STT Thông số quan trắc Chu kỳ

quan trắc

Số trạm,

tuyến

quan trắc

Số thông

số cần

quan trắc

Ghi chú

II Đặc điểm các yếu tố điều kiện

gây trƣợt

9 thông số (độ cao địa hình,

phân cắt ngang, phân cắt sâu, độ

dốc, hƣớng dốc, khoảng cách

đến đứt gãy, thành phần thạch

học, chiều dày vỏ phong hóa,

Khoảng cách đến đƣờng giao

thông)

01 năm/ 01 lần 66 trạm 09 Số trạm quan trắc bằng

tổng số phân lớp của 9

yếu tố điều kiện gây

trƣợt (theo phƣơng

pháp Natural break)

III Đặc điểm các yếu tố tác động

biến đổi nhanh (nguyên nhân

gây trƣợt)

1 Lƣợng mƣa 24 giờ/ 01 lần vào

mùa khô

30 phút/ 01 lần

vào mùa mƣa

13 trạm 01 Số trạm quan trắc

lƣợng mƣa bằng số

phân lớp lƣợng mƣa

(theo phƣơng pháp

Natural break)

2 Cơ cấu sử dụng đất 01 tháng/ 01 lần Phân tích

ảnh chụp

vệ tinh và

UAV

07 Lập 7 trạm quan trắc

tƣơng ứng với 7 phân

lớp để kiểm chứng

thực địa

III Quan trắc đặc điểm khối trƣợt

1 Thể tích khối trƣợt 01 năm/ 01 lần 86 trạm 01 Số trạm quan trắc bằng

tổng số phân lớp của

các yếu tố điều kiện,

nguyên nhân (theo

phƣơng pháp Natural

break)

6. MỘT SỐ PHƢƠNG PHÁP VÀ THIẾT

BỊ QUAN TRẮC ĐỀ XUẤT ÁP DỤNG

6.1. Quan trắc phân bố không gian các

khối trƣợt

Phƣơng pháp kết hợp giữa thu thập tài liệu,

phân tích ảnh vệ tinh, lắp đặt thiết bị công nghệ

đo ghi tự động và khảo sát thực địa là phƣơng

pháp đƣợc nhiều nhà khoa học sử dụng hiện

nay. Với phƣơng pháp này mọi hạn chế của

từng phƣơng pháp riêng lẻ đƣợc khắc phục tối

đa. Ngoài ra sản phẩm dữ liệu thu đƣợc từ

phƣơng pháp quan trắc này cũng phản ánh đƣợc

đầy đủ nhất hiện trạng về cƣờng độ tác động của

các yếu tố quyết định trƣợt đất, sự thay đổi của

chúng theo thời gian, mối quan hệ phụ thuộc

giữa các yếu tố với nhau và giữa các yếu tố với

đặc điểm trƣợt đất (mức độ dịch trƣợt, thể tích

khối trƣợt, đặc điểm trƣợt, cơ chế trƣợt,...) giúp

việc đánh giá nguy cơ trƣợt đất, công tác cảnh

báo tai biến trƣợt đất đƣợc chính xác.


Hiện nay một số loại ảnh viễn thám có độ

phân giải cao hay đƣợc sử dụng vào việc xác

định vị trí và khoảng không gian của các điểm

trƣợt đất đó là ảnh SPOT, IKONOS,

QUICKBIRD, ASTER, LANDSAT TM,

LANDSAT ETM, MERIS... Để xác định trƣợt

đất trong khu vực quan trắc với việc áp dụng

kỹ thuật giao thoa radar In SAR, việc sử dụng

các ảnh SAR chụp trên kênh L có thể đạt đƣợc

kết quả tối ƣu. Các ảnh này đƣợc cung cấp từ

đầu thu PALSAR2 (Phased arrays type L-band

Synthetic Aperture rada) lắp đặt trên vệ tinh

ALOS-2 (Advanced Land Observing Satellite-

2 or DAICHI-2) bởi hãng JAXA (The Japan

Aerospace Exploration Agency). Phiên bản này

là sự nâng cấp từ đầu thu PALSAR – đầu thu

đầu tiên trên kênh L ở bƣớc sóng 23,6m, lắp

trên vệ tinh ALOS với quỹ đạo bay và thời

gian rất chính xác để theo dõi biến dạng chậm

của bề mặt trái đất. ALOS đã đóng góp vào

việc đo vẽ, quan sát khu vực, theo dõi tai biến

trƣợt đất và khảo sát tài nguyên từ khi phóng

lên trời năm 2006.

Quá trình phân tích các vị trí trƣợt đất của

khu vực nghiên cứu bằng ảnh viễn thám cũng

song song tiến hành. Với số liệu ảnh viễn

thám đƣợc sử dụng là ảnh vệ tinh với độ phân

giải 3m và bản đồ địa hình tỷ lệ 1:50.000. Bản

đồ địa hình đƣợc số hóa với khoảng cách các

đƣờng đồng mức là 10m. Sau đó trên cơ sở

bản đồ địa hình đƣợc gán giá trị độ cao của

đƣờng đồng mức, các thuật toán nội suy đã

đƣợc sử dụng để nội suy và tạo ra mô hình số

độ cao (DEM) của khu vực nghiên cứu. Để

hiển thị và phân tích ảnh hàng không nhƣ dƣới

kính lập thể (Stereo), ảnh hàng không của khu

vực nghiên cứu đã đƣợc nắn chỉnh rồi chồng

chập lên DEM để tạo ra một ảnh hàng không

của khu vực nghiên cứu giống nhƣ đang đƣợc

quan sát trong không gian 3 chiều. Trên cơ sở

ảnh hàng không 3D tất cả các vị trí trƣợt đất

đã đƣợc đánh dấu thông qua quá trình phân

tích, giải đoán ảnh hàng không bằng mắt

thƣờng trong không gian 3 chiều thông qua

các yếu tố địa hình, dạng và kiến trúc các

dòng chảy, xói mòn bề mặt, tông ảnh, thảm

phủ và hiện trạng sử dụng đất.

6.2. Quan trắc đặc điểm khối trƣợt và các

yếu tố điều kiện gây trƣợt chủ yếu

Các yếu tố thể tích khối trƣợt (đặc điểm

khối trƣợt), khoảng cách đến đƣờng giao

thông, khoảng cách đến đứt gãy, độ cao địa

hình, độ dốc, hƣớng dốc, phân cắt ngang, phân

cắt sâu, thành phần thạch học, chiều dày vỏ

phong hóa (các yếu tố điều kiện gây trƣợt chủ

yếu) sẽ đƣợc quan trắc thông qua giải đoán

ảnh vệ tinh, bản đồ địa chất, địa hình tỷ lệ

1/50.000 khu vực nghiên cứu, đo bằng các

thiết bị đo và quan sát, ghi chép tại thực địa.

Tại điểm khảo sát, tiến hành định vị tọa độ địa

lý điểm khảo sát và độ cao địa hình bằng thiết

bị GPS Garmin 62 (độ chính xác ± 3m) và

GPS 72 (độ chính xác ± 5m). Đo thể tích khối

trƣợt, chiều dày vỏ phong hóa xuất lộ tại mặt

trƣợt bằng ống ngắm đo khoảng cách Nikon

Laser 550A S. Khoảng cách đo tối đa 1000m

và góc đo tối đa là 89o và độ phóng đại lên tới

6 lần. Với chiều dài dƣới 30m thì dùng thƣớc

dây để đo.

Quan trắc mái dốc, độ dốc, hƣơng dốc bằng

địa bàn và máy đo Nikon Laser 550A S. Quan

trắc mức độ phân cắt ngang, phân cắt sâu,

khoảng cách đến đứt gãy, đến đƣờng giao thông

bằng giải đoán ảnh vệ tinh độ phân giải cao, bản

đồ địa hình tỷ lệ 1/50.000 kết hợp máy đo

Nikon Laser 550A S. Quan trắc chiều dày vỏ

phong hóa thông qua giải đoán bản đồ địa chất

tỷ lệ 1/50.000

Mô tả thành phần vật chất khối trƣợt, đặc

điểm, cơ chế trƣợt đất ngoài thực tế kết hợp

phỏng vấn ngƣời dân để biết thêm các thông tin

xung quanh khối trƣợt, đƣa ra bảng thông tin

các khối trƣợt lân cận trong khu vực quan trắc.

Nhận định khối trƣợt theo bảng phân loại trƣợt

đất của Lomtazde (1979) để xếp loại và phân

cấp các khối trƣợt.


6.3. Hệ thống quan trắc tự động và các

thiết bị điều khiển - liên lạc từ xa

Hệ thống quan trắc tự động bao gồm các cấu

phần thiết bị chính sau đây:

1. Các cảm biến ghi đo các thông số dịch

trƣợt và các yếu tố tác động trong và trên phạm

vi mái dốc cần quan trắc.

2. Một bộ ghi đo tự động đặt trên hiện trƣờng

để ghi đo các cảm biến theo chƣơng trình định

sẵn. Bộ ghi đo có khả năng liên lạc, giao tiếp

với một máy tính PC trực tiếp hoặc quan trắc từ

xa. Bộ ghi đo tự động có chứa nguồn điện phục

vụ cho việc kích hoạt các cảm biến và ghi đo

lƣu trữ, truyền số liệu. Ngoài ra bộ ghi đo tự

đông cần có khả năng kích hoạt một thiết bị báo

động khi một (hoặc nhiều) các thông số đo đƣợc

vƣợt quá ngƣỡng an toàn theo tính toán.

3. Một máy tính PC với phần mềm quản lý

để điều khiển bộ ghi đo tự động, thu số liệu, tính

toán và hiển thị các số liệu từ hiện trƣờng.

Liên lạc giữa máy tính và bộ ghi đo tại hiện

trƣờng đƣợc thực hiện qua một đƣờng truyền vô

tuyến (sóng radio, mạng điện thoại di dộng, điện

thoại vệ tinh) hoặc hữu tuyến (liên lạc trực tiếp

qua cáp máy tính trên hiện trƣờng, bằng mô-

đem điện thoại, bằng các mô-đem hữu tuyến

đƣờng ngắn).

Việc đo ghi đo tự động đƣợc thực hiện bởi

một thiết bị CR1000 cùng các thiết bị ngoại vi

do hãng Campbell Scientific Inc. chế tạo tại Mỹ.

Đây là một thiết bị tích hợp bởi các mô-đun đo

với độ chính xác cao các cảm biến hoạt động

theo nguyên lý điện thế - dòng điện - xung điện

- tần số (thông qua một adaptor dây rung)- nhiệt

độ… và một bộ vi xử lý để điều khiển việc ghi

đo và lƣu số liệu từ các cảm biến. Bộ ghi đo và

vi xử lý CR1000 tƣơng thích với hầu hết các

thiết bị quan trắc địa kỹ thuật, thủy văn, môi

trƣờng hiện có trên thế giới. Hệ thống ghi đo tự

động có thể ghi đo và quản lý thêm một loạt các

cảm biến khác nhƣ: áp suất khí quyển, nhiệt độ,

độ ẩm không khí, số giờ nắng trong ngày, bức

xạ mặt trời, độ bay hơi bề mặt, tốc độ gió,

hƣớng gió, nhiệt đô - độ ẩm của đất, độ đục của

dòng chảy, chuyển vị kế, giãn kế, các ten-sơ đo

ứng suất, áp lực trong đất… tổng số các cảm

biến mà bộ ghi đo tự động CR1000 có thể quản

lý lên đến 96 với sự trợ giúp của các bảng mở

rộng kênh đo 16/32 kênh.

6.4. Quan trắc các yếu tố tác động, biến

đổi nhanh

Các yếu tố tác động, biến đổi nhanh trên

phạm vi rộng lớn toàn bộ khu vực nghiên cứu.

Vì vậy, phƣơng pháp quan trắc chủ yếu thông

qua đo vẽ, giải đoán ảnh viễn thám kết hợp với

việc sử dụng thiết bị quan trắc tại mặt đất.

6.4.1. Thiết bị đo lƣợng mƣa

Tại trạm quan trắc, một máy đo mƣa đƣợc

lắp đặt cùng hệ thống ghi đo tự động và mô-đem

điện thoại kết nối giữa máy tính PC đặt từ xa

với hệ thống ghi đo tự động. Máy đo mƣa

TE525 MM do hãng Texas Electronics chế tao

tại Mỹ là loại máy đo mƣa hoạt động theo

nguyên lý cốc lật điện từ. Nƣớc mƣa đƣợc hứng

qua phễu có đƣờng kính 25.4 mm xuống một

cốc chứa đƣợc hiệu chuẩn tƣơng ứng với lƣợng

mƣa 0.1 mm. Khi nƣớc mƣa đƣợc hứng qua

phễu chảy xuống đầy cốc, chiếc cốc sẽ lật, làm

bật công tắc điện từ, gây ra một xung điện, xung

điện này sẽ đƣợc ghi đo bởi máy ghi đo tự động.

6.4.2. Thiết bị đo sự thay đổi của cơ cấu sử

dụng đất

Việc kết hợp ảnh vệ tinh độ phân giải cao với

công nghệ laser scanner có thể tăng độ phân giải

cả không gian và thời gian của các ảnh chụp bề

mặt khu vực nghiên cứu. Công nghệ này có tính

linh hoạt cao, tốc độ thu thập và xử lý số liệu

nhanh chóng hơn so với các phƣơng pháp viễn

thám truyền thống. Với công nghệ này, tốc độ

dịch chuyển bề mặt đƣợc xác định trên cơ sở so

sánh các số liệu mô hình số bề mặt đƣợc xác

định từ ảnh chụp ghi nhận ở các thời điểm khác

nhau. Các công tác này có thể tiến hành tự động

hoặc thủ công. Công nghệ sử dụng UAV (Thiết

bị bay chụp điều khiển từ xa) hiện nay cho phép

các phân tích chi tiết hình ảnh bề mặt trên phạm


vi từng vùng nghiên cứu nhỏ hơn (cấp xã,thị

trấn) trong đó cho ta biết đặc điểm đất từng

loại đất và diện tích các loại đất, từ đó tích hợp

hình ảnh cho phép thành lập bản đồ hiện trạng

cơ cấu sử dụng đất trên phạm vi toàn khu vực

nghiên cứu

7. ĐỊNH HƢỚNG CÁC MÔ HÌNH CẢNH

BÁO TRƢỢT ĐẤT KHU VỰC NGHIÊN

CỨU TỪ DỮ LIỆU QUAN TRẮC

7.1. Điều chỉnh trọng số trong mô hình chỉ

số thống kê tích hợp đa biến

Để tính toán định lƣợng trọng số của các yếu

tố điều kiện, nguyên nhân gây trƣợt, luận án sử

dụng công thức là kết quả nghiên cứu của Trung

tâm Nghiên cứu đô thị - Đại học Quốc gia Hà

Nội, cụ thể.

(1)

n: Số lƣợng yếu tố gây trƣợt đất của khu vực

nghiên cứu

MaxDij: Mật độ trƣợt lớn nhất của các phân

lớp i trong yếu tố j

Hệ thống quan trắc cung cấp dữ liệu quan

trắc thay đổi theo chu kỳ quan trắc. Đối với mỗi

dữ liệu thuộc 01 chu kỳ quan trắc sẽ có đƣợc 01

giá trị và Wj.

Tùy kết quả quan trắc thực tế, giá trị trọng số

của các yếu tố thay đổi sẽ có thể dẫn đến việc

điều chỉnh mạng lƣới quan trắc cho phù hợp, cụ

thể: phân bố lại tuyến quan trắc cho phù hợp với

bản đồ phân vùng cƣờng độ tác động của yếu tố

chiếm tỷ trọng lớn, phân bố lại trạm quan trắc

cho phù hợp với bản đồ phân vùng nguy cơ

trƣợt đất đƣợc xác định lại sau khi sử dụng kết

quả dữ liệu quan trắc.

7.2. Sử dụng mô hình định lƣợng chỉ tiêu

tích hợp các yếu tố điều kiện, nguyên nhân

gây trƣợt đất để dự báo phân vùng nguy cơ

trƣợt đất

Khu vực nghiên cứu đƣợc chia làm các ô lƣới

cơ sở với kích thƣớc 20x20m (01 pixel). Chỉ

tiêu tích hợp các yếu tố phát sinh, phát triển

trƣợt đất đƣợc tính toán cho tất cả các ô lƣới cơ

sở trên mạng tính toán, sau đó xây dựng mô

hình trƣờng biến đổi của nó dƣới dạng các

đƣờng đẳng trị chỉ tiêu tích hợp . Đó là cơ sở

để tiến hành phân vùng lãnh thổ khả năng phát

triển trƣợt đất.

Chỉ tiêu tích hợp các yếu tố điều kiện,

nguyên nhân gây trƣợt đất trƣợt đất đƣợc tính

toán theo công thức sau:

(2)

Trong đó: gi là tỷ trọng của yếu tố điều kiện,

nguyên nhân gây trƣợt đất thứ i, là tham số

định lƣợng của yếu tố điều kiện, nguyên nhân

gây trƣợt đất thứ i đã đƣợc quan trắc

Tỷ trọng (gi) của yếu tố điều kiện, nguyên nhân

gây trƣợt đất đƣợc xác định trên cơ sở mối tƣơng

quan giữa các yếu tố điều kiện, nguyên nhân gây

trƣợt vói nhau và với đặc điểm trƣợt đất khu vực

nghiên cứu (thông qua dữ liệu quan trắc).

Tham số định lƣợng của yếu tố ( ), cũng

đƣợc điều chỉnh thông qua dữ liệu quan trắc về

cƣờng độ tác động của các yếu tố điều kiện,

nguyên nhân gây trƣợt. Nhƣ vậy, dựa vào dữ

liệu quan trắc ta có thể xây dựng bản đồ dự báo

nguy cơ trƣợt đất dƣới dạng các đƣờng đẳng trị

chỉ tiêu tích hợp

7.3. Cảnh báo nhanh quy mô, cƣờng độ

(thể tích) của các khối trƣợt có thể xuất hiện

thông qua quan trắc yếu tố gây trƣợt chủ yếu

bằng các hàm hồi quy

Xây dựng hàm hồi quy liên hệ giữa thể tích

khối trƣợt với các yếu tố gây trƣợt chủ yếu. Xác

định các yếu tố gây trƣợt chủ yếu dựa trên việc

xác định định lƣợng tỷ trọng tham gia của các

yếu tố gây trƣợt trên cơ sở thống kê các số liệu

đo vẽ về thể tích khối trƣợt và các yếu tố gây

trƣợt tƣơng ứng.

- Tính toán hệ số tƣơng quan cặp đôi giữa tất

cả các yếu tố gây trƣợt đƣợc xem xét (rij) và

giữa các yếu tố gây trƣợt với thể tích khối trƣợt,

xây dựng ma trận của chúng.


1 r21 r31 ……..rp1

r12 1 r32……… rp 2

∆ = r13 r23 1……….. rp 3

…....………………

r1p r2p…………..1

- Lập hệ phƣơng trình:

121211 ... ppy rrr

221212 ... ppy rrr

…

…

ppppy rrr ...2211

- Tính toán các hệ số tiêu chuẩn βi

Với

i

i , Hệ số i đƣợc xác định từ

ma trận trên bằng cách thay thế các cột

tƣơng ứng i bằng hệ số tự do của phƣơng

trình trên.

rij là hệ số tƣơng quan giữa yếu tố điều kiện

tai biến thứ i và j, riy là hệ số tƣơng quan giữa

yếu tố điều kiện thứ i và hàm mục tiêu FTB (thể

tích khối trƣợt)

- Tính toán hệ số tƣơng quan nhiều chiều R.

R2=

p

1i

yiir (3)

Hệ số tƣơng quan nhiều chiều cho phép xem

xét các tham số phát triển tai biến tham gia phân

vùng có hợp lý hay không. Thực tế hệ số tƣơng

quan nhiều chiều R >0.7 thì các tham số lựa

chon là đủ, nếu hệ số tƣơng quan nhiều chiều

nhỏ thì chắc chắn trong việc xác định các tham

số phát triển tai biến còn thiếu một số các tham

số quan trọng nào đó.

- Tính toán tỷ trọng của các tham số phát

triển tai biến theo công thức sau:

p

i

iyi

iyi

i

r

rg

1

(4)

Mức độ quan trọng của các yếu tố xác định

theo tỷ trọng của chúng, tỷ trọng càng lớn, các

yếu tố càng quan trọng. Phụ thuộc vào giá trị tỷ

trọng của các yếu tố gây trƣợt đƣợc tính toán

trên khu vực nghiên cứu, có thể xây dựng hàm

hồi quy liên hệ giữa thể tích khối trƣợt và yếu tố

chiếm tỷ trọng lớn nhất. Hàm hồi quy sẽ đƣa ra

số liệu cảnh báo nhanh quy mô thể tích khối

trƣợt có thể xuất hiện theo yếu tố chiếm tỷ trọng

gây trƣợt lớn nhất.

7.4. Mô hình cảnh báo, dự báo ngƣỡng

phát triển trƣợt đất theo các yếu tố có tỷ

trọng gây trƣợt lớn, biến đổi nhanh bằng các

hàm hồi quy

Căn cứ bảng trọng số của các yếu tố quyết

định trƣợt đất sẽ lựa chọn ra yếu tố chiếm tỷ

trọng gây trƣợt lớn và biến động nhanh và thất

thƣờng qua các năm và có tác động trực tiếp

đến tai biến trƣợt đất trong khu vực nghiên

cứu. Mô hình cảnh báo nhanh tai biến trƣợt

đất sẽ đƣợc xây dựng căn cứ số liệu quan trắc

về sự biến đổi của yếu tố này theo thời gian và

tần suất xuất hiện trƣợt đất trong khu vực

nghiên cứu.

Đồ thị phân tán giữa tần suất xuất hiện khối

trƣợt và sự biến đổi của yếu tố quan trắc cho ta

một phƣơng trình hồi quy tuyến tính. Phƣơng

trình này sẽ đƣợc sử dụng để cảnh báo về

ngƣỡng giá trị của cƣờng độ tác động của yếu tố

có thể gây trƣợt cho khu vực và ngƣỡng biến

đổi có thể gây trƣợt ồ ạt, quy mô lớn trên toàn

bộ khu vực nghiên cứu. Từ đó, đƣa ra khuyến

cáo để chính quyền địa phƣơng có giải pháp chủ

động ứng phó, giảm thiểu thiệt hại do trƣợt đất

gây ra.

KẾT LUẬN

Trên cơ sở nghiên cứu luận chứng hệ

thống quan trắc phục vụ cảnh báo tai biến

trƣợt đất cho cấp khu vực có thể rút ra một số

kết luận sau:

1. Hệ thống quan trắc phục vụ cảnh báo tai

biến trƣợt đất khu vực đƣợc luận chứng trên cơ

sở của bản đồ dự báo nguy cơ trƣợt đất khu vực

Tây Nam tỉnh Hà Giang và các bản đồ thành

phần phân bố cƣờng độ tác động của các yếu tố

phát sinh, phát triển trƣợt đất, bao gồm: 12


tuyến và 30 trạm quan trắc; 13 yếu tố cần quan

trắc (09 yếu tố điều kiện, 02 yếu tố nguyên nhân

biến đổi nhanh, 02 yếu tố đặc điểm khối trƣợt).

2. Hệ thống quan trắc bao gồm 03 hệ thống

quan trắc thành phần:

- Hệ thống quan trắc phân bố không gian các

khối trƣợt trên toàn khu vực nghiên cứu: Phục

vụ xây dựng bản đồ hiện trạng trƣợt đất

- Hệ thống quan trắc đo vẽ đặc điểm khối

trƣợt và các yếu tố điều kiện chủ yếu: Phục vụ

thống kê xác định quan hệ giữa hiện trạng và

đặc điểm trƣợt đất với các yếu tố điều kiện gây

trƣợt làm cơ sở xác định trọng số các yếu tố

- Hệ thống quan trắc các yếu tố tác động biến

đổi nhanh (nguyên nhân gây trƣợt): Phục vụ

cảnh báo tai biến trƣợt đất

3. Dữ liệu thu đƣợc thông qua hệ thống quan

trắc đƣợc sử dụng để phục vụ cảnh báo tai biến

trƣợt đất khu vực nghiên cứu thông qua các mô

hình cảnh báo sau:

- Điều chỉnh trọng số các yếu tố điều kiện,

nguyên nhân gây trƣợt trong mô hình chỉ số

thống kê tích hợp đa biến.

- Sử dụng mô hình định lƣợng chỉ tiêu tích

hợp các yếu tố điều kiện nguyên nhân gây trƣợt

để dự báo phân vùng nguy cơ trƣợt đất khu vực

nghiên cứu.

- Cảnh báo nhanh quy mô, cƣờng độ thể tích

của các khối trƣợt có thể xuất hiện thông qua

quan trắc yếu tố gây trƣợt chủ yếu;

- Cảnh báo, dự báo ngƣỡng phát triển tai biến

trƣợt đất trên toàn bộ khu vực nghiên cứu theo

yếu tố có tỷ trọng gây trƣợt lớn, biến đổi nhanh.

4. Luận chứng hệ thống quan trắc phục vụ

cảnh báo tai biến trƣợt đất khu vực nghiên cứu,

có thể làm cơ sở để chính quyền tỉnh Hà Giang

triển khai đề án thực tiễn xây dựng hệ thống

quan trắc cung cấp dữ liệu phục vụ quy hoạch,

khai thác bền vững lãnh thổ và đề xuất giải pháp

giảm thiểu thiệt hại do trƣợt đất gây ra trên

phạm vi khu vực.


1. Công ty tƣ vấn lập Xí nghiệp Xây dựng và

Chuyển giao Công nghệ Môi trƣờng 2 (2013),

Báo cáo điều tra, đánh giá mức độ tác động của

biến đổi khí hậu đến lũ quét, lũ ống, trƣợt, sạt lở

đất trên địa bàn các huyện Yên Minh, Hoàng Su

Phì, Xín Mần, Quang Bình-tỉnh Hà Giang và

xây dựng các biện pháp ứng phó với biến đổi

khí hậu.

2. Lomtadze V. D. (1979), Địa chất công

trình, địa chất động lực công trình, NXB Đại

học và Trung học chuyên nghiệp, HN (Bản dịch

tiếng Việt).

3. Lê Quốc Hùng (2014), Điều tra, đánh giá

và phân vùng cảnh báo nguy cơ trƣợt lở đất đá

các vùng miền núi Việt Nam, Viện Khoa học

Địa chất & Khoáng sản.

4. Trần Mạnh Liểu (2013), Một vài phƣơng

pháp đánh giá định tính và định lƣợng vai trò

của các yếu tố hình thành và phát triển tai biến

địa chất, Trung tâm Nghiên cứu đô thị -

ĐHQGHN, HN.

5. Nguyễn Trọng Yêm (2011), Những đặc

điểm, nguyên nhân T-L, LQ-LBĐ ở Yên Minh,

Hoàng Su Phì, Xín Mần, đề xuất những giải

pháp phòng chống thích hợp cho từng địa

phƣơng, Đề tài NCKH cấp Bộ KC.08.01 &

KC.08.01BS. Viện Địa chất, Viện Hàn lâm

KHCN Việt Nam, Hà Nội.

6. Voogd H. (1983), Multicriteria Evaluation

for Urban and Regional Planning, University of

Groningen, The Netherlands.

7. Lomtadze V.D. (1977), Engineering

Geology. Engineering Geodynamic, Nedra

Publishing house,Leningrad, p.495.


Người phản biện: TS. NGUYỄN QUỐC THÀNH


ĐÁNH GIÁ MỨC ĐỘ PHÁ HOẠI CÔNG TRÌNH DO VIỆC XÂY DỰNG NHỮNG HỐ ĐÀO SÂU Ở HÀ NỘI

ĐÀO SỸ ĐÁN*, ĐÀO VĂN HƢNG

**

The assessment of building damage degree due to deep excavations in Hanoi

Abstract: The development of underground space is necessary trend of

large cities. Therefore, deep excavation projects for high-rise buildings

and underground transport networks have been conducted in the recent

years. These projects are often located very close to existing buildings.

As a result, they can cause deformations or damages on adjacent

buildings. However, the studies for predicting responses of adjacent

buildings caused by deep excavations are very limited in Hanoi

conditions. The objective of this paper is to analyse and predict building

damages caused by deep excavations in Hanoi. Both the building types,

i.e buildings on spread footings and buildings on mat footing, are

investigated in this study. The effects of building position on building

damage are also explored. Results pointed out that footing type, building

position and footing stiffness all affect the building deformation

parameters. At the most unfavorable location of building- 5 m far from

excavation, building damage degrees found are from very slight to

moderate damage for spread footing cases, but they are from negligible

to slight damage for the case of mat footing.

Keywords: deep excavation, building damage, numerical analysi, Ha Noi.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ *

Hà Nội là thủ đô của Việt Nam, là một

thành phố lớn và đang trên đà phát triển rất

nhanh. Vì vậy, những dự án hố đào sâu cho

những công trình ngầm, nhƣ tầng hầm của

những tòa nhà cao tầng, hệ thống giao thông

ngầm, những trung tâm thƣơng mại và giải trí

dƣới mặt đất, đã và đang đƣợc xây dựng ngày

càng nhiều. Những hố đào này thƣờng nằm

trong những vùng trung tâm và rất gần với

những công trình đã có. Do đó, chúng có thể

gây biến dạng hoặc phá hoại cho các công trình

lân cận. Trên thế giới, đã có nhiều nghiên cứu

* Khoa Công trình, Trường Đại học Giao thông Vận tải,


** Khoa Công trình, Trường Đại học Thủy lợi,


đƣợc làm để phân tích và phỏng đoán những

phản ứng hay ứng xử của những công trình lân

cận do việc xây dựng những hố đào sâu gây ra,

nhƣ Hsieh và Ou (1998), Ou (2006), Son và

Cording (2011), và Dao (2015). Tuy nhiên,

những nghiên cứu tƣơng tự là rất hạn chế trong

điều kiện địa chất của thành phố Hà Nội. Mục

tiêu của bài báo này là phân tích và phỏng đoán

mức độ phá hoại công trình do việc xây dựng

những hố đào sâu ở Hà Nội. Kết quả nghiên

cứu chỉ ra rằng, kiểu móng, vị trí công trình và

độ cứng của móng công trình đều có ảnh

hƣởng đến những thông số biến dạng công

trình. Tại vị trí bất lợi nhất của công trình,

đƣợc tìm thấy là 5 m trong nghiên cứu này,

mức độ biến dạng công trình đƣợc tìm thấy là

từ mức độ phá hoại rất nhẹ đến trung bình cho

những công trình trên móng băng, nhƣng



chúng là từ mức độ phá hoại không đáng kể

đến mức độ phá hoại nhẹ cho những công trình

trên móng bè. Bài báo này đƣợc mong ƣớc là

hữu ích cho những kỹ sƣ cũng nhƣ những nhà

nghiên cứu trong việc sử dụng những phân tích

số để đánh giá phản ứng của những công trình

lân cận do việc xây dựng những hố đào sâu,

đặc biệt là những hố đào sâu ở Hà Nội.

2. PHÂN TÍCH CHUẨN CHO VIỆC

PHỎNG ĐOÁN LÚN ĐẤT

Một hố đào sâu trong tƣơng lai gần ở Hà

Nội, tên là Ga 12, đƣợc sử dụng làm cơ sở

cho những phân tích số trong nghiên cứu này.

Hố đào này là ga cuối, cạnh ga đƣờng sắt Hà

Nội, của Tuyến 3 trong hệ thống tàu điện

ngầm Hà Nội.

Hố đào này có dạng hình chữ nhật với chiều

dài 160,4 m và chiều rộng 22,7 m. Hố đào đƣợc

thực hiện bằng phƣơng pháp bán ngƣợc (semi

top-down construction method) và đƣợc chắn

giữ bằng tƣờng bê tông có chiều dày 1,0 m và

chiều sâu 34,0 m. Nó đƣợc đào tới chiều sâu lớn

nhất là 21,9 m với năm giai đoạn đào. Tƣờng

chắn đƣợc chống đỡ bằng một mức bản sàn bê

tông và ba mức của những thanh chống thép.

Khoảng cách ngang trung bình của những thanh

chống thép là khoảng 3,5 m. Hình 1 bên dƣới

mô tả mặt cắt ngang và điều kiện địa chất của

hố đào tại Ga 12 (SYSTRA, 2011).

Một phân tích phần tử hữu hạn hai chiều, gọi

là “phân tích chuẩn”, đƣợc thực hiện để mô

phỏng hố đào trên. Phân tích chuẩn này đƣợc

đƣợc thực hiện để xác nhận tính đúng đắn của

những mô hình vật liệu cũng nhƣ những thông

số nhập vào của chúng cho sự phỏng đoán lún

đất đƣợc gây ra bởi hố đào trên. Phần mềm

thƣơng mại PLAXIS 2D, phiên bản 9 (2009),

đƣợc sử dụng nhƣ một công cụ số cho những

phân tích phần tử hữu hạn 2D trong nghiên cứu

này. PLAXIS 2D là một chƣơng trình phần tử

hữu hạn hai chiều, đƣợc phát triển tại trƣờng

Đại học Kỹ thuật Deft, Hà Lan và đƣợc thƣơng

mại hóa bởi PLAXIS Bv, Amsterdam, Hà Lan.

-0.80 m

-34.0 m

1

21 -2.10 m

2 -6.30 m

3 -11.5 m

4 -17.0 m

5 -21.9 m

CH, N = 6

CL, N = 11

CL, N = 15

SM, N = 21

GP, N >50

-3.80 m

-8.80 m

-15.8 m

-34.8 m

-50.0 m

3

4

5

6

-3.00 m

Hình 1. Mặt cắt ngang và điều kiện địa chất của

hố đào tại Ga 12

Theo những nghiên cứu trƣớc đó, nhƣ

Clough và O’Rourke (1990), Ou và cộng sự

(1993), Bowles (1996), Ou và Hsieh (2011),

và Dao (2015), thì mô hình đất cứng dần có

xét đến độ cứng biến dạng nhỏ của đất -

Hardening soil model with small strain

stiffness (sau đây gọi là mô hình HSS) là mô

hình thích hợp nhất cho việc phỏng đoán lún

đất đƣợc gây ra bởi những hố đào sâu. Mô

hình HSS là mô hình đƣợc hiệu chỉnh từ mô

hình đất cứng dần - Hardening soil model (sau

đây gọi là mô hình HS) có cân nhắc đến

những đặc điểm biến dạng nhỏ của đất, dựa

trên nghiên cứu của Benz (2007). Ngoài

những thông số nhập vào tƣơng tự nhƣ mô

hình HS, mô hình HSS đòi hỏi thêm hai thông

số bổ sung. Hai thông số này là mô đun chống

cắt tham khảo tại mức biến dạng rất nhỏ

( ) và biến dạng cắt tại thời điểm khi mô

đun chống cắt cát tuyến tƣơng đƣơng với 70%

giá trị ban đầu của nó ( ). Vì vậy, có tổng

cộng 12 thông số nhập vào cho mô hình HSS.

Bảng 1 và Bảng 2 dƣới đây thể hiện những

thông số nhập vào của mô hình HSS cho hố

đào tại Ga 12.


Bảng 1. Những thông số đất nhập vào cho mô hình HS

Lớp Chiều sâu

(m) Loại đất

t

(kN/m3)

c'

(kPa)

'

(o)

'

(o)

ref

50E

(kPa)

ref

oedE

(kPa)

ref

urE (kPa) ur m Rf K0

1 0,00-0,80 Đất lấp 19 0,5 30 0 12000 12000 36000 0,2 0,5 0,90 0,50

2 0,80-3,80 CH 16 5 20 0 5400 3780 16200 0,2 1 0,90 0,66

3 3,80-8,80 CL 18,5 10 25 0 13500 9450 40500 0,2 1 0,90 0,58

4 8,80-15,8 CL 19 25 25 0 27000 18900 81000 0,2 1 0,90 0,58

5 15,8-34,8 SM 20 0,5 34 4 25200 25200 75600 0,2 0,5 0,90 0,44

6 34,8-50,0 GP 21 0,5 40 10 60000 60000 180000 0,2 0,5 0,90 0,36

Bảng 2. Hai thông số đất nhập vào bổ sung cho mô hình HS

Lớp Chiều sâu

(m) Loại đất Giá trị N

Vs

(m/s)

G0

(kPa)

ref

0G (kPa) 0.7

1 0,00-0,80 Đất lấp - 176 5,88x104

2,03x105 10

-4

2 0,80-3,80 CH 6 171 4,69x104 1,01x10

5 5x10

-5

3 3,80-8,80 CL 11 213 8,41x104 1,04x10

5 5x10

-5

4 8,80-15,8 CL 15 239 1,08x105 9,09x10

4 5x10

-5

5 15,8-34,8 SM 21 235 1,11x105 6,93x10

4 10

-4

6 34,8-50,0 GP > 50 330 2,29x105 1,10x10

5 10

-4

Tƣờng chắn bê tông đƣợc mô phỏng bằng

những phần tử bản, và những thanh chống thép

đƣợc mô phỏng bằng những phần tử thanh. Mô

hình đàn hồi tuyến tính đƣợc sử dụng để mô

phỏng cho cả tƣờng chắn bê tông và những

thanh chống thép. Mô hình này đòi hỏi hai

thông số nhập vào, đó là mô đun đàn hồi và hệ

số Poisson. Hệ số Poisson đƣợc lấy bằng 0,2

cho cả tƣờng bê tông và những thanh chống

thép. Mô đun đàn hồi của tƣờng bê tông và bản

sàn bê tông đƣợc tính theo công thức của ACI

318M-11 (2011) nhƣ sau:

(1)

trong đó, là cƣờng độ chịu nén quy

định của bê tông. Mô đun đàn hồi của thép đƣợc

lấy bằng 2,0x105 MPa. Theo đề nghị của Ou

(2006), độ cứng của cả tƣờng bê tông và những

thanh chống thép đƣợc giảm đi tƣơng ứng 30%

và 40% từ giá trị danh định của nó để cân nhắc

đến những vết nứt trong tƣờng bê tông do chịu

mô men uốn và để cân nhắc tới việc sử dụng lặp

lại và sự cài đặt không chính xác của những

thanh chống thép. Bảng 3 và Bảng 4 diễn tả

những thông số nhập vào cho tƣờng chắn bê tông

và những thanh chống thép đƣợc sử dụng trong

phân tích chuẩn. Trọng lƣợng bản đƣợc tính bằng

cách nhân trọng lƣợng đơn vị bản với chiều dày

bản. Cần chú ý rằng, trọng lƣợng đơn vị của bản

đƣợc trừ đi trọng lƣợng đơn vị đất bởi vì tƣờng

chắn đƣợc mô phỏng bằng những phần tử không

thể tích trong chƣơng trình PLAXIS. Những

phần tử giao diện cũng đƣợc mô phỏng để diễn tả

ma sát giữa đất và tƣờng chắn. Nhƣ đƣợc đề xuất

bởi PLAXIS 2D (2009), Khoiri và Ou (2013), hệ

số giảm cƣờng độ của phần tử giao diện, ,

có thể đƣợc lấy bằng 0,67 để mô phỏng sự xáo

trộn của đất giữa tƣờng chắn và đất xung quanh.

Cũng cần chú ý rằng, những thông số nhập vào

của bản sàn bê tông cốt thép đƣợc tính cho một

đơn vị chiều rộng bản.


Bảng 3. Những thông số nhập vào của tƣờng chắn bê tông

Thông số Tên Giá trị Đơn vị Cƣờng độ chịu nén quy định của bê tông f'c 35 MPa

Mô đun đàn hồi E 2,78x107 kPa

Chiều dày d 1 m Độ cứng dọc trục x 70% 70%EA 1,95x10

7 kN/m

Độ cứng chống uốn x 70% 70%EI 1,62x106 kNm

2/m

Trọng lƣợng w 5,5 kN/m/m

Hệ số Poisson 0,2 -

Bảng 4. Những thông số nhập vào của những thanh chống

Mức chống đỡ Mô tả Diện tích mặt cắt (m2) EA (kN) 60%EA (kN)

1 Bản bê tông, dày 1,4 m, f'c = 35 MPa 1,400 3,89x107 2,34x10

7

2 Ống thép, D/t = 558,8/11,9 mm 0,020 4,29x106 2,58x10

6

3 Ống thép, D/t = 863,6/15,8 mm 0,042 8,84x106 5,30x10

6

4 Ống thép, D/t = 914,4/19,0 mm 0,053 1,12x107 6,73x10

6

Hình 2 dƣới đây diễn tả mô hình lƣới phần tử

hữu hạn của phân tích chuẩn. Chỉ một nửa của hố

đào đƣợc mô phỏng do tính đối xứng của hố đào.

Nền (cạnh đáy) của mô hình đƣợc đặt tại độ sâu 50

m bên dƣới bề mặt đất, tức là khoảng 15 m ngập

sâu vào lớp đất GP, lớp mà đƣợc giả thiết là có biến

dạng rất nhỏ khi xây dựng hố đào. Khoảng cách từ

đƣờng biên hông của mô hình tới tƣờng chắn đƣợc

lấy là 120 m, nó xấp xỉ năm lần chiều sâu hố đào.

Giá trị này đƣợc cân nhắc bởi vì theo nhiều nghiên

cứu, nhƣ Clough và O'Rourke (1990), Ou và cộng

sự (1993), Hsieh và Ou (1998), Ou (2006), Ou và

Hsieh (2011), và Dao (2015), lún đất thƣờng bằng

không cho những vị trí cách xa tƣờng chắn lớn hơn

bốn lần chiều sâu hố đào. Sự dịch chuyển ngang

đƣợc kiềm chế trên những đƣờng biên hông, nhƣng

cả sự dịch chuyển ngang và đứng đƣợc kiềm chế

trên đƣờng biên đáy của mô hình.

120 m11.35 m

50

m

Hình 2. Mô hình lưới phần tử hữu hạn

của phân tích chuẩn

Hình 3 thể hiện những lún bề mặt đất đƣợc

phỏng đoán từ phân tích chuẩn. Nhƣ đƣợc thể

hiện trong hình vẽ này, sự trồi không hợp lý của

bề mặt đất gần tƣờng chắn là không đƣợc nhìn

thấy. Thêm nữa, những lún đất rộng hơn và lớn

hơn trong vùng ảnh hƣởng thứ yếu là cũng không

đƣợc tìm thấy trong phân tích chuẩn sử dụng mô

hình HSS. Những lún bề mặt đất trong vùng ảnh

hƣởng thứ yếu là rất nhỏ. Vì vậy, những kết quả

phỏng đoán lún đất của phân tích chuẩn là phù

hợp với những nghiên cứu trƣớc đó của Clough và

O'Rourke (1990), Ou và cộng sự (1993), Bowles

(1996), Ou và Hsieh (2011), và Dao (2015).

-10

0

10

20

30

40

50

0 20 40 60 80 100 120

Giai đoạn 1 Giai đoạn 2 Giai đoạn 3

Giai đoạn 4 Giai đoạn 5

Khoảng cách từ tường chắn (m)

Lú

n b

ề m

ặt đ

ất (m

m)

Hình 3. Những lún bề mặt đất được

phỏng đoán từ phân tích chuẩn

3. PHÂN TÍCH SỐ

Để kiểm tra những phản ứng của công trình lân

cận bị gây ra bởi hố đào sâu tại Ga 12, những


phân tích số đã đƣợc thực hiện với hai kiểu công

trình khác nhau, đó là công trình trên móng những

băng và công trình trên móng bè. Hình 4 và Hình

5 là những cấu hình của công trình trên những

móng băng và móng bè đƣợc sử dụng cho những

phân tích số ở đây. Để thấy rõ những lún công

trình do hố đào sâu gây ra, những công trình đƣợc

phân tích ở đây là những công trình một tầng trên

móng nông. Với những công trình nhƣ vậy, những

lún công trình đƣợc gây ra bởi trọng lƣợng bản

thân của nó là không đáng kể. Với công trình

nhiều tầng, những lún công trình do trọng lƣợng

bản thân sẽ rất lớn, và nó sẽ gây khó khăn cho

việc phân tích những phản ứng công trình do hố

đào sâu, hoặc móng của nó sẽ rất phức tạp nhƣ là

quá sâu, móng cọc, móng giếng chìm, v.v.

X 4x4 = 16 m

4 m

Ga 12

A B C D E

Hình 4. Cấu hình của công trình trên những

móng băng

X 4x4 = 16 m

4 m

Ga 12

A B C D E

Hình 5. Cấu hình của công trình trên móng bè

Nhƣ có thể đƣợc nhìn thấy từ những hình vẽ

này, những công trình đƣợc phân tích ở đây cao

4 m, dài 16 m và có bốn nhịp giống nhau. Chiều

dày của tƣờng và mái là 0,2 m. Mỗi móng băng

có chiều dài 2,0 m và dày 0,5 m; móng bè có

chiều dài 18,0 m và dày 0,5 m. Cƣờng độ chịu

nén quy định của bê tông công trình là 30 MPa.

Tƣờng, mái và móng của công trình đƣợc mô

phỏng bằng những phần tử bản. Bảng 5 và Bảng

6 dƣới đây diễn tả những thông số nhập vào của

tƣờng, mái và móng của công trình. Trong Bảng

6, trọng lƣợng của móng đƣợc lấy bằng không

để loại bỏ sự sai khác giữa trọng lƣợng của

những móng băng và trọng lƣợng của móng bè.

Bảng 5. Những thông số nhập vào

cho tƣờng và mái công trình

Thông số Tên Giá trị Đơn vị

Cƣờng độ chịu nén quy

định của bê tông f'c 30 MPa

Mô đun đàn hồi E 2,57x107

kPa

Chiều dày d 0,2 m

Độ cứng dọc trục EA 3,60x106

kN/m

Độ cứng chống uốn EI 1,20x104

kNm2/m

Trọng lƣợng w 4,8 kN/m/m


Bảng 6. Những thông số nhập

vào cho móng công trình

Thông số Tên Giá trị Đơn vị

Cƣờng độ chịu nén

quy định của bê tông f'c 30 MPa

Mô đun đàn hồi E 2,57x107

kPa

Chiều dày d 0,5 m

Độ cứng dọc trục EA 9,01x106

kN/m

Độ cứng chống uốn EI 1,88x105

kNm2/m

Trọng lƣợng w - kN/m/m



Để kiểm tra vị trí của công trình ảnh hƣởng thế

nào đến những phản ứng công trình, khoảng cách

từ công trình đến tƣờng chắn (X) đƣợc cho thay

đổi theo các giá trị 5, 10, 15, 20, 25, 30, 35 và 40

m. Với những khoảng cách đƣợc cân nhắc này, thì

vị trí của công trình có thể thay đổi đầy đủ trên

toàn bộ phạm vi của vùng ảnh hƣởng chính yếu

của lún đất đƣợc gây ra bởi hố đào sâu.

4. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN

Hình 6 và Hình 7 thể hiện những lún bề mặt đất

thẳng đứng và nằm ngang cho những kiểu khác

nhau của móng công trình và những giá trị khác

nhau của vị trí công trình (X). Nó đƣợc nhìn thấy

rõ ràng rằng, những lún bề mặt đất bên ngoài phạm

vi công trình là rất gần với lún bề mặt đất của

trƣờng hợp không có công trình, hay sự hiện diện

của công trình có ảnh hƣởng không quan trọng đến

lún bề mặt đất bên ngoài phạm vi công trình.

Những lún công trình thẳng đứng lớn hơn một chút

so với lún bề mặt đất khi không có công trình tại

những vị trí tƣơng ứng. Sự sai khác này đƣợc cho

là do trọng lƣợng bản thân của công trình gây ra.

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120

Không công trình-Thẳng đứng Móng băng-thẳng đứng Móng bè-Thẳng đứng

Không công trình-Nằm ngang Móng băng-Nằm ngang Móng bè-Nằm ngang

Lú

n b

ề m

ặt đ

ất th

ẳng đ

ứn

g/ n

ằm

n

gan

g (

mm

)


Hình 6. Những lún đất thẳng đứng và nằm ngang

cho những kiểu móng khác nhau khi X = 5 m

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120

Không công trình-Thẳng đứng Móng băng-Thẳng đứng Móng bè-Thẳng đứng

Không công trình-Nằm ngang Móng băng-Nằm ngang Móng bè-Nằm ngang


Lú

n b

ề m

ặt đ

ất th

ẳng đ

ứn

g/ n

ằm

ngang

(mm

)

Hình 7. Những lún đất thẳng đứng và nằm ngang

cho những kiểu móng khác nhau khi X = 40 m

Dựa trên những kết quả trên, những thông số

biến dạng công trình gồm biến dạng ngang và méo

mó góc, cái mà ảnh hƣởng đến mức độ phá hoại

công trình, có thể đƣợc xác định nhƣ dƣới đây.

L

L AB

A B C D E

A'

B'

C' D'

E'

AB

B

AB

Hình 8. Những thông số biến dạng công trình

Trong đó:

= lún thẳng đứng của công trình tại điểm i;

= lún nằm ngang của công trình tại điểm i;

= biến dạng ngang của

công trình giữa hai điểm i và j;

= góc quay tổng thể của cả

khối công trình;

= méo mó góc của công

trình giữa hai điểm i và j.

Theo phƣơng pháp đƣợc đề xuất bởi

Boscardin và Cording (1989), mức độ phá hoại

công trình phụ thuộc vào hai thông số biến dạng

công trình là biến dạng ngang và méo mó góc.

Hình 9 dƣới đây thể hiện sự so sánh những

thông số biến dạng công trình cho những kiểu

khác nhau của công trình, đó là trƣờng hợp

không có công trình, công trình trên móng băng

và công trình trên móng bè.

Nó đƣợc nhìn thấy rõ ràng từ Hình 9 rằng,

những thông số biến dạng công trình cho trƣờng

hợp không có công trình và công trình trên

móng băng là khá gần nhau, và chúng lớn hơn

những giá trị đó tƣơng ứng cho trƣờng hợp

móng bè. Vì vậy, những thông số biến dạng

công trình cho những công trình trên móng băng

có thể đƣợc lấy xấp xỉ bằng những giá trị tƣơng


ứng với trƣờng hợp không có công trình. Những

kết quả này là đồng nhất với những báo cáo

trƣớc đó của Hsieh và Ou (1998), Ou (2006), và

Dao (2015). Lý do chính có thể liên quan đến

thực tế rằng, móng bè là một kết cấu liên tục,

ngƣợc lại những móng băng là những kết cấu

không liên tục. Nhƣ một kết quả, sự di chuyển

tƣơng đối giữa những phần tử trong móng bè bị

kiềm chế bởi độ cứng dọc trục và độ cứng

chống uốn của nó.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

2,5

5 10 15 20 25 30 35 40

Biế

n d

ạn

g n

gan

g,

hA

B(x

10

-3)

Khoảng cách , X (m)

Không

công trình

Móng

băng

Móng

bè

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

5 10 15 20 25 30 35 40

Méo

mó

gó

c,

AB

(x1

0-3

)

Khoảng cách, X (m)

Không

công trình

Móng

băng

Móng

bè

Hình 9. Những mối quan hệ giữa những thông số biến dạng công trình và khoảng cách từ công

trình tới tường chắn cho những kiểu khác nhau của móng công trình

Nó cũng đƣợc nhìn thấy rằng, những thông

số biến dạng công trình giảm dần với sự tăng

của khoảng cách từ công trình đến tƣờng chắn

(X), và vị trí bất lợi nhất của công trình là tƣơng

ứng với giá trị X = 5 m. Tại vị trí bất lợi nhất

của công trình, đó là X = 5 m, mức độ phá hoại

công trình dựa trên phƣơng pháp của Boscardin

và Cording (1989) đƣợc thể hiện trong những

bảng và hình vẽ dƣới đây.

1 2 3 4 5 6 70

1

2

3

0

h-3

-3

Dee

p M

ines

Shallow Mines,

Braced Cuts

& Tunnels

Self-Weight

Building Settlement

SEVERE TO VERY SEVEREDAMAGE

MODERATETO

SEVERE DAMAGE

SLIGHTDAMAGEV. SL.

NEGL.

10/3 20/3

0.75

0.5

1.5

1a2a

3a

4a

1b

2b

3b

4b1c2c 3c4c

Hình 10. Sự đánh giá mức độ phá hoại công

trình bằng phương pháp của Boscardin và

Cording (1989)

Nhƣ có thể đƣợc nhìn thấy từ hình trên, mức

độ phá hoại công trình là từ rất nhẹ đến trung bình

cho trƣờng hợp không có công trình và công trình

trên móng băng; nhƣng chúng là không đáng kể

đến phá hoại nhẹ cho trƣờng hợp công trình trên

móng bè. Những thông số biến dạng công trình

của trƣờng hợp móng bè là nhỏ hơn rất nhiều

những giá trị đó tƣơng ứng cho trƣờng hợp không

có công trình và công trình trên móng băng.

Để kiểm tra xem độ cứng của móng bè ảnh

hƣởng nhƣ thế nào đến những thông số biến dạng

công trình, những phân tích số đƣợc thực hiện với

những giá trị khác nhau của chiều dày móng bè

tƣơng ứng với trƣờng hợp công trình ở vị trí bất

lợi nhất (X = 5 m). Những kết quả phân tích tìm

thấy đƣợc thể hiện trong Hình 11 dƣới đây.

0,0

0,5

1,0

1,5

2,0

5 9 13 17

Méo

mó

gó

c,

(x1

0-3

)

Vị trí của nhịp (m)

Không

công trình

t=0.5m

t=1.0m

t=2.0m

Hình 11. Ảnh hưởng của chiều dày móng bè

đến méo mó góc công trình


Từ kết quả trong Hình 11, ta thấy, những thông

số biến dạng công trình giảm tỷ lệ thuận với chiều

dày của móng bè. Lý do có thể bởi vì móng bè

đƣợc mô phỏng bằng mô hình đàn hồi tuyến tính.

5. KẾT LUẬN

(1) Mô hình HSS là mô hình thích hợp nhất

cho việc phỏng đoán lún đất đƣợc gây ra bởi

những hố đào sâu ở Hà Nội.

(2) Lún bề mặt đất bên ngoài phạm vi của công

trình là rất gần với những giá trị đó tƣơng ứng với

trƣờng hợp không có công trình, hay sự hiện diện

của công trình có ảnh hƣởng không đáng kể đến

lún bề mặt đất bên ngoài phạm vi công trình.

(3) Những thông số biến dạng công trình cho

trƣờng hợp không có công trình và công trình

trên móng băng là tƣơng đối gần với nhau, và

chúng là lớn hơn những giá trị đó tƣơng ứng với

trƣờng hợp công trình trên móng bè.

(4) Những thông số biến dạng công trình

giảm dần với sự tăng của khoảng cách công

trình tới tƣờng chắn (X), và vị trí bất lợi nhất

của công trình đƣợc tìm thấy là X = 5 m.

(5) Mức độ phá hoại công trình là từ rất nhẹ

đến trung bình cho trƣờng hợp không có công

trình và công trình trên móng băng, nhƣng

chúng là từ không đáng kể đến phá hoại nhẹ cho

trƣờng hợp công trình trên móng bè.

(6) Những thông số biến dạng công trình là

tỷ lệ ngƣợc với chiều dày của móng bè.


1. ACI 318M-11 (2011), Building Code

Requirements for Structure Concrete and

Commentary, American Concrete Institute.

2. Benz, T. (2007), Small Strain Stiffness of

Soils and Its Numerical Consequences, Ph. D

dissertation, Universität Stuttgart, Germany.

3. Boscardin, M. D. and Cording, E. J. (1989),

Building Response to Excavation Induced

Settlement, Journal of Geotechnical Engineering,

ASCE, Vol. 115, No. 1, pp. 1-15.

4. Bowles, J. E. (1996), Foundation Analysis

and Design, 5th Edition, McGraw-Hill Book

Company, New York, USA.

5. Clough, G. W. and O’Rourke, T. D. (1990),

Construction-Induced Movements of in Situ Walls,

Design and Performance of Earth Retaining Structures,

ASCE Special Publication, No. 25, pp. 439-470.

6. Dao, S. D. (2015). Application of numerical

analyses for deep excavations in soft ground, PhD

dissertation, National Kaohsiung University of

Applied Sciences, Taiwan.

7. Hsieh, P. G. and Ou, C. Y. (1998), Shape of

Ground Surface Settlement Profiles Caused by

Excavation, Canadian Geotechnical Journal, Vol.

35, pp. 1004-1017.

8. Khoiri, M., and Ou, C. Y. (2013), Evaluation

of Deformation Perammeter for Deep Excavations

in Sand through Case Studies, Computers and

Geotechnics, Vol. 47, pp. 57-67.

9. Ou, C. Y. (2006), Deep Excavation: Theory and

Practice, Taylor & Francis, Netherlands.

10. Ou, C. Y., Hsieh, P. G., and Chiou, D. C.

(1993), Characteristics of Ground Surface

Settlement during Excavation, Canadian

Geotechnical Journal, Vol. 30, pp. 758-767.

11. Ou, C.Y. and Hsieh, P. G. (2011), A Simplified

Method for Predicting Ground Settlement Profiles

Induced by Excavation in Soft Clay, Computers and

Geotechnics, Vol. 38, pp. 987-997.

12. PLAXIS 2D (2009), Reference Manual,

Plaxis BV, Amsterdam, the Netherlands.

13. Son, M. and Cording, E. J. (2011),

Responses of Buildings with Different Structural

Types to Excavation-Induced Ground Settlements,

Journal of Geotechnical and GeoEnvironmental

Engineering, ASCE, Vol. 137, No. 4, pp. 323-333.

14. SYSTRA (2011), Report on Geotechnical

Investigation, Technical Design Report, Line 3 of

Ha Noi MRT System (Nhon-Ha Noi Railway

Station), Ha Noi, Vietnam.

Người phản biện: PGS,TS HOÀNG VIỆT HÙNG


NGHIÊN CỨU XÂY DỰNG MỐI QUAN HỆ GIỮA CÁC THÔNG SỐ CỦA BÀI TOÁN CỐ KẾT CHÂN KHÔNG

PHẠM QUANG ĐÔNG*

Study on developing relationship between parameters of vacuum

consolidation

Abstract: The paper presents results of developing the correlation

between the consolidation time and some other parameters (plastic

index, consolidation degree,..) in the process of vacuum consolidation.

The study is carried out for the soils of 4 regions (Đình Vũ, Hải

Phòng-Duyên Hải, Trà vinh, Thái Bình, Nhơn Trạch, Đồng Nai) and

the modul Seep and Sigma of software Geostudio is used calculating

enter-data for developing the correlations. This is first step in the

automatization of designing the vacuum consolidation method for soft

soil improvement.

1. GIỚI THIỆU MÔ HÌNH SỐ

TÍNH TOÁN *

Để giải các bài toán cố kết, ngoài phƣơng

pháp tính toán bằng lý thuyết truyền thống thì

việc ứng dụng các phần mềm địa kỹ thuật để

tính toán cho từng bài toán cố kết đƣợc các hãng

phần mềm quan tâm phát triển. Tuy nhiên, đến

nay chƣa có phần mềm chuyên dụng nào ứng

dụng cho bài toán cố kết chân không. Vì vậy

việc lựa chọn đƣợc mô hình số phù hợp có ý

nghĩa khoa học.

Một số phần mềm địa kỹ thuật hiện nay có

thể cho phép mô phỏng trực tiếp hoặc quy đổi

áp lực chân không, nhƣng để đảm bảo độ tin

cậy của mô hình số đƣợc lựa chọn tính toán

cần có kiểm chứng cho sự phù hợp của nó.

* Trường Cao đẳng Công nghệ, Kinh tế và Thủy lợi

miền Trung

14 Nguyễn Tất Thành, thành phố Hội An, tỉnh

Quảng Nam

ĐT: 0905381521


Trong bài này, tác giả sử dụng chức năng tích

hợp của 2 mô đun Seep và Sigma của phần

mềm Geostudio để tính toán ứng dụng trong

xây dựng mối quan hệ giữa các thông số của

quá trình cố kết chân không cho các loại đất

yếu nghiên cứu. Sự phù hợp của mô hình số

này đã đƣợc kiểm chứng với kết quả thực

nghiệm của các mô hình vật lý và kết quả xử

lý hiện trƣờng, kết quả nghiên cứu này đã

đƣợc tác giả công bố trên kỷ yếu hội thảo

quốc gia “Hạ tầng giao thông với phát triển

bền vững” [1,2,3,12].

2. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN CÁC LOẠI

ĐẤT YẾU

2.1. Giới thiệu đất yếu tính toán

Trong nội dung bài này giới thiệu 4 loại đất

yếu tính toán thuộc loại bùn sét, sét pha của khu

vực Đình Vũ – Hải phòng; Nhiệt điện Thái

Bình; Duyên Hải – Trà Vinh; Nhơn Trạch –

Đồng Nai, chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất tính

toán thể hiện ở bảng 2.1; 2.2; 2.3; 2.4

[2,4,5,6,7,8,9,10,11].


Bảng 2.1. Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất tính toán của loại đất yếu Đình Vũ - Hải Phòng

Các chỉ tiêu đất nền Ký hiệu Đơn vị Giá trị của lớp đất

1 2 3

Trọng lƣợng thể tích tự

nhiên γ

kN/m3

16 17,90 19,60

Cƣờng độ lực dính C kPa 0 11,10 24,10

Góc ma sát trong độ 30 10,11 15,50

Hệ số thấm k m/s 5,4.10-5

2,9.10-8

3,8.10-8

Hệ số nở hông - 0,175 0,31 0,260

Mô đun biến dạng E kPa 13750 5978 11070

Chỉ số dẻo PI % - 24,64 18,10

Bảng 2.2. Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất tính toán của loại đất yếu Duyên Hải - Trà Vinh


1 2 3 4

Trọng lƣợng thể tích tự

nhiên γ

kN/m3

16,0 16,4 19,8 19,3

Cƣờng độ lực dính C kPa 0 6,3 - 56,6

Góc ma sát trong độ 30 1,6 37 24


2,90.10-8

1,43.10-6

5,62.10-9

Hệ số nở hông - 0,175 0,27 0,28 0,29

Mô đun biến dạng E kPa 13750 3380 15185 13670

Chỉ số dẻo PI % - 18,4 - 18,7

Bảng 2.3. Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất tính toán của loại đất yếu Nhơn Trạch - Đồng Nai


1 2 3

Trọng lƣợng thể tích tự nhiên γ

kN/m3

16,0 14,17 19,0




2,94.10-8

0,31.10-9

Hệ số nở hông - 0,175 0,27 0,30


Chỉ số dẻo PI % - 33,8 20,9


Bảng 2.4. Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất tính toán của loại đất yếu Nhiệt điện Thái Bình


1 2 3

Trọng lƣợng thể

tích tự nhiên γ

kN/m3

16,00 17,80 18,70




5,20.10-8

4,30.10-8

Hệ số nở hông - 0,175 0,28 0,26


Chỉ số dẻo PI % - 27,63 18,60

2.2. Điều kiện biên tính toán

Để xây dựng đƣợc mối quan hệ giữa các

thông số của quá trình cố kết, khi tính toán cho

các loại đất yếu nêu trên, tác giả tính toán cho

cùng điều kiện biên giống nhƣ các công trình

thực tế đã thực hiện gồm: Loại bấc thấm thông

dụng có kích thƣớc (4x100) mm; khoảng cách

bấc thấm hiệu quả 1,0 m; Tải trọng gia tải gồm

hai giai đoạn, giai đoạn 1 gồm lớp cát gia tải

trƣớc 0,5 m có trọng lƣợng thể tích 16 kN/m3 và

áp lực gia tải chân không trung bình 55 kPa

trong vòng 10 ngày; giai đoạn 2 sau 10 ngày trở

đi, lớp cát gia tải trƣớc tăng thêm 1,0 m và áp

lực gia tải chân không trung bình là 89 kPa,

chiều dày đất yếu xử lý (10-30) m.

2.3. Kết quả tính toán

Độ cố kết tính toán của các loại đất yếu ứng với các

chiều dày nền đất yếu xử lý thể hiện ở bảng 2.1 [2].

Bảng 2.1. Độ cố kết tính toán của các loại đất yếu

Loại đất yếu Chỉ số dẻo

PI (%)

Chiều dày nền đất

yếu xử lý (m)

Thời gian để đạt % độ cố kết (ngày)

80% 85% 90% 95%

Duyên Hải

Trà Vinh 18,40

10 13,78 19,11 26,76 37,07

15 18,40 25,86 35,52 47,29

20 20,13 30,12 44,25 60,89

25 23,33 36,20 52,78 77,72

30 25,55 39,01 59,62 90,70

Đình Vũ

Hải Phòng 24,64

10 18,61 25,99 35,46 46,82

15 23,69 32,71 44,38 58,46

20 27,25 40,65 58,29 81,45

25 28,14 43,75 65,59 93,73

30 31,82 50,10 75,28 109,17

Nhiệt điện

Thái Bình 27,63

10 22,30 30,75 41,42 53,64

15 29,38 38,93 51,02 65,17

20 32,56 47,61 66,49 90,46

25 36,98 54,50 76,10 102,66

30 40,33 62,47 91,07 126,70


Loại đất yếu Chỉ số dẻo

PI (%)

Chiều dày nền đất

yếu xử lý (m)

Thời gian để đạt % độ cố kết (ngày)

80% 85% 90% 95%

Nhơn Trạch

Đồng Nai 33,80

10 28,33 39,00 51,01 62,69

15 36,06 47,35 60,77 77,99

20 40,16 55,43 78,11 106,27

25 46,18 65,25 90,39 128,32

30 48,72 72,10 103,85 151,06

Quan hệ giữa độ cố kết và thời gian cố kết ứng

với các chiều dày nền đất yếu xử lý của các loại

đất yếu thể hiện ở hình 2.1, 2.2; 2.3, 2.4 và 2.5 [2].

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

160

§Êt yÕu §×nh Vò - H¶i Phßng

§Êt yÕu nhiÖt ®iÖn Th¸i B×nh

§Êt yÕu Duyªn H¶i - Trµ Vinh

§Êt yÕu Nh¬n Tr¹ch - §ång Nai

Thêi gian (ngµy)

§é

cè

kÕt

(%

)

Hình 2.1. Quan hệ giữa độ cố kết và thời gian

khi chiều dày nền đất yếu xử lý 10 m

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

140

160





Thêi gian (ngµy)

§é

cè

kÕt

(%

)



0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

140





Thêi gian (ngµy)

§é

cè

kÕt

(%)



0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

140





Thêi gian (ngµy)

§é

cè

kÕt

(%

)



0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

140





Thêi gian (ngµy)

§é

cè

kÕt

(%

)



3. XÂY DỰNG MỐI QUAN HỆ GIỮA

CÁC THÔNG SỐ CỦA BÀI TOÁN CỐ KẾT

CHÂN KHÔNG

Để thuận lợi trong việc đƣa ra đƣợc dự đoán

về quá trình biến đổi các thông số của quá trình

cố kết khi xử lý nền bằng phƣơng pháp cố kết

chân không, thông qua các kết quả tính toán cho

các loại đất yếu nêu trên, tác giả tiến hành xây

dựng mối quan hệ giữa thời gian cố kết (t), với

chỉ số dẻo (PI), độ cố kết (U) và chiều dày nền

đất yếu xử lý (H) cho 2 trƣờng hợp [2]:

Trƣờng hợp 1: Xây dựng mối quan hệ trên

khi chiều dày nền đất yếu xử lý đã đƣợc xác

định: H = (10-30) m


Có thể coi thời gian cố kết (t) là hàm của chỉ

số dẻo (PI), độ cố kết (U%) với chiều dày nền

đất yếu xử lý (H) là hằng số.

Trƣờng hợp 2: Xây dựng mối quan hệ trên

khi độ cố kết xác định.

Có thể coi thời gian cố kết (t) là hàm của chỉ

số dẻo (PI), chiều dày nền đất yếu xử lý (H) với

độ cố kết (U%) là hằng số.

Kết quả xây dựng mối quan hệ giữa các

thông số của quá trình cố kết ứng các chiều dày

nền đất yếu xử lý H = (10-30) m đƣợc thể hiện ở

hình 2.6, 2.7, 2.8, 2.9 và 2.10 [2].

Hình 2.6. Quan hệ giữa thời gian cố kết với

chỉ số dẻo và độ cố kết khi chiều dày nền đất

yếu xử lý là 10 m












yếu xử lý là 30

Kết quả xây dựng mối quan hệ giữa các

thông số của quá trình cố kết ứng các độ cố kết

U = 80%, 85%, 90%, 95% đƣợc thể hiện ở hình

2.11, 2.12, 2.13, và 2.14 [2].



chỉ số dẻo và chiều dày nền đất yếu khi độ cố

kết là 80%



kết là 85%



kết là 90%


chỉ số dẻo và chiều dày nền đất yếu khi độ

cố kết là 95%

Kết quả từ hình 2.6 đến 2.14 cho mối quan

hệ giữa thời gian cố kết với chỉ số dẻo, chiều

dày nền đất yếu và độ cố kết của các loại đất

yếu khi xử lý nền bằng phƣơng pháp cố kết

chân không. Mối quan hệ này đƣợc biểu diễn

thông qua các phƣơng trình t80 đến t95 và t10 đến

t30 ứng với chiều dày nền đất yếu xử lý từ 10 m

đến 30 m và độ cố kết từ 80% đến 95%.

Ghi chú:

- t80, t85, t90, t95 là thời gian (t) để đạt đƣợc độ

cố kết tƣơng ứng 80%, 85%, 90%, 95%.

- t10, t15, t20, t25, t30 là thời gian cố kết (t) khi

chiều dày nền đất yếu xử lý 10 m, 15 m, 20 m,

25 m, 30m.

KẾT LUẬN

Từ kết các quả tính toán, xây dựng mối quan

hệ giữa các thông số của quá trình cố kết cho

các loại đất yếu Duyên Hải - Trà Vinh, Đình

Vũ - Hải Phòng, Nhiệt điện Thái Bình, Nhơn

Trạch - Đồng Nai từ mô hình số phù hợp đã

đƣợc kiểm nghiệm, tác giả đƣa ra đƣợc các kết

luận sau:

- Xây dựng đƣợc các phƣơng trình t80, t85, t90,

t95 và t10, t15, t20, t25, t30 về mối quan hệ giữa thời

gian cố kết với chỉ số dẻo, độ cố kết và chiều

dày nền đất yếu xử lý của các loại đất yếu khi

độ cố kết và chiều dày nền đất yếu xử lý đƣợc

xác định.

- Dựa vào các phƣơng trình t80, t85, t90, t95

và t10, t15, t20, t25, t30, đƣa ra đƣợc các dự đoán


về thời gian cố kết, độ cố kết cho loại đất sét

yếu có chỉ số dẻo từ 18,4% đến 33,8% khi xử

lý nền bằng phƣơng pháp cố kết chân không,

với các chiều dày nền đất yếu xử lý khác nhau

từ 10 m đến 30 m, ứng với loại bấc thấm,

khoảng cách bấc thấm và cấp tải trọng gia tải

xác định trƣớc.

KIẾN NGHỊ

Kết quả bài báo tác giả chỉ xây dựng mối

quan hệ giữa các thông số nêu trên ứng các

chiều dày nền đất yếu xử lý H = (10-30) m với

độ cố kết U = (80-95)% với khoảng cách bấc

thấm hiệu quả là 1,0 m và loại bấc thấm thông

dụng có kích thƣớc (4x100) mm và cấp tải

trọng xác định đã đƣợc ứng dụng rộng rãi khi

xử lý cho các hiện trƣờng nghiên cứu, cần xây

dựng mối quan hệ này cho các cấp gia tải khác

nhau để có thể đƣa ra đƣợc các dự đoán về

quá trình cố kết cho các trƣờng hợp gia tải

khác nhau.

Cần tổng quát mối quan hệ trên thành

phƣơng trình chung để thuận lợi hơn cho quá

trình đƣa ra các dự đoán ban đầu về quá trình

cố kết khi xử lý nền bằng phƣơng pháp cố kết

chân không.


1. Phạm Quang Đông, Bùi Văn Trƣờng,

Trịnh Minh Thụ (2013), "Nghiên cứu quá trình

biến đổi ALNLR và biến dạng của nền đất yếu

khi cố kết chân không bằng MHVL", Tạp chí

Địa kỹ thuật, (2), 12-21.

2. Phạm Quang Đông (2015), Nghiên cứu

phương pháp cố kết chân không xử lý nền đất

yếu để xây dựng công trình, Luận án tiến sĩ kỹ

thuật, ĐHTL, Hà Nội.

3. Bùi Văn Trƣờng, Phạm Quang Đông và

nnk (2013), ”Nghiên cứu thực nghiệm trong

phòng phƣơng pháp cố kết bằng bấc thấm trong

xử lý nền đất yếu”, đề tài NCKH đặc thù năm

2012, ĐHTL, Hà Nội.

4. Fecon - Shanghai Harbour (2009),

Technical design for soil improvement of Dinh

Vu Polyester Plant Project.


Technical design for soil improvement of Nhon

Trach 2 Combined Cycle Power Project.

6. Fecon - Shanghai Harbour (2010), Monitoring

data of Dinh Vu Polyester Plant Project.


Monitoring data of Nhon Trach 2 Combined

Cycle Power Project.

8. Fecon (2012), Report on additional

geotechnical investigation of Thai Binh 1

thermal power plant.


Unloading report of zone A-3 of Duyen Hai 3

Thermal Power Plant Project.

10. Power Engineering Coonsulting Joint

Stock Company 3 (2013), Design report of soil

improvement of Duyen Hai 3 Thermal Power

Plant Project.

11. Power Engineering Coonsulting Joint

Stock Company 3 (2013), Geotechnical

engineering investigation report of Duyen Hai 3

Thermal Power Plant Project.

12. Phạm Quang Đông (2016), “Ứng dụng

mô đun Seep và Sigma của phần mềm

Geostudio để giải quyết bài toán cố kết chân

không”, Kỷ yếu hội thảo quốc gia Hạ tầng giao

thông với phát triển bền vững, 523-533.

Người phản biện: PGS,TS ĐOÀN THẾ TƢỜNG


XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƯNG ĐẤT SÉT YẾU VIỆT NAM THEO

THÍ NGHIỆM CỐ KẾT TỐC ĐỘ BIẾN DẠNG KHÔNG ĐỔI

SỬ DỤNG TRONG PHÂN TÍCH BÀI CỐ KẾT THẤM

NGUYỄN CÔNG OANH *

TRẦN THỊ THANH **

VĂN TRÂM, ĐÀO THI***

Characterization of Vietnam soft clay for consolidation analysis

with application of constant rate of strain consolidation tests

Abstract: Constant rate of strain (CRS) consolidation testing has

specific advantages over the standard incremental loading (IL)

consolidation testing. So many researchers have not recognized the

application of CRS into the routine design of consolidation problems.

Therefore, there has been little effort and application of CRS in the

consolidation analysis into the soft ground improvement especially in

Vietnam. The paper is focused on characterization of Vietnam soft clay

deposit with application of the results of constant rate of strain

consolidation tests in order to achieve the input parameters for

consolidation analyses. Total 4 PVD and surcharge construction sites

with the undisturbed samples taken by stationary hydraulic piston

sampler are investigated in this study. The characterized input data are

later used in consolidation analyses by finite difference method (FDM)

in order to determine the behavior of Vietnam soft clay deposit in

comparison with the monitored data.

Keywords: CRS, FDM, PVDs, POP, soft clay, surcharge, vacuum

preloading

1. GIỚI THIỆU *

Trong giai đoạn phát triển các công trình xây

dựng hạ tầng, dầu khí ở Việt Nam, nhiều

phƣơng pháp xử lý nền đƣợc ứng dụng thƣờng

* SIWRR, HCM City, Vietnam,

Email: [email protected] ** SIWRR, HCM City, Vietnam,

Email: [email protected] ***

Transportation College N0.03, HCM City, Vietnam,


xuyên để cải tạo nền đất nhằm đạt sức chịu tải

nhất định đƣợc đề ra để có thể mang tải trọng

công trình. Trong số các phƣơng pháp xử lý nền

hiện nay, thì phƣơng pháp có sử dụng đƣờng

thoát nƣớc thằng đứng/bấc thấm kết hợp với gia

tải có hoặc không có bơm hút chân không là

một trong những lựa chọn thích hợp trong điều

kiện Việt Nam. Đất sét yếu Việt Nam trải dài từ

Đồng Bằng sông Hồng đến Đồng Bằng sông

Cửu Long ở miền Nam Việt Nam bao gồm lớp




trầm tích Hollocene phía trên và bên dƣới là lớp

trầm tích Pleitocene, có độ ẩm tự nhiên cao và

rất gần với giá trị giới hạn chảy (LL), hệ số

ro74ng cao và sức kháng cắt không thoát nƣớc

bé. Do đó đây là một trong những khó khăn nhất

định đối với kỹ sƣ địa kỹ thuật trong việc thiết

kế và xây dựng những công trình trong điều

kiện nền đất yếu của Việt Nam. Vì vậy nền đất

yếu cần phải đƣợc xử lý và cải thiện trƣớc khi

mang tải trọng công trình.

Một trong những đặc trƣng quan trọng của

nền đất yếu là áp suất tiền cố kết, ’c (’y). Chỉ

tiêu này ảnh hƣởng mạnh đến việc ƣớc tính độ

lún trong giai đoạn xử lý nền đối với đất sét yếu,

và độ lún dƣ trong trong giai đoạn vận hành

công trình. Tuy nhiên hiện nay, tiêu chuẩn hiện

hành của nƣớc ta là TCVN4200:2012 (2012) lại

chỉ đề cập đến phƣơng pháp xác định đặc trƣng

nén lún của đất bằng thí nghiệm cố kết gia tải

từng cấp (IL). Hơn nữa thí nghiệm cố kết tốc độ

biến dạng không đổi (CRS) cũng không đƣợc đề

cập trong tiêu chuẩn hiện hành nói trên. Trƣớc

đó đã có nhiều nghiên cứu nhằm rút ngắn thời

gian thí nghiệm cố kết so với qui trình tiêu

chuẩn (IL) nhƣ đã đề cập trong Crawford

(1964), tiếp theo là các ấn bản của Byrne and

Aoki (1969), Smith and Wahls (1969) và sau đó

cơ sở lý thuyết cũng đƣợc đề xuất cho loại thí

nghiệm này trong Wissa et al. (1971). Qui trình

thí nghiệm cũng đƣợc đề cập cụ thể trong các

tiêu chuẩn nƣớc ngoài là ASTM D-4186 và JIS

A-1227.

Hơn nữa cũng đã có các nghiên cứu để tìm

mối liên hệ giữa tốc độ biến dạng lên giá trị áp

suất tiền cố kết ’c (’y) bằng nhiều sơ đồ thí

nghiệm khác nhau bao gồm cả sơ đồ tốc độ biến

dạng không đổi (CRS) trong các ấn bản của

Leroueil et al. (1983a) và Leroueil et al.

(1983b); Ngƣời ta đã kết luận rằng chỉ tồn tại

duy nhất một quan hệ ứng suất-biến dạng-tốc độ

biến dạng đối với đất sét yếu trong thí nghiệm

Oedometer bằng các sơ đồ khác nhau, Leroueil

et al. (1985). Kết quả thí nghiệm CRS cũng đã

đƣợc ứng dụng trong bài toán hố đào sâu cho

đất sét yếu ở Thị Vải để phân tích chuyển vị

ngang và lún bề mặt hố đào, kết quả phân tích

cho thấy rằng dữ liệu tính toán và dự liệu quan

trắc hiện trƣờng khá phù hợp nhau (Dao et al.

(2013)) và Nguyen et al. (2016). Chƣa có

nghiên cứu nào nhằm ứng dụng kết quả thí

nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi CRS

vào phân tích bài toán cố kết thấm cho công tác

xử lý nền đất yếu sử dụng bấc thấm kết hợp gia

tải có hoặc không có bơm hút chân không tại

Việt Nam cho đất sét trầm tích Hollocene của

Việt Nam.

Mặc dù thí nghiệm CRS có nhiều ƣu điểm

đáng kể so với thí nghiệm cố kết truyền thống

(IL), nhiều nhà nghiên cứu vẫn tin rằng quan hệ

e-log’v có đƣợc từ thí nghiệm CRS không thể

ứng dụng trực tiếp vào thiết kế và tính toán đối

với bài toán cố kết thấm cho nền đất yếu. Ngoài

ra áp suất tiền cố kết theo thí nghiệm truyền

thống (IL) còn đƣợc cho là gần với giá trị hiện

trƣờng hơn so với kết quả có đƣợc từ thí nghiệm

cố kết tốc độ biến dạng không đổi nhƣ các báo

cáo của Leroueil et al. (1983a), Leroueil et al.

(1983b) và Korhonen and Lojander (1997). Vì

vậy nghiên cứu này tập trung vào việc xác định

đặc trƣng thông số cố kết thấm cho đất sét yếu ở

Việt Nam bằng cách ứng dụng kết quả thí

nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi, từ đó

sử dụng các thông số đầu vào này để phân tích

bài toán cố kết thấm cho 4 công trình trải dài từ

Đồng Bằng sông Hồng đến Đồng Bằng sông

Mekong của nƣớc Việt Nam.

2. CÔNG TÁC LẤY MẪU VÀ THÍ

NGHIỆM CRS

Công tác lấy mẫu

Trong điều kiện Việt Nam công tác lấy mẫu

nguyên dạng cho đất sét yếu thƣờng đƣợc thực

hiện bằng ống mở thành mỏng hay còn gọi là

ống lấy mẫu Shelby. Bui (2003) đã công bố một

nghiên cứu cho rằng việc áp suất tiền cố kết bé

hơn áp suất địa tầng hữu hiệu vì thế tỉ số cố kết

trƣớc (OCR) cũng bé hơn 1, và không tuân theo


qui luật tăng theo chiều sâu chính là do mẫu bị

xáo động khi xem xét biến dạng khi mẫu đƣợc

nén lại về giá trị áp suất địa tầng. Sự xáo động

mẫu cũng có thể có nguyên do từ kỹ thuật lấy

mẫu và các quá trình khác nữa. Takemura et al.

(2007) so sánh các mẫu đất lấy bằng ống mẫu

Piston và Shelby bằng cách so sánh các đặc

trƣng của đất sét yếu Đồng Bằng sông

Mekong. Nghiên cứu này chỉ ra rằng các đặc

trƣng cơ học của đất yếu khu vực Đồng Bằng

sông Mekong không đƣợc xác định một cách

đúng đắn do mẫu đã bị xáo động. Vì vậy tất cả

các mẫu đất ở Cái Mép, Hiệp Phƣớc, Hải

Phòng và Cà Mau, đƣợc lấy ở các công trình

nghiên cứu trong bài báo này đƣợc thực hiện

bằng ống lấy mẫu Piston nhằm có đƣợc mẫu

chất lƣợng cao cho thí nghiệm cố kết tốc độ

biến dạng không đổi (CRS).

Thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không

đổi CRS

Mẫu đất nguyên dạng từ 4 khu vực nghiên

cứu đƣợc thí nghiệm bằng hộp nén không nở

hông Oedometer theo sơ đồ tốc độ biến dạng

không đổi CRS và thí nghiệm cố kết thấm tiêu

chuẩn IL. Tốc độ biến dạng cho thí nghiệm

CRS đƣợc lựa chọn là 0.02%/phút tuân theo

tiêu chuẩn ASTM D-4186 và/hoặc JIS A-1227.

Tốc độ biến dạng trong thí nghiệm đƣợc chọn

khá gần với tốc độ biến dạng hiện trƣờng đo

đƣợc, và cho kết quả phân tích tƣơng thích với

dữ liệu quan trắc hiện trƣờng nhƣ thể hiện

trong bác bài báo do cùng tác giả công bố

(Nguyen and Tran (2015), Nguyen and Tran

2016, Nguyen et al. 2016)

3. XÁC ĐỊNH ĐẶC TRƢNG CỐ KẾT

THẤM CHO ĐẤT SÉT YẾU VIỆT NAM

' c

(CR

S) (k

Pa)

'c(IL) (kPa)

y=1.16x

R=0.96

y=1.05x

y=1.25x

Cai MepHiep PhuocHai PhongCa Mau

Hoang Sa (Vietnam)

Truon

g Sa

(Vietn

am)

Ca Mau

Hai Phong

Cai Mep

Hiep Phuoc

0 50 100 150 200 250 300 3500

50

100

150

200

250

300

350

Hình 1. Bản đồ vị trí các khu vực nghiên cứu và mối quan hệ giữa áp suất tiền cố kết từ CRS và IL

Đối với bài toán cố kết thấm, áp suất tiền cố

kết là một trong những thông số đầu vào quan

trọng bên cạnh chỉ số nén, hệ số cố kết thấm, và

áp suất địa tầng hữu hiệu. Xác định thông số áp

suất tiền cố kết thƣờng đƣợc thực hiện theo

phƣơng pháp của Casagrande (1936) dựa trên

kết quả thí nghiệm cố kết truyền thống IL; vì

thế, giá trị áp suất tiền cố kết thƣờng không

đƣợc xác định một cách chính xác do các điểm

dữ liệu thí nghiệm rời rạc…. dẫn đến sai khác

khi tính toán độ lún của nền đất yếu, là kết quả

quan trọng trong việc quyết định cao độ hoàn


thiện của công trình và công tác duy tu vận

hành công trình trong tƣơng lai đặc biệt là đối

với công trình đƣờng giao thông và bãi chứa

hàng hóa đƣợc xây dựng trên nền đất yếu ở

Việt Nam.

Hình 1 thể hiện vị trí 4 công trình trong bài

nghiên cứu này. Một công trình ở khu vực Hải

Phòng có lớp đất sét yếu dày vào khoảng 8 m

đến 9 m thuộc Đồng Bằng sông Hồng, các công

trình còn lại ở khu vực Đồng Bằng sông

Mekong lần lƣợt là Cái Mép có chiều dày lớp

đất yếu là 35 m thuộc Bà Rịa, Vũng Tàu; Hiệp

Phƣớc có chiều dày lớp đất yếu 38 m thuộc TP.

HCM; và Cà Mau có chiều dày lớp đất yếu là 17

m. Các công trình này bao gồm điều kiện đất

yếu rộng khắp Việt Nam từ Đồng Bằng sông

Hồng đến Đồng Bằng sông Mekong, và vì thế

có thể đại diện cho đất yếu của Việt Nam và có

ảnh hƣởng nhất định đến phƣơng án xử lý nền.

'c (kPa)

Dep

th (

m)

CRST ILT 'v0 CPTU 'v0+d'

CaiMep

'v0+30 'v0+45 'v0+30 'v0+20

0

5

10

15

20

25

30

35

40

0 140 280 420

'c (kPa)

HiepPhuoc

0 140 280 420

'c (kPa)

HaiPhong

0 140 280 420

'c (kPa)

CaMau

0 140 280 420

Hình 2. Áp suất tiền cố kết và áp suất địa tầng theo chiều theo các phương pháp thí nghiệm khác nhau

Hơn nữa, hình 1 thể hiện mối quan hệ giữa

áp suất tiền cố kết theo sơ đồ thí nghiệm cố kết

tốc độ biến dạng không đổi CRS và áp suất tiền

cố kết theo sơ đồ truyền thống IL đối với các

khu vực công trình đang nghiên cứu. Tỷ số giữa

kết quả từ CRS so với IL trung bình là 1.16. Áp

suất tiền cố kết theo thí nghiệm CRS luôn lớn

hơn các gia trị từ thí nghiệm truyền thống IL từ

5 % đến 25 %. Điều này giải thích tại sao độ lún

tính toán trong thực tế lại nhỏ hơn độ lún đo

đƣợc ở hiện trƣờng trong một số trƣờng hợp.

Hình 2 thể hiện áp suất tiền cố kết và áp suất

địa tầng theo chiều sâu dựa trên kết quả nhiều

loại thí nghiệm khác nhau nhƣ CRS, IL, xuyên

tĩnh có đo áp lực nƣớc lỗ rỗng (CPTu) cho 4

khu vực công trình. Áp suất tiền cố kết theo kết

quả thí nghiệm CPTu dao động từ 1/5 đến 1/3

sức kháng mũi côn hiệu chuẩn (qT-v0) lần lƣợt

từ Cà Mau đến Hiệp Phƣớc. Mối quan hệ này có

thể đƣợc viết lại bằng phƣơng trình sau đây:

)(3

1

5

1' 0vTc q

(1)

Đồ thị cũng thể hiện giá trị áp suất quá tải địa

tầng (POP) của trầm tích Hollocene Việt Nam

cho các khu vực nghiên cứu dao động từ 20 kPa


ở Cà Mau đến 30 kPa ở Hải Phòng trong khi đó

giá trị này dao động từ 30 kPa ở Cái Mép đến

45 kPa ở Hiệp Phƣớc đối với độ sâu đến 20 m

và 60 kPa đến 85 kPa đối với độ sâu từ 20 m

đến 38 m, và có thể đƣợc viết lại theo phƣơng

trình bên dƣới đây:

)20)(8560(''

)20)(4520(''

0

0

m

m

vc

vc

(2)

Điều này cho thấy rằng đất yếu trầm tích

Hollocene ở Việt Nam luôn ở trạng thái cố kết

trƣớc và hệ số cố kết trƣớc luôn lớn hơn 1. Đối

với khu vực Hải Phòng, đất sét yếu có chiều dày

chỉ vào tầm 8 m đến 9 m ở phía trên, và bên

dƣới là lớp đất sét cứng có áp suất tiền cố kết

lên đến 280 kPa ở độ sâu vào khoảng 11 m.

Hình 3 so sánh mối quan hệ của đƣờng cong

nén lún e-log’v theo kết quả từ thí nghiệm CRS

và IL đối với các khu vực công trình đƣợc

nghiên cứu ở Việt Nam từ Đồng Bằng sông

Hồng đến sông Mekong. Từ đó dễ dàng thấy

rằng áp suất tiền cố kết từ thí nghiệm CRS luôn

lớn hơn giá trị này từ thí nghiệm IL; tuy nhiên,

hệ số cố kết thấm đối với 2 loại thí nghiệm này

là gần nhƣ nhau không phụ thuộc vào sơ đồ thí

nghiệm. Hơn nữa, thí nghiệm cố kết tốc độ biến

dạng không đổi (CRS) lại có những ƣu điểm

nhất định so với sơ đồ thí nghiệm truyền thống

(IL) nhƣ là: 1) thời gián thí nghiệm ngắn hơn,

chỉ từ 1 đến 2 ngày kể quả quá trình chuẩn bị

mẫu trong khi thời gian ngày ít nhất là 7 ngày

đối với thí nghiệm truyền thống (IL); 2) dữ liệu

kết quả thí nghiệm liên tục và đƣợc lƣu tự động

do đó độ tin cậy cũng cao hơn hẳn thí nghiệm

truyền thống. Kết quả là việc xác định áp suất

tiền cố kết từ dữ liệu thí nghiệm liên tục nhƣ

CRS trở nên đơn giản hơn nhiều và chính xác

hơn so với khi xác định giá trị này từ dữ liệu rời

rạc theo từng cấp tải trọng ở thí nghiệm cố kết

gia tải từng cấp truyền thông (IL).

Rõ ràng là theo kết quả tiêu biểu trên Hình 3

chỉ số nén của đất yếu từ thí nghiệm CRS và IL

hầu nhƣ là không khác nhau đối với các khu vực

công trình đang nghiên cứu. Tại các công trình

này trầm tích Hollocene đƣợc cho là đất sét yếu

với hệ số rỗng lớn dao động từ 1.3 đến 2.6 tuy

từng vị trí công trình và độ sâu của mẫu. Đó là

nguyên nhân cho thấy áp suất tiền cố kết của đất

sét yếu là một trong những thông số quan quan

trọng cần đƣợc xác định một cách chính xác để

phục vụ bài toán phân tích cố kết thấm cho các

công trình thuộc Đồng Bằng sông Hồng và sông

Mekong.

Void

Ratio, e

'v (kPa)

CaiMep HiepPhuoc CaMauHaiPhong

GL. +3.50 GL. +4.49 GL. +2.85 GL. +2.80

CRST ILT

0.4

0.8

1.2

1.6

2.0

2.4

cv (

cm

2/d

)

101 102 103101

102

103

104

'v (kPa) 'v (kPa) 'v (kPa)

101 102 103 101 102 103 101 102 103

Hình 3. So sánh kết quả thí nghiệm CRS và IL


4. PHÂN TÍCH BÀI TOÁN CỐ KẾT

THẤM

Mô hình của bài toán

Tính nén lún của đất biến thiên theo cấp ứng

suất với quan hệ theo đƣờng cong e-log’v có

hình chữ S, vì thế bài toán phân tích cố kết có

thể chƣa sai số nếu nhƣ một chỉ số nén bằng

hằng số đƣợc sử dụng Vì vậy, các tác giả áp

dụng mô hình bài toán với 3 giá trị chỉ số nén

khác nhau ở các giai đoạn gia tải khác nhau. Giá

trị chỉ số nén/nở đầu tiên là Cr đƣợc sử dụng

trong giai đoạn nền đất đƣợc nén lại (hoặc giai

đoạn cố kết trƣớc); giá trị Cc1 đƣợc sử dụng khi

cấp tải vƣợt qua áp suất tiền cố kết ’c (’y) và

bé hơn giá trị áp suất ’p là giá trị áp suất mà tại

đó đặc tính nén lún của nền đất giảm đi; giá trị

Cc2 đƣợc sử dụng khi cấp tải trọng lớn hơn ứng

suất ’p nhƣ thể hiện ở hình 4.

Unit cell model of vertical drain

Layer-1

Layer-i

Layer-n

Impro

ved s

trata

, n layers

d e

Layer-i: h0i

Discretization

Radial: Nri

Vetical: Nvi

Vertical drain dia.

Equiv

alen

t dia.

r = N ridr

h0i = Nvidh

dw

Layer-2

cv(c

m2/d

)

'v(kPa)

cv(OC)

cv(NC)

~10cv(NC)

101

102

103

Vo

id r

atio

, e

v

0'

c'

p'

Cr or Cc(OC)

Cc1

Cc2

CRS data

0.4

0.8

1.2

1.6

2.0

2.4101 102 103

Hình 4. Mô hình cho bài toán cố kết thấm dựa trên kết quả thí nghiệm CRS

Void

Ratio, e

'v (kPa)

Cai Mep

0.4

0.8

1.2

1.6

2.0

2.4

2.8

cv (

cm

2/d

)

101 102 103101

102

103

104

'v (kPa)

Hai Phong

101 102 103101 102 103

'v (kPa)

Hiep Phuoc

'v (kPa)

Ca Mau

101 102 103

Hình 5. Kết quả thí nghiệm CRS ở các khu vực nghiên cứu


Phần mềm phân tích bài toán cố kết thấm

Phần mềm sai phân hữu hạn CONSOPRO để

giải bài toán đối xứng trục đƣợc nhóm tác giả

phát triển tại viện Khoa Học Thủy Lợi Miền

Nam (SIWRR) cho phân tích bài toán cố kết

thấm với bấc thấm kết hợp gia tai có hoặc

không có bơm hút chân không. Một trụ tƣơng

đƣơng xung quanh bấc thấm đƣợc xét đến trong

bài toán này nhƣ hình 4, ngay khi bấc thấm

đƣợc cắm vào nền thì bấc thấm trở thành biên

thoát nƣớc của trụ tƣơng đƣơng đang xét quan

bấc thấm trong bài toán cố kết thấm đồng thời.

Phần mềm CONSOPRO cho phép xét đến 20

lớp đất riêng biệt với các đặc trƣng độc lập và

đến 50 trƣờng hợp gia tải từng cấp khác nhau

trong thực tế thi công công trình. Kết quả xuất

ra từ phần mềm bao gồm: 1) Độ lún theo thời

gian của từng lớp đất đƣợc xét; 2) Độ lún tổng

theo thời gian của toàn nền đất đang xét; 3) Ứng

suất hữu hiệu theo thời gian cho từng lớp đất

đang xét; 4) Biến dạng theo thời gian của từng

lớp đất đang xét Nguyen (2015). Phƣơng pháp

tính toán này rất hữu ích cho việc thi công đắp

nền trên khu vực rộng lớn hoặc các dự án xử lý

nền đất yếu ở Việt Nam.

Các thông số đầu vào cho bài toán cố kết

thấm

Thông số đầu vào cho bài toán cố kết thấm

của các khu vực nghiên cứu đƣợc xác định dựa

trên kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng

không đổi CRS trên các mẫu chất lƣợng cao

đƣợc thu thập bằng ống lấy mẫu Piston nhƣ mô

tả ở phần trên. Một số thông số đầu vào cho bài

toán cố kết thấm bằng phƣơng pháp sai phân

hữu hạn đã đƣợc các tác giả báo cáo chi tiết

trong các bài báo của cùng nhóm tác giả trƣớc

đó nhƣ (Nguyen and Tran (2015), Nguyen and

Tran 2016, Nguyen et al. 2016). Hình 5 thể hiện

kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến dạng

không đổi của 4 khu vực nghiên cứu với tốc độ

biến dạng là 0,02%/phút. Rõ ràng là hệ số rỗng

ở ngay giá trị áp suất địa tầng luôn lớn hơn 1,2

đối với các mẫu thí nghiệm ở các khu vực

nghiên cứu. Đối với khu vực Hải Phòng, lớp đất

có hệ số rỗng bé hơn 1,0 đƣợc cho là lớp đất sét

cứng và không xét đến trong bài toán phân tích

cố kết thấm ở khu vực này.

Phân tích bài toán cố kết thấm

Một loạt bài toán phân tích cố kết thấm bằng

phƣơng pháp sai phân hữu hạn (FDM) đƣợc tác

giả thực hiện trên nền phần mềm CONSOPRO

cùng với việc sử dụng mô hình bài toán theo

hình 4 và kết quả thí nghiệm cố kết tốc độ biến

dạng không đổi CRS theo hình 5. Dữ liệu quan

trắc hiện trƣờng đại diện cho 4 khu vực nghiên

cứu bao gồm độ lún mặt tại bàn đo lún, áp lực

lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ từ các đầu đo

piezometer cũng đƣợc sử dụng để so sánh với

kết quả tính toán có đƣợc từ phần mềm

CONSOPRO nhƣ trên hình 6. Trong số 4 khu

vực nghiên cứu thì 3 khu vực có sử dụng bấc

thấm kết hợp gia tải trƣớc bằng cát đắp trong

khi đó thì khu vực nghiên cứu tại Cà Mau còn

có kết hợp cả bơm hút chân không nhằm rút

ngắn thời gian thi công; và giảm độ lún dƣ trong

giai đoạn vận hành công trình. Thời gian cho

công tác xử lý nền ở Cà Mau là 180 ngày trong

khi ở 3 khu vực còn lại hơn 1 năm. Bấc thấm

đƣợc ép tĩnh hoặc ép rung xuống hết chiều dày

lớp đất trầm tích yếu Hollocene cho tất cả các

khu vực nghiên cứu trừ trƣờng hợp ở Cà Mau

do có áp dụng biện pháp hút chân không nên

bấc thấm có cao độ mũi cao hơn đáy lớp đất yếu

1 m. Bấc thấm đƣợc bố trí theo lƣới ô vuông ở

Cái Mép, Cà Mau và theo lƣới tam giác ở Hiệp

Phƣớc và Hải Phòng. Bảng 1 tóm tắt các thông


số đầu vào cho bấc thấm (PVDs), hệ số cố kết

của đất trầm tích Hollocene ở các khu vực

nghiên cứu, các chỉ số nén, độ lún cố kết cuối

cùng SF, độ lún tính toán và quan trắc ở thời

điểm dỡ tải cho trƣớc St1 và St2 tƣơng ứng với

các khu vực công trình nghiên cứu cũng nhƣ

tóm tắt các giá trị hệ số rỗng, độ ẩm và giới

hạn chảy (LL) của nền đất yếu đối với 4 công

trình này. Sữ khác biệt giữa kết quả tính toán

và kết quả quan trắc dao động từ -5,54 % đến

2,19%, và dễ dàng nhận thấy rằng sự khác biệt

này là không lớn và có thể chấp nhận đƣợc

trong thực tế thiết kế và xây dựng đối với

công tác xử lý nền đất yếu ở Việt Nam. Hình 6

thể hiện kết quả tính toán độ lún mặt theo thời

gian bằng phần mềm CONSOPRO rất phù hợp

với kết quả quan trắc hiện trƣờng. Kết quả độ

lún cố kết tính toán cuối cùng theo thời gian

có giá trị từ 10,83 % đến 12,33 % chiều dày

lớp đất yếu.

Bảng 1. Bảng tỏm tắt thông số sử dụng cho các khu vực nghiên cứu

Đặc trƣng/Công trình Cái Mép Hiệp Phƣớc Hải Phòng Cà Mau

Chiều dày đất yếu, m 34,0 35,0 9,0 16,0

Chiều dài PVD, m 34.0 35,0 9,0 15,0

Lƣới PVD Vuông Tam giác Tam giác Vuông

Chiều rộng PVD, mm 100 100 100 100

Chiều dày PVD, mm 4 4 4 4

ch(OC)/cv(OC) 3,0 3,0 1,5 3,0

cv(OC)/cv(NC) 10 10 10 10

cv(NC), cm2/d 15-55 15-145 35-205 22-700

Cc 0,85-1,80 0,65-2,70 0,48-0,91 0,42-1,10

Thời gian xử lý, ngày 540 640 373 180

Độ lún cuối cùng SF, cm 411 379 111 188

Độ lún tính toán tại t St1, cm 381 357 110 183

Độ lún quan trắc tại t St2, cm 383 363 104 187

Khác biệt, % 0,52 1,68 -5,54 2,19

Độ ẩm, % 53-123 53-93 30-71 58-80

Giới hạn chảy, % 57-128 56-65 45-77 62-90


E.L

. (m

)

Cai Mep Hiep Phuoc Hai Phong Ca Mau

Field monitoring data Calculated by CONSOPRO

0

2

4

6

8

10S

ett

lem

ent

(cm

)

PVD+Surcharge

Square pattern

Spacing: 120 cm

Sizing: 100x4 mm2

0

150

300

450

PVD+Surcharge

Triangle pattern

Spacing: 150 cm

Sizing: 100x4 mm2

PVD+Surcharge

Triangle pattern

Spacing: 110 cm

Sizing: 100x4 mm2

0 130 260 390

PVD+Surcharge+Vacuum

Square pattern

Spacing: 100 cm

Sizing: 100x4 mm2

EP

WP

(kP

a)

-7.38 m-10.00 m -10.00 m

0 200 400 600-20

0

20

40

60

0 200 400 600 800 0 80 160 240

Hình 6. Kết quả phân tích cố kết thấm so sánh ở 4 khu vực nghiên cứu

Để nghiên cứu mức độ tiêu tán áp lực

nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ phát sinh trong nền đất

yếu trong quá trình gia tải trƣớc, các đầu đo

áp lực nƣớc lỗ rỗng dây rung đƣợc lắp đặt

vào trong nền trƣớc khi tiến hành thi công gia

tải ở toàn bộ các công trình nghiên cứu trừ

khu vực Hải Phòng. Áp lực nƣớc lỗ rỗng

thặng dƣ theo hình 6 đạt giá trị lớn nhất ngay

cuối giai đoạn gia tải và/hoặc bơm hút chân

không đạt cực đại và sau đó tiêu tán nhanh

một cách đáng kể. Áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng

dƣ tính toán dựa trên số liệu quan trắc có kể

đến hiệu chỉnh độ lún của đầu đo theo thời

gian. Đƣờng cong tiêu tán áp lực nƣớc lỗ

rỗng thặng dƣ tính toán cũng tƣơng đồng tốt

với kết quả quan trắc hiện trƣờng ở Cái Mép,

Hiệp Phƣớc và Cà Mau.

5. THẢO LUẬN

Đất sét yếu Hollocene ở Việt Nam có mối

quan hệ nén lún e-log’v theo đƣờng cong S, chỉ

đƣợc thấy và xác định trên mẫu thí nghiệm

nguyên dạng chất lƣợng cao thu thập bằng ống

lấy mẫu Piston. Ngay cả khi thí nghiệm cố kết

tốc độ biến dạng không đổi đƣợc sử dụng thì

điều quan trọng vẫn là phải đảm bảo chất lƣợng

mẫu thu thập tại hiện trƣờng. Hầu hết thí

nghiệm Oedometer thực hiện trên đất sét yếu ở

Việt Nam cho kết quả tỷ số cố kết trƣớc bé hơn

1, điều này hầu nhƣ do nguyên nhân sử dụng

ống mẫu hở thành mỏng Shelby đã làm cho mẫu

không còn nguyên dạng.

Kết quả nghiên cứu này cho thấy mối tƣơng

đồng tốt giữa dữ liệu quan trắc hiện trƣờng so

với kết quả tính toán bằng phƣơng pháp sai


phân hữu hạn bằng phần mềm CONSOPRO với

các thông số đầu vào đƣợc xác định từ thí

nghiệm cố kết tốc độ biến dạng không đổi trên

đất sét yếu ở Việt Nam. Tuy vậy, phƣơng pháp

thí nghiệm này chƣa đƣợc nêu trong qui trình thí

nghiệm chính thức ở Việt Nam và vì thế rất ít

khi đƣợc ứng dụng vào thực tế thiết kế và xây

dựng công trình xử lý nến đất yếu ở Việt Nam

dẫn đến kết quả quan trắc hiện trƣờng thƣờng

rất khác biệt với giá trị tính toán trong giai đoạn

thiết kế về độ lún nền đất đối với nhiều công

trình xây dựng trên nền đất yếu gây khó khăn

trong công tác thi công công trình nhƣ xác định

đúng giá trị cao độ hoàn thiện, chiều dày bù lún

và ƣớc tính độ lún dƣ phục vụ trong công tác

duy tu và vận hành công trình.

KẾT LUẬN

Trầm tích yếu Hollocene ở Việt nam trong

điều kiện tự nhiên luôn ở trạng thái cố kết trƣớc

ngay cả khi có hệ số rỗng lớn hơn 1.

Áp suất tiền cố kết có đƣợc từ thí nghiệm

cố kết tốc độ biến dạng không đổi (CRS) lớn

hơn giá trị có đƣợc từ thí nghiệm cố kết gia tải

từng cấp truyền thống (IL) theo hệ số 1.16 đối

với trầm tích yếu Hollocene ở Việt Nam. Áp

suất địa tầng quá tải (POP) của tầng trầm tích

Hollocene ở Việt Nam dao động từ 20 kPa đến

45 kPa trong 20 m trên cùng và từ 60 kPa đến

85 kPa cho lớp đất bên dƣới sâu hơn 20 m.

Các thông số đầu vào cho bài toán cố kết

thấm xác định dựa trên kết quả thí nghiệm cố

kết tốc độ biến dạng không đổi theo tốc độ biến

dạng 0.02%/phút cho kết quả tính toán bài toán

cố kết thấm theo phƣơng pháp sai phân hữu hạn

(FDM) trên phần mềm CONSOPRO cho kết

quả tƣơng thích với dữ liệu quan trắc hiện

trƣờng theo độ lún, tiêu tán áp lực nƣớc lỗ rỗng

thặng dƣ đối với 4 khu vực công trình đang

nghiên cứu, tƣơng đồng với kết quả công bố

trƣớc đó của cùng nhóm tác giả (Nguyen and

Tran (2015), Nguyen and Tran 2016, Nguyen et

al. 2016).

Hệ số cố kết thấm ngang biểu kiến cho lớp

đất trầm tích yếu Hollocene ở Việt Nam tƣơng

đồng với dữ liệu đã đƣợc nhóm tác giả công bố

trƣớc đó (Nguyen and Tran 2015, Nguyen and

Tran 2016, Nguyen et al. 2016) theo mối quan

hệ ch(OC) = 3.0cv(OC), ch(NC) = 3.0cv(NC) và

cv(OC) = 10cv(NC) đối với 3 khu vực nghiên

cứu đầu tiên trong khí đó ch(OC) = 1.5cv(OC)

và ch(NC) = 1.5cv(NC) đối với khu vực

Hải Phòng.

LỜI CẢM ƠN

Nhóm tác giả chân thành biết ơn và gửi lời

cảm ơn đến Ban Quản Lý Dự Án 85 (PMU-85)

và Ban Quản Lý Dự Án Hàng Hải 2 vì đã cho

phép sử dụng số liệu của dự án tác giả tham gia

trực tiếp vào nghiên cứu này ở viện Khoa Học

Thủy Lợi Miền Nam (SIWRR).


Bui, T. M. (2003). Initial Evaluation of

Consolidation Characteristics of Mekong Soft

Clay and Their Use in Engineering Practice.

Hanoi Engineering Geology Workshop. Ha

Noi: 1-13.

Byrne, P. M. and Y. Aoki (1969). "The

strain controlled consolidation test." Soil

Mechanics Series, The University of British

Columbia 9: 1-25.

Casagrande, A. (1936). The determination of

the pre-consolidation load and its practical

significance: Discussion D-34. The first

international conference on soil mechanics and

foundation engineering. Havard University,

Cambridge. 3: 60-64.

Crawford, C. B. (1964). "Interpretation of the

consolidation test." Soil Mechanics and

Foundations Division, ASCE 90(SM5): 87-102.


Dao, T. V. T., T. N. Le and C. O. Nguyen

(2013). A case study of braced excavation

using steel sheet pile wall in Thi Vai soft clay.

Geotechnics for Sustainable Development -

Geotec Hanoi 2013. P. D. Long. Hanoi,

Vietnam, Construction Publishing House:

227-234.

Korhonen, O. and M. Lojander (1997).

Settlement estimation by using continuous

oedometer test. Proceedings of the 14th

ICSMFE. Hamburg, Germany. 1: 343-346.

Leroueil, S., M. Kabbaj, F. Tavenas and R.

Bouchard (1985). "Stress–strain–strain rate

relation for the compressibility of sensitive

natural clays." Géotechnique 35(2): 159-180.

Leroueil, S., L. Samson and M. Bozozuk

(1983a). "Laboratory and field determination of

preconsolidation pressure at Gloucester."

Canadian Geotechnical Journal 20: 477-490.

Leroueil, S., F. Tavenas, L. Samson and P.

Morin (1983b). "Preconsolidation pressure of

Champlain clays. Part II. Laboratory

determination." Canadian Geotechnical Journal

20: 803-816.

Nguyen, C. O. (2015). CONSOPRO

Software (in DVD). Southern Institute of Water

Resource Research. C. O. Nguyen. Vietnam,

Vietnam Copyright Office. Version 1.0: 0-226.

Nguyen, C. O., T. V. T. Dao and C. T. V. Ta

(2016). Finite element analysis of a braced

excavation in marine soft clay. Geotechnics for

Sustainable Development-Geotec Hanoi. P. D.

Long. Hanoi, Vietnam, Construction Publishing

House: 441-449.

Nguyen, C. O. and T. T. Tran (2015).

Consolidation analysis of Vietnam soft marine

clay by finite difference method with

application of constant rate of strain

consolidation test. Fifth International

Conference on Geotechnique, Construction

Materials and Environment. H. Zakaria. Osaka,

Japan, The GEOMATE International Society. 5:

271-276.

Nguyen, C. O. and T. T. Tran (2016).

"Application of constant rate of strain

consolidation test in consolidation analysis with

varied PVD length." Vietnam Geotechnical

Journal 20(4): 33-41.

Nguyen, C. O., T. T. Tran and T. V. T. Dao

(2016). Finite difference analysis of a case study

of vacuum preloading in Southern Vietnam.

Sixth International Conference on

Geotechnique, Construction Materials and

Environment. H. Zakaria. Bangkok, Thailand,

The GEOMATE International Society: 308-313.

Smith, R. E. and H. E. Wahls (1969).

"Consolidation under constant rate of strain."

Soil Mechanics and Foundations Division,

ASCE 95(SM2): 519-539.

Takemura, J., Y. Watabe and M. Tanaka

(2007). Characterization of alluvial deposits in

Mekong Delta. Characterisation and

Engineering Properties of Natural Soils, Taylor

& Francis Group, London. 1: 1805-1829.

TCVN4200:2012 (2012). Đất xây dựng -

phƣơng pháp xác định tính nén lún trong phòng

thí nghiệm, Bộ Khoa Học và Công Nghệ.

Wissa, A. E. Z., J. T. Christian, E. H. Davis

and S. Heiberg (1971). "Consolidation at

Constant Rate of Strain." Soil Mechanics and

Foundations Division, ASCE 97(SM10): 1393-

1413.


Người phản biện: GS, TS. NGUYỄN VĂN THƠ

Documents

PHÓ TỔNG BIÊN TẬP Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT … chi (Dia ky thuat...Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH Prof. Dr. TRINH MINH THU Dr. LE THIET TRUNG Prof., Dr. DO NHU TRANG Assoc