PHÓ TỔNG BIÊN TẬP Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT PGS.TS. ĐOÀN THẾ … chi (Dia ky thuat) So 2+3_2018.pdf · đƣợc Tập đoàn Dầu khí Vi t Nam phê duy t ngày 08-8-2007

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2+3-2018 1

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT

ISSN - 0868 - 279X

NĂM THỨ 22

SỐ 2+3 NĂM 2018

MỤC LỤC

NGUYỄN TRẦN TUÂN: Lựa chọn cấu trúc

giếng khoan Slimhole cho giai đoạn phát

triển lồ B&48/95 và lô 52/97 3

VŨ CAO MINH, TRẦN TUẤN AN, TRỊNH

QUỐC HẢI, NGUYỄN MẠNH TÙNG: M t s

i n pháp n ng cao hi u quả cấp nƣ c sinh

hoạt c a hồ treo 8

NGUYỄN ĐỨC MẠNH, PHẠM THU TRANG: Đặc điểm lũ ùn đá và giải pháp cấu trúc

linh hoạt giảm nhẹ tai iến do lũ ùn đá ở vùng núi phía Bắc Vi t Nam 15

NGUYỄN DUY TUẤN: Ảnh hƣởng kích

thƣ c mùn khoan t i công ngh khoan tuần

hoàn nghịch ằng ơm Erlift và giải pháp

n ng cao hi u quả khoan các giếng khai thác nƣ c ngầm trong trầm tích ở rời. 22

TRẦN MẠNH LIỂU, TĂNG TỰ CHIẾN,

NGUYỄN VĂN THƢƠNG: Đánh giá m t s

đặc trƣng đ ng học đất nền đô thị trung tâm Hà N i 28

TRẦN THẾ VIỆT, HOÀNG VIỆT HÙNG, BÙI

THẾ VĂN: Đánh giá ảnh hƣởng c a vị trí

đặt và góc nghiêng c a cừ ch ng thấm đến ổn định tổng thể c a kết cấu d ng nƣ c 39

NGUYỄN TRUNG HIẾU, ĐỖ MINH NGỌC,

NGUYỄN CÔNG NAM, ĐỖ MINH TÍNH: Nghiên cứu giải pháp t i ƣu hóa sơ đồ ấc

thấm trong xử lý nền đất yếu 46

PHẠM HUY DŨNG, HOÀNG VIỆT HÙNG:

Nghiên cứu thực nghi m ảnh hƣởng c a

mƣa lên mái d c đất đắp không bão hòa 50

NGUYỄN VĂN VI: Giải ài toán đ tin cậy

c a kết cấu BTCT trên nền đàn hồi 59

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 HƯNG

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 PHƯƠNG

PGS.TS. DOÃN MINH TÂM

GS.TS. TRẦN THỊ THANH

PGS.TS. VƯƠNG VĂN THÀNH

GS.TS. TRỊNH MINH THỤ

TS. LÊ THIẾT TRUNG

GS.TS. ĐỖ NHƯ TRÁNG

PGS, TS. TRẦN VĂN TƯ

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: 024. 22141917. Email: [email protected];

[email protected] Website: www.vgi-vn.vn

Xuất bản 3 tháng 1 kz

Nộp lưu chiểu: tháng Chín 2018 In tại Công ty in Thủy lợi

Giá: 20.000 đ


VIETNAM GEOTECHNIAL

JOURNAL

ISSN - 0868 - 279X

VOLUME 22

NUMBER 2+3 - 2018

CONTENTS PHAN HUY DONG: Thiếu tít tiếng Anh

NGUYEN DINH THU: Thiếu tít tiếng Anh NGUYEN TRAN TUAN: Select the slim hole structure for development at block B&48/95 and 52/97 3

VU CAO MINH, TRAN TUAN AN, TRINH

QUOC HAI, NGUYEN MANH TUNG: Measures to encrease the water supply efficency of up-hill lakes 8

NGUYEN DUC MANH, PHAM THU TRANG: Characteristic of debris flow and solution for debris flow mitigation using flexible structure in the Northern mountains of Vietnam 15

NGUYEN DUY TUAN: Influence of sludge size and solution to improve efficiency of reverse circulation drilling technology for water underground wells in sedimentary strata 22

TRAN MANH LIEU, TANG TU CHIEN,

NGUYEN VAN THUONG: Some dynamic characteristic of ground in Hanoi central urban area 28

TRAN THE VIET, HOANG VIET HUNG, BUI

THE VAN: Assessing the influence of the location and angle of inclination of cut-off to the general stability of hydraulic structures 39

NGUYEN TRUNG HIEU, DO MINH NGOC,

NGUYEN CONG NAM, DO MINH TINH: The of timization of the vertical prefelon cetedstrip ctraino arrangement for soctsoil treatment 46

PHAM HUY DUNG, HOANG VIET HUNG: Experiments on the influence of rainfall on compacted unsaturated soil slope 50

NGUYEN VAN VI: Solving the reliability problem of reinforced Concrete structure on elastic foundation 59

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: 024.22141917. Email: [email protected];

[email protected] Website: www.vgi-vn.vn

Copyright deposit: September 2018


LỰA CHỌN CẤU TRÖC GIẾNG KHOAN SLIMHOLE CHO GIAI ĐOẠN PHÁT TRIỂN LỒ B&48/95 VÀ LÔ 52/97

NGUYỄN TRẦN TUÂN*

Select the slim hole structure for development at block B&48/95 and

52/97

Abstract: In this paper, the author presents some research results on

drilling technology at zone B & 48/95 and zone 52/97. The project is

expected to have potential for gas and condensate and could be producted

over the next 30 years. The project area is offshore, the gas deposits of the

Kim Long-Evil-Whale mines (KL-AQ-CV) are located in the J and non-J

sandstones. Therefore, the projected completion of the well is expected to

be accomplished using a slimhole monobore with a diameter of 2-7 / 8

inch and a diameter of 6-1 / 8 inches. The wells will be selected for

extraction for specific J and non-J sand volumes depending on the well

results. Based on the characteristics of the mine, geological conditions, the

authors have studied and made suitable choices for development wells,

boundary wells, water pumping wells, water treatment seam. In addition,

the author has designed the tube and pipe columns based on the results

and conclusions of the survey with similar wells of Chevron conducted in

the Thailand bay.

Key words: Well structure, field development, Blocks B, 48/95 and 52/97.

1. GIỚI THIỆU SƠ LƯỢC VỀ LÔ B&48/95,

LÔ 52/97 VÀ DỰ ÁN PHÁT TRIỂN MỎ*

Lô B&48/95 và Lô 52/97 nằm ở khu vực

ngoài khơi phía T y Nam Vi t Nam, thu c

ồn trũng Malay - Thổ Chu v i đ s u nƣ c

iển trung ình khoảng 77 m và khoảng cách

đến ờ 250 km, cách nhà máy nhi t đi n Ô

Môn khoảng 400 km (Hình 1). Tổng di n tích

phát triển và di n tích c a 2 Lô là 3.002,5

km2 [1].

Theo báo cáo trữ lƣợng dầu khí tại chỗ

(RAR) năm 2004, các Lô B&48/95 và Lô 52/97

đã phát hi n dầu thƣơng mại vào ngày

08/5/2002 v i trữ lƣợng thu hồi cấp 2P là 5.681

tỷ kh i khí và 23,53 tri u thùng condensat ;

theo áo cáo trữ lƣợng cập nhật năm 2010 là

* Bộ môn Khoan- Khai thác Trường Đại học Mỏ - Địa chất

ĐT:098 9556779

E-mail: [email protected]

6.009 tỷ kh i khí, tƣơng đƣơng v i 170 tỷ

mét kh i khí và 25,3 tri u thùng condensat.

Kế hoạch phát triển mỏ đại cƣơng (ODP) đ i

v i các mỏ Kim Long, Ác Quỷ và Cá Voi đã

đƣợc Tập đoàn Dầu khí Vi t Nam phê duy t

ngày 08-8-2007. Dự án phát triển mỏ đƣợc đánh

giá v i giả định gia hạn t i năm 2044. Đ y là

điều ki n tiên quyết để triển khai dự án, nằm

trong nhóm các điều ki n cần đạt đƣợc để đi đến

quyết định đầu tƣ cu i cùng (FID), đảm ảo lợi

ích cho tất cả các Bên tham gia trong chuỗi quy

hoạch tổng thể c a Chính ph (thƣợng nguồn,

trung nguồn và hạ nguồn) [1].

Dự án đã hoàn thành công tác thăm d th m

lƣợng. Báo cáo tính trữ lƣợng dầu khí cho các

cấu tạo Kim Long, Ác Quỷ và Cá Voi thu c

di n tích phát triển chung đã đƣợc Công ty

Chevron hoàn thi n và đƣợc Th tƣ ng chính

ph phê duy t vào năm 2004.

mailto:[email protected]


Hình 1. Sơ đồ vị trí Lô B&48/95 và Lô 52/97

2. KHÁI QUÁT ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT

KHU MỎ VÀ KẾ HOẠCH KHOAN

Đặc điểm cấu trúc và kiến tạo địa chất ể

Malay - Thổ Chu tồn tại nhiều phát hi n dầu

khí và nhiều đ i tƣợng có thể g y ra phức tạp

và sự c trong công tác khoan. Địa tầng đặc

trƣng c a ể Malay – Thổ Chu đƣợc mô tả ở

hình 2.

Theo kết quả minh giải địa chấn và khoan

thăm d đã phát hi n đƣợc khí trên 5 c m mỏ:

Kim Long, Cá Voi, Ác Quỷ, Vàng Đen và

Thiên Hà. Trong tổng s 29 giếng khoan tìm

kiếm, thăm d và th m lƣợng, có 20 giếng phát

hi n khí thƣơng mại.

Trên cơ sở Kế hoạch Phát triển mỏ, dự kiến

các phƣơng án khoan và phát triển nhƣ sau [1]:

a/ Trường hợp 1: Phát triển đồng thời toàn

di n tích phát triển chung (AJD) và di n tích

phát triển treo (SDA), ao gồm các phƣơng án:

+ Phƣơng án 1 - Phƣơng án cao: Sẽ khoan

754 giếng khai thác, 3 giếng ơm ép nƣ c và 23

giếng th m lƣợng/ph n định ranh gi i.

+ Phƣơng án 2 - Phƣơng án cơ sở: Sẽ khoan

911 giếng khai thác, 3 giếng ơm ép nƣ c và 30

giếng th m lƣợng/ph n định ranh gi i.

+ Phƣơng án 3 - Phƣơng án thấp: Sẽ khoan

1.040 giếng khai thác, 3 giếng ơm ép nƣ c và

43 giếng th m lƣợng/ph n định ranh gi i.

Hình 2. Cột địa tầng tổng hợp bể

Malay - Thổ Chu

b/ Trường hợp 2: Chỉ phát triển di n tích

phát triển chung:

+ Phƣơng án 4: Sẽ khoan 833 giếng khai

thác, 3 giếng ơm ép và 29 giếng th m

lƣợng/ph n định ranh gi i.

3. LỰA CHỌN CẤU TRÚC GIẾNG

KHOAN CHO GIAI ĐOẠN PHÁT TRIỂN

MỎ CỦA DỰ ÁN

3.1. Giếng khai thác (Slimhole monobore)

Tất cả các giếng khai thác khí sẽ đƣợc hoàn

thi n v i công ngh khoan giếng th n nhỏ ằng

thiết ị có cùng đƣờng kính trong

(mono ores slimhole). Giếng đƣợc hoàn thi n

v i c t ng khai thác đƣờng kính 2-7/8” thả

trong th n giếng trần đƣờng kính 6-1/8”.

C t ng ch ng đầu tiên là ng ch ng ề

mặt đƣờng kính 9-5/8” đƣợc đặt trong th n

giếng đƣờng kính 12-1/4” và trám xi măng

(hình 3). Th n giếng đƣờng kính 12-1/4” đƣợc

khoan thẳng đứng cho t i đ s u khoảng 350

mét theo chiều dài th n giếng và không sử

d ng ng ao (riser).


Cấp ng ch ng thứ hai là c t ng ch ng

trung gian đƣờng kính 7" đƣợc thả t i đ s u

1800 mét theo chiều dài th n giếng dƣ i tầng

Mioxen nhƣng trên ranh gi i cao nhất c a đ i

hydrocac on. Th n giếng 8-1/2" sẽ đƣợc khoan

định hƣ ng ằng cho ng kim cƣơng cùng v i

đ ng cơ th y lực (mud motor).

12-1/4" hole x 9-5/4" CSG1000' TVD

8-1/2" hole x 7" CSG

150' TVD above 1 target

6-1/8" hole x 2-7/8" CSG TBG

st

Hình 3: Cấu trúc giếng khai thác

Các giếng khoan đƣợc hoàn thi n v i ng

khai thác đƣờng kính 2-7/8” thả trong th n

giếng đƣờng kính 6-1/8” (hình 3). Th n giếng

đƣờng kính 6-1/8” đƣợc khoan ằng cho ng

kim cƣơng và thiết ị định t m có điều chỉnh để

kiểm soát hƣ ng đi c a quỹ đạo giếng khoan.

Khoảng khoan đoạn này đƣợc khoan v i h

th ng dung dịch tổng hợp (Non-Aqueous

Drilling Base Fluid) và xử lý phù hợp v i quy

định c a Tập đoàn Dầu khí Qu c gia Vi t Nam,

c a B Tài nguyên và Môi trƣờng và các tiêu

chu n c a Nhà Điều hành. Gradient áp suất dị

thƣờng t i đa khoảng 12 ppg đƣợc quan sát khi

khoan qua các địa tầng c a mỏ Ác Quỷ và Cá

Voi (khoảng đ s u từ 2000 mTVDss đến 3000

mTVDss). Trong khi đó, thử đ tiếp nhận c a vi

thành vỉa (FIT) ở ch n ng 7’’ khoảng 14,5ppg.

V i chênh l ch 2,5ppg, tỷ trọng dung dịch (Mud

Weight Window) đ để tăng áp suất khi khoan

qua các địa tầng này mà vẫn vỉa không ị phá

vỡ. Nhƣ vậy, thiết kế giếng khoan v i cấu trúc 3

c t ng đ để kiểm soát tầng áp suất dị thƣờng

trong khoảng khoan này.

Các thiết ị khoan và logging

DD/LWD/MWD/Wireline cho khoảng khoan

đƣờng kính 6-1/8” có thể hoạt đ ng ở nhi t đ

t i đa 175 đ C.

3.2. Giếng khoan phân định ranh giới

(Delineation Wells)

Giếng khoan ph n định ranh gi i

(Delineation wells) là những giếng nhằm ph n

định phạm vi có thể phát triển c a vỉa chứa ở vị

trí tiếp xúc v i ranh gi i nƣ c vỉa. Giếng khoan

đƣợc thiết kế gi ng nhƣ các giếng khoan phát

triển, ngoại trừ hai sự khác i t sau đ y:

- Cấp ng ch ng đầu tiên v i đƣờng kính

ngoài là 9-5/8" đƣợc thiết kế để khoan mà

không cần dùng ng ao (riser) cho t i đ s u

khoảng 350 m. Sau đó sẽ ơm trám xi măng để

giữ cho c t ng ch ng 9-5/8" chắc chắn.

- Phần th n giếng đi qua tầng sản ph m sẽ

đƣợc khoan ằng cho ng kim cƣơng 6-1/8" và

thiết ị định t m có điều chỉnh quỹ đạo nhƣ các

giếng khoan phát triển t i đ s u cu i cùng c a

giếng. Sau khi đo địa vật lý giếng khoan để

th m định lại cấu tạo vỉa sản ph m, giếng khoan

có thể sẽ huỷ ỏ vĩnh viễn.

3.3. Giếng bơm ép nƣớc, xử lý nƣớc vỉa

Nƣ c từ vỉa sẽ đƣợc sử d ng cho các giếng

ơm ép nƣ c. Sẽ khoan 3 giếng ơm ép nƣ c

trong năm đầu tiên c a dự án. Sau đó, dựa vào

hi u suất thu hồi dầu và lƣợng nƣ c vỉa sinh ra

sẽ khoan thêm giếng ơm ép nƣ c ở giai đoạn

cu i c a mỏ.


Bảng 1. Giếng bơm ép nƣớc nƣớc và lựa chọn vị trí bơm ép nƣớc

Vị trí ơm ép nƣ c Lợi ích Đánh giá r i ro

Bơm ép nƣ c tại vị trí rất

nông (trên tầng Mioxen

giữa, ất chỉnh hợp)

Giá thành giếng

khoan thấp nhất

- Không giữ đƣợc tính chất nguyên trạng c a

đất đá.

- Nhiều r i ro sẽ xuất hi n.

Bơm ép nƣ c tại vị trí nông

(1.500m đến 1.750m

TVDSS)

Giá thành giếng

khoan thấp

- Không iết đƣợc phạm vi ph n c a tầng

cát kết. Không tăng đ rỗng c a tầng cát kết.

- Làm nứt vỉa và nén ép áp suất cho khoảng sẽ

khoan qua sau này.

Bơm ép nƣ c tại vị trí s u

(tầng Jsand, dƣ i 3000m

TVDSS)

Chắc chắn ngăn

chặn đƣợc các r i

ro; sự vô hạn vỉa.

- Giá thành giếng khoan cao.

- Yêu cầu áp suất ơm ép nƣ c trên ề mặt l n.

Vị trí t i ƣu c a các giếng ơm ép nƣ c đang

đƣợc nghiên cứu, sẽ ph n tích, đánh giá r i ro

khi có thêm thông tin. Bảng 1 sẽ cung cấp m t

s yếu t liên quan đến vi c lựa chọn vị trí ơm

ép nƣ c.

4. THIẾT KẾ ỐNG CHỐNG VÀ CỘT

ỐNG KHAI THÁC

Thiết kế c t ng ch ng và c t ng khai thác

dựa trên dữ li u kiểm soát giếng khoan, tính

nguyên vẹn c a th n giếng, khả năng khoan

định hƣ ng, phƣơng pháp hoàn thi n giếng và

mức đ thu hồi dầu trong tƣơng lai. Phần trên

c a c t ng khai thác thiết kế v i 13 kết cấu

nhằm ngăn chặn sự mài m n th n ng trong quá

trình khai thác. Các tiêu chu n này đƣợc lựa chọn

dựa trên kết quả và kết luận từ các tài li u điều

tra khảo sát các giếng khoan tƣơng tự c a Công

ty Chevron đã thực hi n ở trong vùng Vịnh Thái

Lan. Các thông s kỹ thuật cơ ản c a các cấp

ng ch ng cho các giếng phát triển và giếng ơm

ép nƣ c nƣ c; cho các giếng ph n định ranh gi i

đƣợc trình ày ở ảng 2 và ảng 3.

Bảng 2. Các thông số kỹ thuật ống chống cho giếng phát triển và giếng bơm ép nƣớc

Loại

ng

(inch)

Đ s u

ch ng

ng

(mTVD)

Mác

thép

Trọng

lƣợng

(lb/ft)

Loại đầu n i

Áp

suất

kiểm

tra

(psi)

Đặc tính ng ch ng

Ứng suất

u n dọc

(psi)

Ứng

suất nổ

(psi)

Ứng suất

căng

(1000lb)

9-5/8 350 N-80 40 Buttress

Connection 800 3.090 5.750 915

7 1.500 N-80 23 Buttress

Connection 5.000 3.830 6.340 533

2-7/8 1.500 13

Cr 6.4

Premium

Thread 5.000 11.160 10.570 105

2-7/8

Total

depth

1.500

L-80 6.4 Premium

Thread 5.000 11.160 10.570 105


Bảng 3. Các thông số kỹ thuật ống chống cho các giếng phân định ranh giới

Loại

ng

(inch)

Đ s u

ch ng

ng

(mTVD)

Mác

thép

Trọng

lƣợng

(lb/ft)

Loại đầu n i

Áp suất

kiểm tra

(psi)

Đặc tính ng ch ng

Ứng suất

u n dọc

(psi)

Ứng

suất nổ

(psi)

Ứng suất

căng

(1000lb)

9-5/8 350 N-80 40 Buttress

Connection 800 3.090 5.750 915

7 1.500 N-80 23 Buttress

Connection 5.000 3.830 6.340 533

5. KẾT LUẬN

Trong quá trình khoan phát triển mỏ tại Lô

B&48/95 và Lô 52/97, vi c nghiên cứu lựa chọn

cấu trúc giếng khoan hợp lý là vô cùng cần thiết

trên nhiều phƣơng di n, góc đ . Kết hợp kinh

nghi m khoan ở vịnh Thái Lan và điều ki n đặc

thù địa chất c a mỏ, tác giả đã nghiên cứu đề

xuất lựa chọn cấu trúc giếng khoan slim hole

trong giai đoạn phát triển mỏ đảm ảo các chỉ

tiêu về kinh tế, kỹ thuật và công ngh . Theo

đánh giá c a nhiều chuyên gia trong ngành, hi n

nay Mỏ Phú Qu c POC và các Nhà thầu hoàn

toàn có khả năng triển khai thi công các giếng

Slimhole, tuy nhiên cần m t khoảng thời gian

nhất định để vừa thi công, vừa rút kinh nghi m

để hợp lý hóa các công đoạn nhằm giảm thời

gian thi công cũng nhƣ giảm chi phí khoan.

Tuy nhiên trong quá trình triển khai cũng có

thể gặp các r i ro dẫn t i tăng chi phí khoan do

m t s nguyên nh n ch quan và khách quan

nhƣ sau:

- Kinh nghi m thi công giếng khoan dạng

slimhole tại Vi t Nam c n hạn chế, nên có thể

xảy ra các r i ro trong quá trình khoan sẽ dẫn

đến r i ro trong vi c tăng chi phí khoan.

- R i ro khi khoan không gặp vỉa sản ph m

(Giếng khô), do đó phải khoan giếng khác thay

thế cũng làm tăng chi phí khoan.

- Khả năng tăng giá các dịch v khoan khi

giá dầu tăng và làm tăng chi phí khoan.

Để hạn chế t i đa các r i ro dẫn t i tăng chi

phí khoan cho toàn dự án cần thực hi n:

- Thuê những ngƣời điều hành khoan cũng

nhƣ những ngƣời làm vi c trực tiếp trên giàn

khoan đã có kinh nghi m khoan giếng slimhole,

đặc i t là những ngƣời đã điều hành khoan

giếng slimhole ở vùng Vịnh Thái Lan.

-Tất cả các dịch v khoan cần đƣợc đấu thầu

cạnh tranh qu c tế để lựa chọn các Nhà thầu có

đ tiêu chu n công ngh -kỹ thuật và giá cạnh

tranh nhỏ nhất để giảm chi phí khoan.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Tài li u n i Tổng công ty thăm d khai

thác dầu khí (2016).

2. Trƣơng iên và nnk iên dịch (2007), C m

nang kỹ sƣ công ngh khoan các giếng s u NXB

KHKT, Hà N i.

3. Petrovietnam Exploration Production

Corporation, 2014. Drill bit final well report,

Performance report of HRD-1X-ST for PVEP

Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN XUÂN THẢO


MỘT SỐ BIỆN PHÁP NÂNG CAO HIỆU QUẢ CẤP N C SINH HOẠT C A HỒ TREO

VŨ CAO MINH, TRẦN TUẤN ANH

TRỊNH QUỐC HẢI, NGUYỄN MẠNH TÙNG*

Measures to encrease the water supply efficency of up-hill lakes

Abstract: Up-hill (hanging) lake is the type of water storage that harvest

water from the epikarst zone and other non-conventional sources to supply

drinking water. In recent years, about 100 lakes has been built on Dong

Van karst plateau where the water shortage is very severe. After some

period of up-hill lakes exploitation there is a need to make some analysis

to know their advantages as well as their limitations to encrease their

efficency.

The main limitations are low hygienic quality and low water supply. The

are still moss, algaes, frogs and rubbish in the lake water. 33% of lakes

has not enough water inflow. The measures to overcome these minus

belong to field survey and lake designing. Proposals are made to take into

account 3 engineering functions of the system: water harvestng, water

storage and water supply. The hydrogeological, engineering- geological

and geophysical works are demanded to determine the water discharge

and lake foundation conditions. The proposals to design clean harvesting

system and convinient water use are pointed.

Key words: Up-hill lake, water storage, epikarst, seepage harvasting,

Dong Van.

MỞ ĐẦU *

Trên cao nguyên đá Đồng Văn- Hà Giang

và các khu vực đá vôi ở m t s tỉnh miền núi

phía Bắc đã và đang thi công nhiều hồ chứa

cấp nƣ c cho sinh hoạt. Hầu hết các hồ nƣ c

là dạng hồ treo m i đƣợc áp d ng r ng vào

thực tế hơn 10 năm trở lại đ y. Nhiều hồ đã

đƣa vào sử d ng và phát huy hi u quả. Tuy

nhiên vẫn c n nhiều tồn tại cần cải tiến và

điều chỉnh.

Hồ treo là hồ thu trữ nƣ c từ nguồn nƣ c

ngầm vách núi đá vôi, dùng để cấp ch yếu cho

sinh hoạt ở các khu vực rất khó khăn về nguồn

nƣ c. Trong thực tế, hồ treo c n đƣợc hiểu r ng

* Viện Địa chất- Viện Hàn Lâm Khoa học và CN Việt Nam

82 đường Pháp Đài Láng, Hà Nội

Email:[email protected]

ra là dùng để thu và trữ các nguồn nƣ c phi

truyền th ng khác nhƣ nƣ c mƣa, nƣ c chảy

tràn trên các sƣờn đồi núi, nƣ c khe cạn, nƣ c

hang đ ng nông. Điểm nổi bật và cũng là đặc

thù của hồ treo nằm ở hệ thống thu gom nước.

Nƣ c đƣợc dẫn về hồ chứa ằng h th ng

đƣờng ng hoặc kênh dẫn.

Hồ treo đƣợc x y dựng thử nghi m đầu tiên

tại xã Sà Phìn huy n Đồng Văn tỉnh Hà Giang

vào năm 2002 v i dung tích 3.000m3. Vào năm

2005 đã tiếp t c x y dựng thí điểm m t hồ l n

hơn v i dung tích 30.000m3 tại xã Tả L ng

huy n M o Vạc cũng thu c cao nguyên đá vôi

Đồng Văn- Hà Giang. Từ năm 2007 mô hình

thực tế này đã đƣợc nh n r ng ra 4 huy n vùng

cao núi đá Hà Giang và m t s khu vực khác

miền núi phia Bắc.


Các hợp phần ch yếu c a công trình hồ

treo ao gồm h th ng thu, h th ng trữ và h

th ng cấp. H th ng thu có các hạng m c :

vách nhả nƣ c, hào thu, ể gom, đƣờng ng

hoặc kênh dẫn nƣ c. H th ng trữ và cấp ao

gồm ể lọc thô, hồ nƣ c, hàng rào ảo v . Các

h th ng này có thể đƣợc tham khảo trên hình

1 và hình 2.

Vách nhả nƣ c là vách đƣợc đào vào sƣờn

núi để nƣ c trong h th ng khe nứt c a đá vôi

thấm rỉ và ch y ra. Nƣ c trong đá vôi là nƣ c

epikarst đƣợc hình thành trong h khe nứt ề

mặt v i nguồn ổ cập là nƣ c mƣa.Trong đá vôi

dạng kh i, đ i epikarst thƣờng có chiều dầy 2-

3m. Dƣ i ch n vách là rãnh thu gom nƣ c v i

đáy đƣợc trát phẳng và ờ ao. Cu i rãnh là ể

gom nƣ c và từ đ y nƣ c đƣợc dẫn về hồ chứa

ằng kênh hoặc ng dẫn (hình 1). Trƣ c khi vào

hồ chứa, nƣ c đi qua ể lọc thô để loại t rác

và các vật li u thô cơ học. Bể lọc thô thƣờng

thiết kế liền kề hồ chứa. Hồ chứa đƣợc thiết kế

đáy và tƣờng ao v i khả năng ch ng thấm và

ch ng lún, sập, có hàng rào ảo v (hình 2).

Mực nƣ c thiết kê thƣờng cao 2-3m, ít khi t i 4-

5m. Dung tích hồ thƣờng trong khoảng 4.000-

8.000m3. Cá i t có hồ nhỏ 1.600m

3 và l n

16.000m3, 30.000m

3.

Hình 1. Hệ thống thu gom nước t vách núi

hồ Tả Lủng , Sảng Tủng hu ện Đồng V n

Hình 2. Hồ ch a Đ nh đ o M Pì L ng,

Pải Lủng hu ện Đồng V n

Cho đến nay trên cao nguyên đá vôi Đồng

Văn đã x y dựng khoảng 100 hồ chứa phỏng

theo nguyên lý hồ treo. Vi c lựa chọn dạng công

trình thu gom rất đa dạng, ph thu c nhiều vào

đặc điểm nguồn nƣ c. Bên cạnh vi c thu nƣ c

từ vách đá c n có các công trình thu nƣ c mƣa,

nƣ c thấm rỉ từ vỏ phong hóa, nƣ c khe su i,

nƣ c mạch l . Vị trí x y dựng hồ chứa có thể

đƣợc chọn rất linh đ ng sao cho đáp ứng t i ƣu

ài toán kinh tế - kỹ thuật và cảnh quan môi

trƣờng. Thiết kế x y dựng hồ cũng có đ tự do

rất cao. Yêu cầu cơ ản c a thiết kế là ảo đảm

chứa nƣ c ền vững, không ị iến dạng quá

l n, không ị sập, không ị r rỉ mất nƣ c.

Ngƣời thiết kế có thể chọn giải pháp cứng, giải

pháp mềm. Đáy hồ có thể là ê tông, đất đầm

n n, ê tông c t thép, vải ch ng thấm …Chính

vì vậy, v i nhiều đơn vị tham gia thiết kế thi

công, trong nhiều năm x y dựng trên các địa

àn khác nhau, đã xuất hi n đa dạng các loại hồ.

Các hồ này có ƣu điểm là tạo đƣợc nguồn nƣ c

t i thiểu để đáp ứng nhu cầu cấp nƣ c sinh hoạt

cho d n cƣ địa phƣơng. Tuy nhiên chúng cũng

c l nhiều mặt hạn chế về lƣu lƣợng và chất

lƣợng nƣ c. Những hạn chế này đã từng đƣợc

phản ánh m t phần trên các nghiên cứu c a

Nguyễn Thị Nguy t- 2013, Trịnh Qu c Hải và

nnk- 2014.


Bài áo tổng hợp những hạn chế trong sử

d ng nƣ c hồ treo từ trƣ c đến nay, từ đó

ph n tích nguyên nh n và đề xuất các i n

pháp cải tiến nhằm n ng cao hi u quả c a loại

hình cấp nƣ c này. Cũng cần nhắc thêm rằng,

loại hình hồ treo lấy nƣ c ngầm thấm rỉ từ

vách núi đá vôi (nƣ c epikarst) nhƣ đã triển

khai, là c n ít đƣợc đề cập trong văn li u ở

Vi t Nam và trên thế gi i. Trƣ c năm 2000 ở

Vi t Nam cũng đã có địa phƣơng, đơn vị x y

dựng m t s hồ chứa nhỏ trên cơ sở thu nƣ c

mạch l , nƣ c khe su i cạn, tuy nhiên chƣa có

tổng kết công . Vì vậy các ph n tích trong

ài áo này dựa vào các s li u về hồ treo đã

x y dựng trên cao nguyên đá Đồng Văn từ

năm 2002 trở lại đ y.

PHƯƠNG PHÁP IỀU TR NGHI N C U

Các tác giả đã khảo sát đánh giá hi n trạng

hơn 24 hồ trên địa àn 2 huy n Đồng Văn,

M o Vạc. Ngoài ra cũng đã thị sát rút kinh

nghi m cho hơn 10 hồ chứa khác trên cao

nguyên đá. Công vi c khảo sát đƣợc tiến hành

vào các tháng cu i mùa khô (tháng 3, tháng 4)

các năm 2012, 2017. Đ i tƣợng khảo sát là

nguồn nƣ c và các công trình thu dẫn nƣ c về

hồ, công trình chứa và cấp nƣ c. Công tác

khảo sát thực địa ao gồm: đo vẽ mặt ằng

trí công trình, đo vẽ kết cấu các hạng m c x y

lắp, đánh giá tại thực địa mức đ chứa nƣ c,

tình trạng sử d ng, tình trạng v sinh, lấy mẫu

nƣ c, lấy mẫu vi sinh để ph n tích. Bên cạnh

đó c n tiến hành đánh giá mùi vị nƣ c, hi n

trạng v sinh môi trƣờng ằng phƣơng pháp

cảm quan chuyên gia. Các tác gỉa cũng đã thực

hi n trao đổi v i nh n d n địa phƣơng về diễn

iến làm vi c c a các hồ chứa.

KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN

Bên cạnh những mặt t t nhƣ tham gia giải

quyết đƣợc cơ ản nhu cầu về nƣ c cho ngƣời

d n địa phƣơng, thì hồ treo vẫn để lại những

tồn tại cần phải cải tiến khắc ph c. Nổi ật hơn

cả là vấn đề v sinh nguồn nƣ c, vấn đề lƣợng

nƣ c sử d ng.

1. Một số tồn tại và nguyên nhân

Vấn đ r u tảo trong nước hồ. Hầu hết các

hồ chứa nƣ c sau vài năm sử d ng đều đã có

rêu và tảo. Tại m t vài hồ nhỏ nƣ c c n có mầu

xanh nhạt. Hi n tƣợng này làm dấy lên lo ngại

về chất lƣợng nƣ c. Đề tài đã lấy mẫu nƣ c

ph n tích lƣợng rêu tảo. Mật đ này,trong mùa

lạnh, dao đ ng trong khoảng từ 800-1.200 tế

ào/lít. Để ti n so sánh có thể lấy ví d nƣ c Hồ

T y Hà N i có mật đ tảo là 7-12 tri u tế

bào/m3 nƣ c. Nhƣ vậy tại thời điểm hi n tại,

hàm lƣợng cá thể rêu tảo không l n, không ảnh

hƣởng t i chất lƣợng nƣ c. Tuy nhiên vi c có

rêu, tảo đã ảnh hƣởng t i màu sắc nƣ c hồ, làm

giảm cảm quan và g y t m lý e ngại c a ngƣời

sử d ng.

Ở các hồ nhỏ không có mái che nắng thì vi c

phát triển rêu tảo là quá trình phát triển tự nhiên.

Nếu không có giải pháp giảm thiểu, các cá thể

rêu tảo phát triển mạnh sẽ ảnh hƣởng t i chất

lƣợng nƣ c. Nguồn rêu tảo đƣợc dẫn vào hồ ch

yếu qua đƣờng nƣ c thu gom và gió cu n. Nh n

t ch quan dẫn đến rêu tảo phát triển nhiều là

h th ng thu gom và dẫn nƣ c về hồ cho đến

nay ch yếu đƣợc thiết kế hở (xem hình 1). Đất

cát, rác đƣợc cu n vào hồ qua đƣờng này. Gờ

x y tƣờng ao quanh hồ thấp cũng là nh n t

thuận lợi cho gió cu n i rác vào hồ (xem hình

2). Mặt khác hồ nƣ c và h th ng thu gom

không đƣợc làm v sinh định k làm lƣợng ùn

rác tồn đọng tăng lên. Đ y là những nh n t ch

yếu cần đƣợc xem xét để có i n pháp thiết kế

giảm thiểu.

Vấn đ rác b n, động vật c trong nước hồ.

Cũng nhƣ vấn đề rêu tảo, ở nhiều hồ đã quan sát

thấy hi n tƣợng cóc su i sinh s ng và rác n

trong nguồn nƣ c hồ. Vào mùa sinh sản trong

hồ có nhiều đám l n n ng nọc mầu đen. Trong

nƣ c hồ c n có những ấu thể côn trùng, trùng

ánh xe, trùng ch n ch o. Đặc i t phản cảm là

các rác thải nhƣ túi nylon, vỏ ánh kẹo, lá c y

trôi nổi trên mặt hồ.


Đ y là vấn đề ảnh hƣởng nghiêm trọng t i

cảm quan c a ngƣời sử d ng, ảnh hƣởng t i

chất lƣợng nguồn nƣ c. Nguyên nh n ch yếu

c a hi n tƣợng này là chƣa có i n pháp hạn

chế sự x m nhập c a m t s loài đ ng vật nhƣ

ếch nhái vào hồ. H th ng hồ chứa cấp nƣ c

chƣa có khu vực lấy nƣ c riêng i t, ngƣời sử

d ng trực tiếp vào hồ lấy nƣ c, vứt rác n,

thậm chí c n tắm giặt ngay ậc thang vào hồ.

Vào thời điểm khảo sát tháng 4 (c n hơn 1

tháng đến mùa mƣa), trong s 24 hồ đã điều

tra có 6 hồ ở vào tình trạng ít nƣ c, 2 hồ cạn

nƣ c, 8 hồ tƣơng đ i nhiều nƣ c và 8 hồ đƣợc

đánh giá là nhiều nƣ c (xem ảng 1). Hồ ít

nƣ c (IN) là hồ có mực nƣ c thấp hơn mực

nƣ c thiết kế. Hồ nhiều nƣ c có mực nƣ c

cao hơn 2/3 mực nƣ c thiết kế. S lƣợng hồ

cạn nƣ c và ít nƣ c chiếm t i 33 và đ y là

con s khá cao.

Bảng 1. Mức độ đầy nƣớc ở các hồ chứa Thời điểm khảo sát tháng 4.2012

STT Tên hồ Huyện Xã Dung tích

hồ ( m3)

Mức độ chức

nƣớc

1 Lũng Phùa M o Vạc Lũng Chinh 5.350 NN

2 Khâu Vai - Khâu Vai 4.000 TĐN

3 Làn Chải - Lũng Pù 9.423 NN

4 Chó Do - Cán Chu Phìn 5.834 IN

5 Giàng Chu phìn - Giàng Chu phìn 10.410 CN

6 S ng Nhì B - S ng Máng 8.870 NN

7 Hạ P ng Cáy - S ng Trà 7.797 TĐN

8 Tả L ng - Tả L ng 30.000 TĐN

9 T Đú - TT.M o vạc 7.254 IN

10 Pải Lùng - Pải Lùng 7.840 TĐN

11 Pải Lùng B - Pải Lùng 4.140 TĐN

12 Lũng Phìn Đồng Văn Lũng phìn 16.000 NN

13 Tả L ng - Tả L ng 4.200 CN

14 Sính Lùng - Sình Lùng 4.000 TĐN

15 Tả Phìn B - Tả Phìn 5.720 TĐN

16 Ha Búa Đa - Thài phìn T ng 10.000 NN

17 Xà Phìn B - Xà Phìn B 4.700 IN

18 Lũng Thầu - Lũng Thầu 5.000 NN

19 Vần Chải - Vần Chải 4.140 IN

20 Mà L ng A - Lũng Táo 1.600 IN

21 Nhù Sang - Lũng Táo 5.341 NN

22 Sính Thầu - Sảng T ng 5.680 TĐN

23 S o L ng A - Sảng T ng 3.778 IN

24 Tả L ng A - Sảng T ng 6.562 TĐN

NN- Nhiều nƣ c, TĐN- Tƣơng đ i nhiều nƣ c, IN- t nƣ c, CN- Cạn nƣ c


Đ i v i hai hồ cạn nƣ c, công tác khảo sát

sơ cho thấy có hi n tƣợng mất nƣ c qua

đáy hồ. Đáy hồ ị nứt trồi lên. Ph n tích sơ

cho thấy đ y là tác đ ng c a áp lực đ y nổi do

mực nƣ c ngầm d ng cao dƣ i nền hồ trong

các trận mƣa l n.

Đ i v i 6 hồ ít nƣ c cũng đã xác định đƣợc

nguyên nh n ch yếu là do nguồn nƣ c về hồ

thiếu, trong i cảnh lƣợng nƣ c mất đi do c

hơi khá l n. Vi c nƣ c về hồ ít ch yếu do chƣa

khảo sát, điều tra chi tiết đặc điểm cũng nhƣ khả

năng cung cấp c a nguồn nƣ c, chƣa có i n

pháp thiết kế thu gom đầy đ .

Bên cạnh những hạn chế nêu trên, c n có

trƣờng hợp 3 công trình thu gom nước đ thi

công bị loại bỏ phải chu ển sang khai thác

nguồn khác. Điều này làm ảnh hƣởng t i giá

thành và hi u quả đầu tƣ c a dự án. Và

nguyên nh n chính cũng là công tác điều tra

nguồn nƣ c chƣa kỹ, chƣa đầy đ , chƣa đánh

giá hết mức đ ô nhiễm nguồn nƣ c do rác

thải sinh hoạt, canh tác.

Hi n nay suất đầu tƣ cho mỗi mét kh i dung

tích hồ lên t i 2-2.5 tri u đồng/m3. Đ y là con

s cao so v i x y dựng ể chứa nhỏ. Nguyên

nh n là khi thiết kế chƣa chú trọng khảo sát nền

địa chất hoặc chọn vị trí x y hồ là các khu có

hang đ ng, phải thiết kế đáy hồ ằng ê tông c t

thép 2 l p rất t n kém, hoặc quá thiên về an

toàn. Thành hồ cũng x y ê tông c t thép chƣa

chú trọng sử d ng vật li u đá x y địa phƣơng để

giảm giá thành.

2. Các biện pháp khắc phục và nâng cấp

chất lƣ ng nƣớc

Từ trƣ c t i nay phần nhiều m i chú trọng

t i vấn đề làm sao có nƣ c để dùng mà chƣa

thực sự chú ý t i chất lƣợng và v sinh nguồn

nƣ c. Hầu hết các công trình đầu tƣ cho đến nay

chƣa chú trọng t i khu vực thu gom nƣ c, chƣa

tách i t ra khu cấp nƣ c riêng. V i yêu cầu

ngày m t cao về nƣ c sinh hoạt, cần tách i t r

3 khu chức năng để có sự chú trọng đầu tƣ đúng

mức. Đó là khu khai thác nguồn nước, khu

ch a nước và khu cấp nước.

Khu khai thác nguồn nước có chức năng thu

đ lƣợng nƣ c yêu cầu v i đ nhiễm n tự

nhiên thấp nhất. Trong khu này có đới sinh thủ

tạo ra nguồn nƣ c để khai thác. Đ i này cần

đƣợc xác định r phạm vi và ảo v thích đáng.

Không chăn thả gia súc trong đ i này, không sử

d ng các loại ph n ón và thu c ảo v thực

vật. Cần khoanh vùng đ i sinh th y tách i t

v i khu sinh hoạt, sản xuất c a d n cƣ. Khuyến

khích trồng c y l u năm trong đ i sinh th y và

có hàng rào c y ảo v .

Trong khu khai thác, các hạng m c công

trình thu gom cần đƣợc kín hóa. Vi c kín hóa

nhằm giữ sạch nguồn nƣ c và tạo cảm quan tích

cực cho ngƣời sử d ng. Các công trình thu nƣ c

cần phải có khả năng làm sạch sơ nguồn

nƣ c, thuận lợi cho vi c v sinh định k . Ở mức

đ cho phép, cần có hàng rào ảo v . Ngoài ra,

công tác thiết kế cũng cần chú trọng t i khả

năng mở r ng phạm vi khai thác.

Khu ch a nước có chức năng trữ đ lƣợng

nƣ c dự kiến, ảo v đƣợc chất lƣợng và thuận

lợi cho cấp nƣ c sử d ng. Trong khu này, ên

cạnh hồ chứa c n có các hạng m c ảo v nhƣ

tƣờng, hàng rào, hành lang ảo v . Hành lang và

hàng rào ảo v cần đ r ng để tránh sự x m

nhập c a ngƣời, gia súc và các hành đ ng làm

n nƣ c hồ.

Khu cấp nước: có chức năng cấp nƣ c sạch

cho sử d ng tại chỗ và mang chuyển về các h

gia đình. Khu này cần đ c lập về không gian v i

khu hồ chứa và cần đƣơc trí thoáng, sạch

thuận ti n cho ngƣời sử d ng. Khu này gồm các

hạng m c ch yếu sau: ể lọc tinh (hoặc d ng

c lọc tinh), ể cấp nƣ c sạch, khu tắm, giặt,

phơi quần áo.

ự đ y đ yê ả đị

y , đị

Cho đến nay, công tác khảo sát m i chỉ chú

trọng t i địa hình khu vực hồ nƣ c. Vi c điều


tra địa chất th y văn, địa chất công trình khu

nguồn nƣ c, khu chứa nƣ c không đƣợc thực

hi n. Điều này đã dẫn t i các tồn tại nhƣ đã nêu

ở phần đầu và g y lãng phí trong thiết kế. Hi n

nay, có nhiều tiêu chu n quy định kh i lƣợng

cũng nhƣ nhi m v khảo sát cho các công trình

hồ chứa cấp nƣ c sinh hoạt. Khu vực x y dựng

các công trình hồ treo phổ iến là các thành tạo

đá vôi nhiều hang đ ng. Vì vậy, vi c khảo sát,

đánh giá đ nứt nẻ c a đá g c, sự hình thành và

phát triển c a các h s t cũng nhƣ hang đ ng là

hết sức cần thiết.

iều chỉnh thiết kế nâng cao hiệu suất

cấp nước

Đối với khu khai thác nguồn nước:

Ở vùng núi đá vôi và các vùng đồi núi khác

thƣờng có khá nhi u các loại nguồn nước. Đó là

các mạnh l (nƣ c mó), nƣ c ngầm thấm rỉ,

nƣ c ch y tràn trong các trận mƣa, nƣ c mƣa.

Cần thiết kế khai thác kết hợp 2-3 loại nguồn

này để tăng cƣờng lƣợng nƣ c cấp về hồ.

Đối với nước mạch lộ cần thiết kế ể

í ngay tại điểm xuất l nhằm giữ sạch

nƣ c về hồ. Đáy ể là mặt đá tự nhiên đã đƣợc

làm phẳng hoăc là ê tông lát. Các thành ên là

đá x y hoặc ê tông c t thép. Bể cần có lắp đậy

khít và có thể tháo lắp để kiển tra và làm v sinh

khi cần. Kích thƣ c và hình dạng ể tùy thu c

lƣu lƣợng mó nƣ c và địa hình tại chỗ. Bể thu

cần đƣợc lấp đầy ằng vật li u lọc. Đ

nƣ c từ ể là ng lọc có đƣờng kính và chiều

dài đ l n để thu đ lƣu lƣợng khi mƣa l n.

Nƣ c đƣợc dẫn về hồ chứa ằng đƣờng ng.

Vách nhả nước trên sƣờn núi cần đƣợc thiết

kế đ s u để tận d ng hết nguồn nƣ c thấm rỉ.

Thông thƣờng trên sƣờn núi đá vôi dạng kh i

hoặc ph n l p dầy, chiều s u c a tầng nƣ c

vách núi (nƣ c epikarst) là 1m t i 3m (Vũ Cao

Minh và nnk 2008). Cần có h đào khảo sát và

đo địa vật lý xác định đáy c a tầng nƣ c này.

Vách nhả nƣ c cần đƣợc thiết kế đào đến hết

đáy c a tầng nƣ c vách núi. Vi c làm này vừa

tăng lƣu lƣợng trong mùa mƣa, vừa thu đƣợc

lƣợng nƣ c thấm rỉ kéo dài trong mùa khô.

Trong công tác kín hóa công trình khai thác,

nên sử d ng vật li u cát, đá dăm, sử d ng các

ng lọc, các tấm lọc thu nƣ c (water elt) và

thiết kế tấm chắn hoặc l p ph che chắn ằng ê

tông. Ví d m t trƣờng hợp kín hóa có thể tham

khảo trên sơ đồ (hình 3). Trên sơ đồ này vách

nhả nƣ c và hào thu nƣ c đƣợc tạo ra do mở

rãnh đào vào sƣờn núi. Nƣ c từ sƣờn núi ch y

qua vách nhả nƣ c vào hào thu. Trong hào thu

có vật li u lọc và ng lọc dẫn nƣ c về h thu

gom. Hào đƣợc kín hóa ằng ê tông. Công tác

kín hóa cần làm không chỉ đ i v i loại nguồn

nƣ c thấm rỉ mà c n cần làm v i tất cả các loại

nguồn khác (mạch l , nƣ c ch y tràn)

Hình 3. Sơ đồ khai thác nước thấm r t vách núi

Đối với hồ ch a nước

Hồ chứa nƣ c cần đƣợc lựa chọn x y dựng ở

vị trí thuận lợi. Đó là các khu có địa hình cao,

tƣơng đ i ằng phẳng, điều ki n địa chất công

trình tƣơng đ i đồng nhất, tách i t v i khu nhà

d n, khu chăn thả. Địa hình cao tự nhiên hoặc

đƣợc tôn cao sẽ tạo điều ki n cấp nƣ c tự ch y.

Nền địa chất đồng nhất sẽ giảm chi phí xử lý.

Hồ chứa nƣ c nên đƣợc thiết kế nửa chìm

nửa nổi, mi ng hồ cần cao hơn mặt đƣờng vận

hành để tiết ki m chi phí trong trƣờng hợp cần

đào . Tƣờng ao cần thiết kế đ cao để ếch nhái,

lá c y, rác… ít có khả năng x m nhập. Cần thiết


kế h th ng xả v sinh đáy hồ và các ng thoát

áp trong trƣờng hợp có áp lực đ y nổi. Cần thiết

kế các i n pháp xử lý hang h c dƣ i nền hồ

đảm ảo chịu đƣợc lực và tải trọng khi tích

nƣ c. Trong thiết kế nên khuyến khích áp d ng

vật li u m i ch ng thấm và vật li u địa phƣơng

nhƣ vải ch ng thấm, đất đầm n n, đá x y. Khi

thiết kế cần lƣu ý các giải pháp để dễ dàng tháo

nƣ c v sinh l ng hồ định k .

Mặt ằng trí công trình khu trữ và cấp

nƣ c có thể tham khảo từ ví d hồ Sà Phìn,

huy n Đồng Văn và đƣợc gi i thi u trên hình 4.

Trên sơ đồ này hồ chứa có tƣờng ao, hành lang

ảo v , tƣờng rào riêng i t. Khu cấp nƣ c nằm

tách i t, có trạm ơm, ể lọc tinh, ể cấp nƣ c

sạch và l i đi riêng.

Hình 4. Mặt bằng bố trí các công trình ch a

và cấp nước ví d hồ Sà Phìn

KẾT LUẬN

Hồ treo là loại hình thu trữ nƣ c từ nguồn

nƣ c ngầm vách núi và các nguồn phi truyền

th ng khác. Trong các năm qua loại hồ này đã

phát huy tác d ng tạo nguồn cấp, giải quyết t i

thiểu nhu cầu về nƣ c sinh hoạt cho nh n d n

vùng cao núi đá gặp khó khăn về nguồn nƣ c.

Tuy nhiên vi c thiết kế thi công và vận hành

cho đến nay cũng c l các hạn chế về chất

lƣợng v sinh thấp, lƣợng nƣ c sử d ng nhiều

công trình chƣa đáp ứng thiết kế.

Nhằm cải thi n chất lƣợng v sinh nguồn

nƣ c cấp đề nghị tách i t r a khu chức năng

trong cấp nƣ c sinh hoạt. Trong đó cần chú

trọng ảo v đ i sinh th y và cần tách khu cấp

ra khỏi khu hồ chứa. Bên cạnh đó cần chú trọng

kín hóa trong kh u thiết kế các công trình thu

gom nƣ c. Dành các đầu tƣ cần thiết cho các

hạng m c công trình ảo v hồ chứa và v sinh

l ng hồ.

Để tăng lƣợng nƣ c cấp đồng thời hạn chế

các sự c công trình và giảm chi phí x y dựng,

cần tu n th đầy đ các quy định về khảo sát địa

chất th y văn nguồn nƣ c và địa chất chất công

trình khu l ng hồ. Trong khảo sát thiết kế cần

chú trọng khai thác kết hợp các loại nguồn

nƣ c, tăng cƣờng sử d ng vật li u thay thế và

vật li u địa phƣơng.


1. Trịnh Qu c Hải và nnk, 2014. Nghi n c u

thực trạng và ng d ng giải pháp công nghệ ử

lý nhiễm b n nước tại các hồ treo tr n 4 hu ện

vùng cao núi đá t nh Hà Giang. Đề tài cấp tỉnh,

lƣu sở KH và CN Hà Giang

2. Hƣ ng dẫn x y dựng hồ chứa nƣ c sinh

hoạt 4 huy n vùng cao núi đá tỉnh Hà Giang. S

207/HD-NN tháng 3 năm 2011.

2. Vũ Cao Minh và nnk, 2008. Nghi n c u

thử nghiệm một số giải pháp cấp nước cho một

số khu vực đặc biệt kh kh n vùng núi phía bắc.

113 trang. Báo cáo đề tài KHCN, lƣu Vi n Hàn

l m Khoa học và Công ngh Vi t Nam.

4. Nguyễn Thị Nguy t, 2013. Cấp nước sinh

hoạt vùng cao núi đá Hà Giang: Thực trạng và

một số đi u cần quan tâm giải qu ết. Tạp chí

Khoa học và Công ngh Th y Lợi, s 15- 2013.

Người phản biện: PGS.TS ĐỖ MINH ĐỨC


ĐẶC ĐIỂM LŨ BÙN ĐÁ VÀ GIẢI PHÁP

CẤU TRÖC LINH HOẠT GIẢM NHẸ TAI BIẾN DO LŨ BÙN ĐÁ

Ở VÙNG NÖI PHÍA BẮC VIỆT NAM

NGUYỄN ĐỨC MẠNH, PHẠM THU TRANG*

Characteristic of debris flow and solution for debris flow mitigation

using flexible structure in the Northern mountains of Vietnam

Abstract: The article analyzes the debris flow situation in the Northern

mountains of Vietnam and introducing new construction solutions for

debris flow mitigation using flexible structure by high strength steel net

and stainless steel, orienting to apply this method of structure in our

country in the near future.

Keywords: Flexible structure, flexible debris flow barriers, natural

disaster, debris flow

1. MỞ ĐẦU*

Lũ ùn đá là d ng chảy tạm thời, thu c loại

hình lũ quét đặc i t v i d ng nƣ c có m t

lƣợng l n vật li u dạng hạt (tảng sắc hay tr n

cạnh, dăm, cu i, sỏi, sạn, cát) và ùn đất hạt

mịn ( i, sét) (t i 60 ), xảy ra đ t ng t, thời

gian duy trì ngắn (từ 5-10 phút đến 8 – 12 giờ),

có vận t c cũng nhƣ đ ng năng l n. Lũ ùn đá

phát sinh từ thƣợng nguồn các su i đ d c l n,

nơi đất đá ị s t trƣợt mạnh và chảy dồn về phía

các cửa su i, vùng ảnh hƣởng tƣơng đ i r ng

[2,3,5].

Lũ ùn đá l n từng xảy ra tại thị xã Lai Ch u

cũ (1990), Mƣờng Lay (Đi n Biên, 1996), Du

Tiến (Hà Giang, 2004) ... hay gần nhất 8/2017

tại Mƣờng La (Sơn La) và Mù Cang Chải (Yên

Bái). Nhiều giải pháp c thể đƣợc triển khai

nhằm giảm thiểu thi t hại do lũ ùn đá nhƣ tăng

cƣờng trồng và ảo v rừng đầu nguồn, ph n

d ng và khơi thông các d ng lũ, x y dựng các

công trình ph ng ch ng trƣợt lở đất và lũ ùn

đá, qui hoạch d n hợp lý… Song, đến nay thi t

* Bộ môn Địa kỹ thuật, khoa Công trình, trường Đại học

Giao thông Vận tải

DĐ:0904679768

Email: [email protected]

hại do tai iến lũ ùn đá vẫn diễn ra hàng năm,

tiêu iểu nhƣ trận lũ quét - lũ ùn đá 8/2017 tại

Yên Bái, Sơn La và Lai Ch u đã làm chết và

mất tích 45 ngƣời, 196 ngôi nhà ị cu n trôi,

177 ngôi nhà ị hƣ hỏng, 130 ha lúa ị vùi lấp

hay cu n trôi, hàng trăm ha hoa màu ị thi t hại

...[Nguồn Ban chỉ đạo ph ng ch ng l t ão

Trung Ƣơng - BCĐ PCLB TW].

Cấu trúc linh hoạt v i vật li u cấu thành từ

thép cƣờng đ cao không gỉ, thiết kế dạng rào

ngăn giữ giữ các vật li u rời ngay tại d ng su i

khi lũ ùn đá xảy ra, đƣợc sử d ng hi u quả tại

nhiều nƣ c Ch u Âu, Nhật Bản, Đài Loan …

nhƣng chƣa đƣợc áp d ng ở Vi t Nam. Từ các

ph n tích về đặc điểm và cơ chế điển hình lũ

ùn đá, ài áo gi i thi u về khả năng sử d ng

loại kết cấu rào chắn linh hoạt này nhằm giảm

thiểu r i ro khi lũ ùn đá xảy ra tại vùng núi

nƣ c ta.

2. THỰC TRẠNG TAI BIẾN LŨ QUÉT -

LŨ BÙN ĐÁ Ở VÙNG NÚI PHÍA BẮC

VIỆT NAM

Kết quả nghiên cứu c a Vi n Địa chất và

nhiều nhà khoa học đã khẳng định [4,10], lũ

quét trong đó có lũ ùn đá đã và xảy ra nhiều

lần ở tất cả các tỉnh miền núi nƣ c ta, đặc i t là


vùng núi phía Bắc. Phổ iến và đƣợc ghi nhận

thƣờng xuyên từ những năm 1950 t i nay nhƣ

tại Lai Ch u, Đi n Biên, Sơn La, Lào Cai, Yên

Bái, Hòa Bình, Tuyên Quang, Hà Giang, Thái

Nguyên … [1,4]. Đến nay chƣa có th ng kê m t

cách đầy đ , nhƣng chỉ trong khoảng 15 năm

(1990 – 2005), lũ quét, lũ ùn đá đã làm chết và

mất tích hơn 965 ngƣời, ị thƣơng hơn 628

ngƣời, g y thi t hại 13.280 ngôi nhà và 197 879

ha lúa và hoa màu [2,4].

Bản đồ ph n vùng nguy cơ lũ ùn đá tỷ l

1/250.000 và 1/500 000 (Hình 1) [10] cho thấy,

mức đ nguy cơ đƣợc ph n thành 5 cấp đ :

Vùng nguy cơ xảy ra lũ ùn đá rất cao nhƣ

Mƣờng Lay (Đi n Biên), Sìn Hồ và Phong Thổ

(Lai Ch u), Xín Mần và Hoàng Xu Phì (Hà

Giang), Bát Xát, Sa Pa và Cam Đƣờng (Lào

Cai), Tú L , Trạm Tấu, Mù Cang Chải (Yên

Bái), Bắc Yên, Mƣờng La (Sơn La); Vùng nguy

cơ cao ph n r ng khắp gồm dọc dải Hoàng

Liên Sơn, T y Bắc các tỉnh Lai Ch u (Mƣờng

T , Tuần Giao, thị xã Lai Ch u), T y và Đông

các tỉnh Hà Giang, m t s khu vực thu c Bắc

Kạn, Cao Bằng, Yên Bái, Sơn La, Quảng Ninh,

Thái Nguyên, H a Bình; Vùng nguy cơ tƣơng

đ i cao ch yếu tại phần phía T y, tỉnh Lai

Ch u, Sơn La, phía Đông Hà Giang và m t s

nơi tại Cao Bằng, Lạng Sơn, Lào Cai, Yên Bái,

H a Bình hay thành ph Đi n Biên Ph , khu

vực Đi n Biên Đông; Các vùng có nguy cơ thấp

và rất thấp tập trung ch yếu ở vùng đồi núi khu

vực Đông Bắc Bắc B và đơn lẻ tại các khu vực

đồi núi thấp ở T y Bắc. Trận lũ quét – lũ ùn đá

lịch sử xảy ra 4/8/2017 vừa qua tại Mƣờng La

(Sơn La) và Mù Cang Chải (Yên Bái) đều thu c

vùng nguy cơ rất cao về lũ ùn đá nhƣ ản đồ

ph n vùng đã thể hi n.

Hình 1. Bản đồ phân vùng ngu cơ lũ bùn đá các t nh mi n núi phía Bắc tỷ lệ 1/500000

Chủ bi n Vũ Cao Minh, 2004 [10]


Th ng kê lũ quét và lũ ùn đá cho thấy, từ

1958 t i nay, tất cả các tỉnh miền núi phía Bắc

đều đƣợc ghi nhận đã từng xảy ra v i mức đ

khác nhau. Trong đó, có t i 9 tỉnh thƣờng xuyên

ghi nhận có lũ quét và lũ ùn đá xảy ra v i qui

mô và thi t hại l n (Bảng 1).

Bảng 1. Lũ quét, lũ bùn đá điển hình ở một số tỉnh vùng núi phía Bắc [4, BCĐ PCLB TW]

TT Địa phƣơng Thời gian xảy ra

1 Lai Ch u và Đi n Biên

1958, 1975, 1976, 1977, 1990, 1991, 1992, 1994, 1996, 1997,

1998, 1999, 2000, 2001, 2002, 2003, 2010, 2013, 2014, 2015,

2016, 2017

2 Sơn La 1991, 1994, 1994, 1995, 1996, 1997, 1999, 2008, 2009, 2010,

2013, 2014, 2015, 2017

3 Lào Cai

1969, 1988, 1992, 1993, 1995, 1996, 1997, 1998, 1999, 2000,

2001, 2002, 2003, 2004, 2005, 2008, 2012, 2013, 2015, 2016,

2017

4 Yên Bái 1977, 1988, 1992, 1995, 1997, 1998, 2000, 2001, 2002, 2003,

2005, 2008, 2015, 2016, 2017

5 Hà Giang 1989, 1993, 1995, 1996, 1997, 1998, 2000, 2001, 2002, 2003,

2004, 2008, 2010, 2012, 2014, 2015, 2017

6 Tuyên Quang 1989, 1996, 1997, 1998, 1999, 2000, 2001, 2002, 2003, 2006

7 Thái Nguyên 1969, 1973, 1978, 1986, 1990, 1996, 1997, 2001, 2002, 2016

8 Bắc Kạn 1997, 1999, 2000, 2001, 2002, 2003, 2006, 2009, 2010, 2014

3. ĐẶC ĐIỂM VÀ CƠ CHẾ LŨ BÙN ĐÁ

Ở VÙNG NÚI PHÍA BẮC VIỆT NAM

Lũ quét và lũ ùn đá là quá trình phức tạp,

chịu nhiều yếu t tác đ ng, xảy ra ở vùng núi,

khó tiếp cận nên vi c nghiên cứu chúng ằng

định lƣợng chi tiết thƣờng gặp khó khăn. Tại

Vi t Nam, lũ ùn đá lần đầu đƣợc đề cặp trong

các nghiên cứu c a Vi n Địa chất thu c Vi n

Hàn l m Khoa học và Công ngh Vi t Nam từ

những năm 1996 -1997 [4,5], sau đó là nhiều

công trình nghiên cứu khác c a Vũ Cao Minh,

Nguyễn Trọng Yêm, Cao Đăng Dƣ, Trần Văn

Tƣ, Nguyễn Qu c Thành, Lê Thị Nghinh …

Phần l n các nghiên cứu đều th ng nhất lũ quét

khác i t v i lũ ùn đá, thậm chí cho rằng lũ

ùn đá chỉ là m t kiểu c a lũ quét. Để thành tạo

d ng lũ ùn phải tồn tại hai điều ki n: (1) Hàm

lƣợng vật chất rắn l n; (2) D ng nƣ c có t c đ

đ l n lôi kéo vật li u rắn vào d ng chuyển

đ ng (Seko A.I., 1980; Nguyễn Trọng Yêm,

1999; Cao Đăng Dƣ, 2000)[3])

Lũ quét và lũ ùn đá thƣờng phát sinh sau

những đợt mƣa l n kéo dài liên t c và kết thúc

ằng m t trận mƣa cƣờng đ cao vƣợt tr i ở

những nơi thung lũng có địa hình d c l n, những

khu vực đồi núi l p ph thực vật ít, các thành tạo

đất đá v n rời và ị phong hoá mạnh. Tác nh n

trực tiếp g y lũ ùn đá là trƣợt lở, đ ng đất khi


mƣa l n… v i phƣơng thức phá h y điển hình là

cu n trôi, đập vỡ và vùi lấp [4,5].

Lũ ùn đá phát sinh ch yếu trên các su i có

đ d c l ng l n (20-26o), ngắn, sƣờn thung lũng

có đ d c l n và lƣu vực hứng nƣ c nhỏ. Chẳng

hạn nhƣ tại khu vực Mƣờng Lay (Đi n Biên), 18

su i đã phát sinh lũ ùn đá đều có chiều dài

dƣ i 7km, phổ iến là 2 - 4km, đ d c l ng đều

>20o. Hay khu vực Bát Xát (Lào Cai), Nậm

Cóng (Sìn Hồ, Lai Châu), Tân Nam (Hà Giang),

Mù Cang Chải, Tú L (Yên Bái), các su i đã

từng phát sinh lũ ùn đá cũng đều có đ dài từ

3-10km v i đ d c l ng t i gần 30o [4].

V i đ d c l ng su i l n và lƣu vực hứng

nƣ c nhỏ, d ng lũ có mật đ ùn đá cao (10 –

60 %) và đ ng năng rất cao, có thể dễ dàng đập

vỡ công trình x y dựng nhƣ nhà cửa, cầu, c ng

… và cu n chúng đi hàng trăm mét. Khi gặp các

chi lƣu l n hơn v i t c đ nhỏ, đ ng năng d ng

lũ ùn đá giảm đ t ng t, tạo nên m t kiểu trầm

tích l c địa nhất định - lũ tích, thƣờng hợp thành

các nón phóng vật và l p ph lũ tích ở các cửa

sông miền núi hay cửa su i r ng hàng trăm mét,

có thể cao t i hàng ch c mét [2,4,5].

Ví d tại khu vực Mƣờng Lay, nơi đƣợc đánh

giá có nguy cơ lũ quét và lũ ùn đá rất cao

[2,10]. Sƣờn núi phía Đông thung lũng Nậm

Lay, có đ cao từ 700m đến 1000m, d c 25-35o,

kéo dài liên t c t i 35km. Cấu tạo địa chất là

các phiến sét, đá vôi ị phong hóa dập vỡ mạnh

thu c h tầng Pa Ham và Nậm Cô. Trong đợt

mƣa lũ kéo dài ngày 17-18/8/1996, lũ ùn đá tạo

thành nhiều đợt l n nhỏ, xen kẽ dạng sóng. Trận

lũ ùn đá này kéo dài khoảng gần 12 giờ [2,10].

Vật li u đất đá cho d ng lũ ch yếu xuất phát từ

các vị trí trƣợt lở dọc sông su i cung cấp. Các

kh i đất đá cu n theo d ng lũ có hình dạng gần

đẳng thƣ c. Kích cỡ các tảng đá khi đó lên t i

3-5m (tại cửa su i Huổi L ng, Huổi Phán, Huổi

Ló… khu vực thị trấn Mƣờng Lay, kh i lƣợng

t i 100-200 tấn [2].

Các yếu t trực tiếp và gián tiếp làm phát

sinh phát triển lũ ùn đá là do tác đ ng c a d ng

chảy tạm thời trên sƣờn d c mà trực tiếp do

mƣa v i lƣu lƣợng l n, cƣờng đ đặc i t cao

tập trung trong vài giờ trên di n tích hẹp c a

sƣờn lũng từ vài ch c đến vài trăm km2 [2,4,5].

Phong hóa đất đá làm iến đổi tính chất cơ lý

đất đá, thay đổi cấu tạo tầng ph theo hƣ ng dễ

ị xói m n và rửa trôi (tăng mức đ nứt nẻ, đ

rỗng, đ thấm nƣ c, giảm lực liên kết, giảm sức

kháng cắt…). Đất mềm rời có ề dày tầng ph

càng l n, có đ thấm cao, đ nứt nẻ, đ rỗng l n

thì càng dễ làm phát sinh các quá trình dịch

chuyển sƣờn d c, trong đó có lũ ùn đá. Đặc

điểm địa hình, địa mạo, định hƣ ng không gian

và đ cao c a địa hình, đ d c sƣờn d c, mức

đ chia cắt ngang và l p ph thực vật là những

điều ki n có tác đ ng thúc đ y hoặc hạn chế

thành tạo quá trình sƣờn d c và lũ ùn đá [5].

Hoạt đ ng n ng t n kiến tạo vừa tác đ ng

làm tăng đ cao và góc d c sƣờn d c, c n làm

tăng đ ng năng d ng chảy mặt, do đó làm tăng

đ ng lực quá trình lũ ùn đá. Các tác đ ng khác

c a con ngƣời nhƣ đ t hay phá rừng, x y dựng

các th y đi n tùy ti n, khai thác khoáng sản,

canh tác tự phát trên sƣờn d c, và các hoạt đ ng

kinh tế khác làm mất c n ằng tự nhiên trong

các lƣu vực … tạo nguồn vật li u cho d ng lũ

quét, lũ ùn đá, thậm chí c n tạo nguồn nƣ c

cho d ng chảy lũ. Các quá trình địa đ ng lực

khác trên ề mặt sƣờn d c nhƣ s t lở đất đá,

trƣợt đất đá, đ ng đất, núi lửa… cũng là những

tác nh n g y nên lũ ùn đá.

Kết quả nghiên cứu trận lũ quét – lũ ùn đá

trong đợt mƣa lũ l n ngày 3/8/2017 chỉ r ,

nguồn phát sinh có s t trƣợt đất tại sƣờn d c v i

tầng ph dày và đất đá ở rời, nơi xảy ra là

thung lũng hẹp có đ d c l n, sức tàn phá l n và

sản ph m tích t đất đá đa thành phần (hình 2).


a) Sơ đồ chung lũ ùn đá

b) Mô hình tổng thể lũ ùn đá

c) Nguồn cấp vật li u rời rạc

d) Đƣờng đi qua d ng lũ ùn đá

e) Khu vực tích t vật li u rời rạc

Hình 2. Sơ đồ và hình ảnh trận lũ bùn đá tại Mường La, Sơn La 8/2017 [9,10]

4. SỬ DỤNG HỆ THỐNG LƢỚI THÉP

CƢỜNG ĐỘ CAO KHÔNG GỈ PHÒNG

TRÁNH THIỆT HẠI DO LŨ BÙN ĐÁ

Để ph ng tránh lũ ùn đá nhằm giảm nhẹ

thi t hại, ngoài các giải pháp về quản lý và sử

d ng đất nông nghi p cũng nhƣ đất rừng, hay

phân vùng và điều chỉnh quy hoạch các nơi

trồng, nơi cần ảo v rừng và loại rừng, các giải

pháp công trình hi n áp d ng ở nƣ c ta ao

gồm: Cải thi n điều ki n d ng chảy trong l ng

dẫn c a các lƣu vực nguy cơ lũ ùn đá ằng

cách tăng đ d c l ng dẫn hay kênh hóa lòng


c a chúng; ph n d ng lũ theo kênh dẫn ra sông

chính l n; x y dựng các h th ng giám sát cảnh

áo nguy cơ lũ ùn đá s m; hay x y dựng công

trình ph ng ch ng s t trƣợt đất tại các khu vực

đầu nguồn ...[2,4].

Giải pháp cấu trúc linh hoạt ph ng ch ng lũ

bùn đá ằng h th ng lƣ i thép cƣờng đ cao

không gỉ đã và đang đƣợc sử d ng hi u quả tại

nhiều nƣ c ch u Âu, Nhật Bản, Mar c, Brazil

[7,8,9]… H th ng này có thể di chuyển linh

hoạt, đƣợc cấu tạo từ các hợp phần chính gồm

lƣ i thép đ ền kéo đứt t i thiểu 1770MPa [6]

có l p ảo v ch ng ăn m n đặc i t v i mắt

lƣ i dạng kim cƣơng (mắt lƣ i 83x143mm, sợi

thép 3mm) hoặc dạng v ng lƣ i (ring net,

đƣờng kính v ng khác nhau), kết hợp v ng hãm,

v ng kết n i di đ ng trên cáp trợ giúp phần đỉnh

lƣ i, neo cáp dạng xoắn c, c t thép có thể di

đ ng (Hình 3,4,5)…

Hình 3. Sơ đồ hệ thống rào chắn linh hoạt ng n

lũ bùn đá bằng lưới thép cường độ cao [6,7]

a) Lƣ i dạng vòng b) Vòng hãm c) Vòng kết n i di đ ng

Hình 4. Một số hợp phần trong hệ thống kết cấu linh hoạt ng n chặn dòng lũ bùn đá [7,8,9]

Hình 5. Hiệu quả ng n giữ v n đá sau khi lũ

bùn đá bằng kết cấu linh hoạt [7,8]

Nguyên lý hoạt đ ng c a cấu trúc linh hoạt

(rào chắn linh hoạt ngăn lũ ùn đá) là có thể hấp

th năng lƣợng l n c a các mảnh v n đá chảy

xô vào rào ngăn giữ v i lực tác đ ng nhỏ nhờ sự

iến dạng l n c a h th ng lƣ i thép cƣờng đ

cao và các phận cấu thành [7,8]. Cấu trúc

linh hoạt sử d ng ph ng tránh lũ ùn đá có thể

thiết kế tự do theo loại hình thù phù hợp v i đặc

điểm hoạt đ ng vật li u ngăn giữ, thực tế vị trí

trí và m c đích ảo v . Chiều cao h tƣờng

rào này có thể t i hàng ch c mét, chiều dài mỗi

rào có thể t i 25m.

Kết quả nghiên cứu và áp d ng r ng rãi tại

Nhật Bản [9] cho thấy, kết cấu linh hoạt này

không chỉ là giải pháp tạm thời sử d ng để


ph ng tránh lũ ùn đá, mà c n có thể phát triển

và hoàn thi n theo tiêu chu n công trình c định

l u dài. Chúng có nhiều ƣu điểm nổi ật nhƣ dễ

dàng thi công th công ởi các hợp phần c a

chúng có kh i lƣợng nhẹ; công tác đào đất tại

công trƣờng rất hạn chế; thi công nhanh và

không yêu cầu nhiều thiết ị máy móc l n; chi

phí rẻ và không cần vận chuyển nhiều vật li u.

Đặc điểm đặc thù lũ ùn đá ở vùng núi Vi t

Nam nhƣ đã trình ày, khi mà đ d c d ng phổ

iến 20-30 đ , các vật li u v n đá nhiều thành

phần cùng v i hữu cơ, rác nhiều cơ hạt khác

nhau… là thích hợp khi sử d ng loại kết cấu

linh hoạt này nhằm giảm thiểu r i ro do lũ ùn

đá tàn phá hàng năm. Vi c sử d ng có thể đ c

lập m t hoặc nhiều loại lƣ i có mắt khác nhau

để ttois ƣu khả năng ngăn giữ vật li u d ng lũ

ùn đá đƣợc lựa chọn theo thực tế vị trí c thể.

5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Lũ ùn đá là m t loại hình tai iến tự nhiên

đặc thù, xảy ra nhanh và đ t ng t, gắn liền v i

mƣa cƣờng đ đặc i t l n hoặc mƣa l n kéo

dài, sức tàn phá kh c li t và xuất hi n phổ iến

ở vùng núi các tỉnh phía Bắc nƣ c ta.

Cấu trúc linh hoạt ph ng tránh tai iến lũ ùn

đá là giải pháp công trình có nhiều ƣu điểm để

áp d ng tại Vi t Nam trong thời gian t i, đặc

i t v i khu vực vùng núi phía Bắc.


1. Trần Thanh Hà. “Quan h giữa đặc điểm

địa mạo và trƣợt lở đất tại tỉnh Lào Cai”. Tạp

chí Khoa học ĐHQGHN - Các Khoa học Trái

đất và Môi trƣờng. Vol. 3, pp. 35–44, 2013.

2. Vũ Cao Minh. “Nghiên cứu đánh giá tổng

hợp các loại hình tai iến địa chất trên lãnh thổ

Vi t Nam và các giải pháp ph ng ch ng”. Đề tài

đ c lập cấp nhà nƣ c, 2005.

3. Nguyễn Đăng Túc. “Nhận định ƣ c đầu

về đặc điểm lũ quét lũ ùn đá ở T y Nguyên”.

Tạp chí Các khoa học về Trái đất. Vol. 37(2),

pp. 118–126, 2015.

4. Nguyễn Trọng Yêm. “Nghiên cứu đánh

giá trƣợt lở, lũ quét-lũ ùn đá m t s vùng nguy

hiểm miền núi Bắc B , kiến nghị các giải pháp

ph ng tránh, giảm nhẹ thiên tai”. Đề tài nghiên

cứu cấp nhà nƣ c - KC-08-01BS, 2006.

5. A. Armanini and M. Michiue. Recent

Developments on Debris Flows. Springer, 1997.

6. European Technical Approval ETA

09/0262. 16/0, 2014.

7. Geobrugg –Swiss. Flexible ring net

barriers for debris flow protection: The

economic solution. 2012.

8. Geobrugg –Swiss. Flexible shallow

landslide barriers: Cost-effective protection

against natural hazards. 2012.

9. TOA Grout Kogyo Co., LTD. Toa’s

Technology for Disaster Prevention using

Flexible Structure. Workshop “Technology

for Natural Disaster Mitigation”. Hanoi, 6th

Dec. 2017.

10. Tran Quoc Cuong, Vu Cao Minh,

Nguyen Quoc Thanh. Study flash flood –

debris flood in Vietnam: Achievements and

limitations. Workshop “Technology for Natural

Disaster Mitigation”. Hanoi, 6th Dec. 2017.

Người phản biện: PGS.TS TRẦN VĂN TƢ


ẢNH H ỞNG KÍCH TH C MÙN KHOAN T I CÔNG NGHỆ KHOAN TUẦN HOÀN NGHỊCH BẰNG BƠM ERLIFT VÀ GIẢI

PHÁP NÂNG CAO HIỆU QUẢ KHOAN CÁC GIẾNG KHAI THÁC N C NGẦM TRONG TRẦM TÍCH BỞ RỜI

NGUYỄN DUY TUẤN

*

Influence of sludge size and solution to improve efficiency of reverse

circulation drilling technology for water underground wells in

sedimentary strata

Abstract: The paper present researches on influence of sludge

size on reverse circulaion drilling technology using airiift pump

and some effective solutions for water underground wells in

sedimentary strata

1. ĐẶT VẤN ĐỀ*

Trong những năm gần đ y, ở Vi t Nam đã

nghiên cứu và áp d ng công ngh khoan tuần

hoàn nghịch (Reverse Circulation drilling –

RCD) ằng ơm erlift (Airlift pump - AP) để

khoan các giếng khai thác nƣ c ngầm v i m c

đích tăng khả năng thu hồi nƣ c trong tầng

chứa nƣ c.

Kết quả thực tế [ 2,3,4,8,9] cho thấy khi

khoan các giếng khai thác nƣ c ngầm đƣờng

kính l n đến 550 mm-600 mm ằng công ngh

tuần hoàn nghịch đạt hi u quả cao hơn so v i

công ngh khoan tuần hoàn thuận; song cũng

có m t s nhƣợc điểm khi khoan trong các địa

tầng trầm tích ở rời, liên kết yếu, lẫn cu i sỏi

kích thƣ c đến 50 mm-60 mm; hoặc các tầng

sét dẻo. Vì vậy, vi c nghiên cứu các yếu t

ảnh hƣởng t i công ngh khoan nghịch ằng

ơm AP khi khoan các giếng khai thác nƣ c

ngầm trong trầm tích ở rời và đề xuất các

giải pháp n ng cao hi u quả là rất cần thiết và

có ý nghĩa khoa học, thực tiễn.

* Viện Công nghệ Khoan

ĐD: 0913537739


2. ẢNH HƢỞNG KÍCH THƢỚC MÙN

KHOAN TỚI HIỆU QUẢ CÔNG NGHỆ

KHOAN TUẦN HOÀN NGHỊCH BẰNG

BƠM ERLIFT

Cũng nhƣ trong khoan tuần hoàn thuận, trong

khoan tuần hoàn nghịch hàm lƣợng,hình

dạng,kích thƣ c mùn khoan tạo thành trong quá

trình khoan ph thu c vào tính chất cơ lý đất đá,

kiểu d ng c phá h y đá và các yếu t công

ngh khoan.Các hạt mùn khoan tạo thành trong

quá trình khoan h a lẫn v i nƣ c rửa làm tăng

hàm lƣợng pha rắn dẫn t i tăng kh i lƣợng riêng

nƣ c rửa trong giếng khoan và giảm vận t c cơ

học khoan. Khi hàm lƣợng pha rắn trong nƣ c

rửa tăng từ 8 -36 vận t c cơ học giảm giảm

từ 2,2 m/h đến 1,3 m/h (hình 1) [7,8,9].

Hình 1. Ảnh hưởng của hàm lượng pha rắn

tới vận tốc cơ học khoan


Kh i lƣợng mùn khoan tạo thành trong quá

trình khoan đƣợc xác đinh theo công thức sau:

mGK

mGK

m VkDVD

kQ 2

2

785,04

(1)

trong đó: mQ - kh i lƣợng mùn khoan tạo

thành trong m t đơn vị thời gian,m3/h; GKD -

đƣờng kính giếng khoan,m; mV - vận t c cơ học

khoan,m/h. K= 1,3-1,5- h s mở r ng thành

giếng khoan.

Từ iểu thức (1) ta thấy khi tăng vận t c cơ

học khoan, kh i lƣợng mùn tăng theo; đặc i t

khi khoan các giếng đƣờng kính l n khai thác

nƣ c ngầm trong địa tầng trầm tích liên kết yếu,

kém ền vững, ở rời lẫn cu i sỏi.

Trong khoan tuần hoàn nghịch bằng ơm AP,

lƣu lƣợng nƣ c rửa cần thiết để rửa sạch đáy

giếng khoan và vận chuyển mùn khoan lên bề

mặt đƣợc xác định theo công thức sau:

vNR VdQ 2785,0 (2)

Trong đó: NRQ - lƣu lƣợng nƣ c rửa cần thiết

để rửa sạch đáy giếng khoan và vận chuyển mùn

khoan lên ề mặt, m3/s; d - đƣờng kính trong

c a c t cần khoan, m; vV - vận t c d ng nƣ c

rửa vận chuyển mùn khoan lên bề mặt đất,m/s.

Vận t c d ng nƣ c rửa vận chuyển mùn

khoan lên bề đƣợc xác định theo công thức sau:

)( cukV vv (3)

trong đó: vV - vận t c d ng nƣ c rửa chảy

lên mặt đất,m/s; vk =1,1-1,3- h s tính t i vận

t c chuyển đ ng không đồng đều c a d ng nƣ c

rửa; u – vận t c lắng đọng c a hạt mùn do

trọng lực, m/s; c - vận t c cần thiết để nâng hạt

mùn, m/s.

Vận t c lắng đọng c a hạt mùn khoan đƣợc

xác định theo công thức Y. Meiz [9]:

1

12,1

2

m

h

hdg

u

(4)

trong đó nd - đƣờng kính c a hạt mùn, m; -

h ,m - kh i lƣợng riêng c a hạt mùn khoan và

c a nƣ c rửa đã h a tr n v i mùn khoan,

g/cm3; g =9,8 m/s

2 – gia t c trọng trƣờng, m/s

2.

Thay giá trị g =9,8 m/s2 vào biểu thức (4) ta có:

118,4

m

h

hdu

(5)

Trong thực tế, khi tính toán vận t c c a

dòng hỗn hợp nƣ c rửa chảy lên bề mặt

thƣờng lấy c =0,25u . Khi đó iểu thức (3) có

dạng nhƣ sau:

ukuukV vvv 25,1)25,0( (6)

Thay giá trị u từ biểu thức (5) vào biểu thức

(6) ta có:

1225,5

m

h

hvv dkV

(7)

Sự ph thu c u=f(dh) và Vv=f(dh) trong cùng

m t môi trƣờng nƣ c rửa có kh i lƣợng riêng

m = 1,05 g/cm3 khi kích thƣ c và kh i lƣợng

lƣợng riêng c a hạt mùn thay đổi đƣợc trình bày

ở hình 2 và hình 3.

Từ các đồ thị (hình 2 và hình 3) ta thấy khi

kích thƣ c và kh i lƣợng riêng c a hạt mùn

khoan tăng thi vận t c lắng đọng c a hạt mùn

khoan và vận t c chảy lên c a d ng nƣ c rửa

vận chuyển mùn cũng tăng theo.

Khi khoan các giếng khai thác nƣ c ngầm

trong tầng cu i sỏi; các hạt cu i sỏi hình dạng,

kích thƣ c khác nhau đƣợc vận chuyển lên mặt

đất hầu nhƣ c n giữ đƣợc nguyên trạng, ít bị

phá h y. Chiều dài hạt l n nhất từ 40-50 mm;

chiều r ng c a hạt l n nhất đạt t i 15-20 mm.

Hình 2. Sự ph thuộc vận tốc lắng đọng vào

kích thước và khối lượng riêng của hạt mùn


Hình 3. Sự ph thuộc vận tốc dòng nước rửa

lên b mặt vào kích thước và khối lượng riêng

của hạt mùn

Hình 4 mô tả m t s hình ảnh thành phần và

kích thƣ c các hạt sỏi lấy lên từ các giếng khai

thác nƣ c ngầm trong địa tầng trầm tích ở rời ở

vùng Nhơn Trạch- Đồng Nai khi áp d ng công

ngh khoan tuần hoàn nghịch ằng ơm erlift.

Khi khoan trong tầng cát lẫn cu i sỏi, kích

thƣ c các hạt nhỏ hơn 10 mm thƣờng ão h a

trong nƣ c rửa hoặc ở trạng thái lơ lửng. Còn

các hạt kích thƣ c l n hơn 10mm nhƣ cu i,sỏi

thƣờng lắng đọng ở phía dƣ i. Mu n vận

chuyển các hạt mùn khoan kích thƣ c l n 10

mm cần lựa chọn lƣu lƣợng và vận t c d ng

nƣ c rửa t i đa mà ơm AP có thể đạt đƣợc.

Hình 4. Hình ảnh và kích thước cuội sỏi lấy lên t các giếng khoan khai thác nước ngầm

trong địa tầng trầm tích bở rời ở Nhơn Trạch- Đồng Nai

Chính vì vậy, trong quá trình khoan, cần phải

duy trì vận t c chảy lên c a d ng hỗn hợp nƣ c

rửa trong c t cần khoan l n hơn vận t c lắng

đọng c a các hạt mùn khoan có kích thƣ c và

kh i lƣợng riêng l n nhất. Nếu vận t c d ng

chảy lên nhỏ sẽ dẫn t i lắng đọng và tích t ở đáy

giếng hoặc tạo thành các nút, i tà trong cần

khoan g y cản trở cho chuyển đ ng c a d ng

hỗn hợp nƣ c rửa. Đ y là m t trong các nguyên

nh n cơ ản làm giảm hi u quả khoan giếng.

Kết quả nghiên cứu chuyển đ ng c a hạt

mùn khoan trong d ng nƣ c rửa [8,9] cho thấy

mu n đƣa hạt mùn khoan lên bề mặt, vận t c

d ng nƣ c rửa phải l n hơn vận t c lắng đọng

c a hạt mùn trong d ng nƣ c rửa (hình 5a).

Nếu vận t c d ng nƣ c rửa nhỏ hơn vận t c

lắng đọng thì hạt mùn có xu hƣ ng chuyển

đ ng xu ng dƣ i (hình 5b); nếu vận t c dòng

nƣ c rửa bằng vận t c lắng đọng c a hạt mùn

thì hạt mùn ở trạng thái lơ lửng trong nƣ c

rửa (hình 5c).

Hình 5. Sơ đồ quan hệ giữa vận tốc vV

và vận tốc u


a. Hạt mùn chuyển đ ng lên phía trên: vV và

c l n hơn u ;

b. Hạt mùn chuyển đ ng xu ng phía dƣ i:

vV và c nhỏ hơn u

c. Hạt mùn lơ lửng trong nƣ c rửa: vV và u

bằng nhau;

Hình 6.Mô phỏng sự chuyển động của các

hạt mùn khoan c kích thước và khối lượng

ri ng khác nhau trong dòng nước rửa

Các hạt mùn khoan trong nƣ c rửa có kích

thƣ c và kh i lƣợng riêng khác nhau, chúng sẽ

chuyển đ ng v i vận t c khác nhau; các hạt

mùn kích thƣ c nhỏ, kh i lƣợng riêng nhỏ sẽ

chuyển đ ng v i vận t c nhanh hơn các hạt mùn

có kích thƣ c và kh i lƣợng riêng l n. Hình 6

mô phỏng sự chuyển đ ng c a các hạt mùn

khoan có kích thƣ c và kh i lƣợng riêng khác

nhau trong d ng nƣ c rửa. Nếu lƣu lƣợng và

vận t c d ng nƣ c rửa không đ l n đ để vận

chuyển các hạt khoan kích thƣ c l n thì sẽ x y

ra hi n tƣợng lắng đọng, vón c c,tạo nút trong

c t cần khoan, g y khó khăn cho d ng nƣ c rửa

vận chuyển mùn khoan lên ề mặt. Do đó, khi

tính toán lƣu lƣợng và vận t c d ng nƣ c rửa để

vận chuyển các hạt mùn khoan lên bề mặt cần

tính cho các hạt mùn có kích thƣ c và kh i

lƣợng riêng l n nhất.

3. GIẢI NÂNG CAO HIỆU QUẢ CÔNG

NGHỆ KHOAN TUẦN HOÀN NGHỊCH

BẰNG BƠM AP CHO CÁC GIẾNG KHAI

THÁC NƢỚC NGẦM TRONG TRẦM

TÍCH BỞ RỜI

Cũng nhƣ công ngh khoan tuần thuận, hi u

quả công ngh khoan tuần hoàn nghịch đƣợc

đánh giá ởi các chỉ tiêu tiến đ khoan và chất

lƣợng giếng khoan khai thác nƣ c ngầm.

Tiến đ khoan và chất lƣợng giếng khoan

không chỉ ph thu c tính chất cơ lý đá, địa

tầng khoan qua mà c n ph thu c vào chế đ

công ngh khoan, vào chất lƣợng nƣ c rửa,

phƣơng pháp và chế đ ơm rửa nhƣ lƣu

lƣợng nƣ c rửa,vận t c vận chuyển mùn

khoan lên ề mặt.

Đặc điểm c a công ngh khoan các giếng

khai thác nƣ c ngầm là khoan các giếng đƣờng

kính l n và yêu cầu hạn chế t i mức t i đa tầng

chứa nƣ c ị nhiễm n, các khe nứt dẫn nƣ c

không ị lấp nhét ởi mùn khoan,vỏ sét dung

dich. Vì vậy khi khoan các giếng khoan khai

thác nƣ c ngầm thƣờng đƣợc khuyến cáo sử

d ng nƣ c lã. Khi sử d ng nƣ c lã để rửa giếng

khoan, vận t c cơ học trung ình khoan trong

địa tầng trầm tích mềm, ởi rời tăng từ 23 đến

29,5 so v i công ngh khoan tuần hoàn thuận

dùng dung dịch sét để rửa giếng khoan và lƣu

lƣợng nƣ c trung ình m t giếng tăng từ 11

đến 39 [3,4].

Trong công ngh khoan tuần hoàn nghịch

ằng ơm AP, lƣu lƣợng nƣ c rửa chảy lên từ

ên trong c t cần khoan ph thu c vào nhiều

yếu t , trong đó yếu t lƣu lƣợng khí truyền vào

uồng h a tr n khí (HTK), chiều s u nhấn chìm

uồng HTK trong giếng khoan, đƣờng kính

trong c a c t cần khoan.. là các yếu t cơ ản.

Vì vậy, vi c tính toán lƣu lƣợng nƣ c rửa hợp lý

và lƣu lƣợng khí tƣơng ứng đảm ảo lƣu lƣợng

ơm cần thiết theo yêu cầu rửa sạch và vận

chuyển các hạt mùn khoan kích thƣ c khác

nhau lên ề mặt nhằm m c đích n ng cao vận

t c cơ học khoan và chất lƣợng giếng khai thác


nƣ c ngầm là m t trong các i n pháp n ng cao

hi u quả khoan giếng.

Từ các kết quả nghiên cứu và thực tiễn [

3,4,5,7,8,9] các chuyên gia thấy rằng để n ng

cao hi u quả công ngh khoan tuần hoàn nghịch

ằng ơm AP cho khoan các giếng đƣờng kính

l n khai thác nƣ c ngầm trong địa tầng trầm

tích ở rời lẫn cu i sỏi kích thƣ c khác nhau

cần áp d ng m t s i n pháp đồng nhƣ sau :

1. Khi khoan các giếng khai thác nƣ c ngầm

đƣờng kính l n 550 mm trong địa tầng trầm tích

ở rời lẫn cu i sỏi, lƣu lƣợng ơm và lƣu lƣợng

khí nén tƣơng ứng đảm ảo lƣu lƣợng ơm theo

yêu cầu rửa sạch đáy giếng và vận chuyển mùn

khoan lên ề mặt cần đƣợc tính theo phƣơng

pháp sau [ 6,8,9]:

Lƣu lƣợng ơm AP xác định theo công thức: 2,5

15,3APQ D (8)

Lƣu lƣợng khí nén để n ng hỗn hợp nƣ c rửa

lên ề mặt đƣợc xác định theo công thức sau: 2,5 1,5

15KQ D (9)

Trong đó: APQ - lƣu lƣợng ơm c a ơm

AP,m3/s; KQ - lƣu lƣợng khí tƣơng ứng v i lƣu

lƣợng ơm AP để n ng hỗn hợp nƣ c rửa lên ề

mặt, m3/s; D1 – đƣờng kính trong trong c a c t

cần khoan, m; - h s nhấn chìm uồng h a

tr n khí (HTK) đƣợc xác định theo công thức:

0

h h

h h H

(10)

ho- chiều cao n ng c t hỗn hợp nƣ c rửa tính

từ mực nƣ c đ ng t i mi ng ng n ng, m; h -

chiều s u nhấn chìm uồng h a tr n so v i mực

nƣ c đ ng, m; H= ho+ h- chiều cao n ng c t

hỗn hợp nƣ c rửa tính từ uồng HTK đến mi ng

ng n ng.

Vận t c chảy lên c a d ng hỗn hợp nƣ c

rửa ở ên trong c t cần khoan đƣợc xác định

nhƣ sau:

1 2

1

1,27 AP KQ QV

D

( 11)

Trong đó: 1V - vận t c chảy lên c a d ng hỗn

hợp nƣ c rửa ở ên trong c t cần khoan, m/s;

Vận t c chảy lên c a d ng hỗn hợp nƣ c

rửa ở ên trong c t cần khoan cần thỏa mãn

điều ki n:

uVV v 1 (12)

trong đó u – vận t c lắng đọng c a hạt mùn

khoan (m/s) đƣợc xác định theo công thức (5);

Vv - vận t c c a dòng hỗn hợp nƣ c rửa chảy

lên bề mặt,m/s

2. Lựa chọn kích thƣ c c t cần khoan phù

hợp v i điều ki n khoan, phù hợp v i lƣu lƣợng

ơm rửa theo yêu cầu làm sạch đáy giếng và

vận chuyển các hạt mùn khoan có kích thƣ c

khác nhau lên ề mặt.

Khi khoan các giếng khai thác nƣ c ngầm

trong địa tầng đá trầm tích liên kết yếu, ở rời

lẫn cu i sỏi kích thƣ c khác nhau, đƣờng kính

trong c a cần khoan đƣợc xác định từ công thức

(8,9) nhƣ sau :

1

1 1

4( )1,129AP k AP kQ Q Q Q

DV V

( 13)

D1- đƣờng kính trong c a c t cần khoan,m.

Đồng thời, đƣờng kính trong c a c t cần khoan

cần phải thỏa mãn điều ki n sau:

hdD )25,1(1 (14)

Kinh nghi m thực tế cho thấy vận t c chảy

lên c a d ng hỗn hợp nƣ c rửa trong c t cần

khoan khi khoan trong các địa tầng trầm tích ở

rời, liên kết yếu có lẫn sỏi cu i cần đạt t i giá trị

từ 6-8 m/s. [2,4,6,8].

Đƣờng kính trong c a ng dẫn khí đƣợc tính

theo công thức:

22

1 129,14

V

Q

V

Qd KK

( 15)

2V - vận t c d ng khí, m/s; theo kinh nghi m

thực tế, khi tính toán đƣờng kính ng dẫn khí

cần đảm ảo 2V nhỏ hơn 10 m/s , nêu l n hơn sẽ

x y ra hi n tƣợng trƣợt khí khi n ng c t hỗn

hợp nƣ c rửa lên ề mặt [ 8,9].

3. Sử d ng nƣ c lã để rửa giếng khoan nhằm

m c đích hạn chế tầng chứa nƣ c ị nhiễm n,

các khe nứt dẫn nƣ c không ị lấp nhét ởi mùn

khoan,v.v.. để tăng khả năng thu hồi nƣ c.


4. Tăng khả năng phá h y và nghiền đất đá ở

đáy giếng để tạo các hạt mùn khoan kích thƣ c

nhỏ ằng cách sử d ng cho ng khoan có đặc

tính kỹ thuật phù hợp v i tính chất đất đá, kết

hợp v i áp d ng chế đ công ngh khoan hợp lý

để tăng vận t c khoan và chất lƣợng giếng.

Các giải pháp nêu trên là các giải pháp cơ

ản để n ng cao hi u quả công ngh khoan tu n

hoàn nghịch ằng ơm AP cho các giếng khai

thác nƣ c ngầm trong địa tầng trầm tích liên kết

yếu ở rời, lẫn cu i sỏi..

KẾT LUẬN

Từ các kết quả nghiên cứu ở trên ta có thể rút

ra m t s kết luận cơ ản nhƣ sau:

1. Khi khoan các giếng khai thác nƣ c ngầm

trong trầm tích liên kết yếu bở rời lẫn cu i sỏi...;

mùn khoan tạo thành trong quá trình khoan

thƣờng lẫn cu i sỏi kích thƣ c khác nhau đã g y

khó khăn phức tạp cho vi c rửa sạch giếng

khoan làm ảnh hƣởng t i hi u quả khoan và

chất lƣợng giếng.

2. Để tăng khả năng rửa sạch giếng và vận

chuyển các hạt mùn khoan kích thƣ c khác

nhau lên ề mặt cần phải áp d ng m t s i n

pháp sau : a/ tính toán lƣu lƣợng ơm và lƣu

lƣợng khí nén tƣơng ứng đảm ảo rửa sạch đáy

giếng và vận chuyển mùn khoan lên ề mặt. b/

lựa chọn kích thƣ c d ng khoan, kích thƣ c

c t cần khoan phù hợp v i điều ki n khoan, phù

hợp v i lƣu lƣợng ơm rửa theo yêu cầu để làm

sạch đáy giếng và vận chuyển các hạt mùn

khoan có kích thƣ c khác nhau lên ề mặt.


1. Báo cáo kết quả khoan thăm d kết hợp

khai thác nƣ c dƣ i đất khu CN Nhơn Trạch 5

tại huy n Nhơn Trạch-tỉnh Đồng Nai. Vi n

Công ngh Khoan-2015.

2. Báo cáo kết quả hoàn công giếng. Công

trình: Nhà máy nƣ c ngầm Tuy Hạ, công suất

22.000 m3/ng-đêm; KCN Nhơn Trạch 1- Huy n.

Nhơn Trạch – Tỉnh. Đồng Nai-2015.

3. Nguyễn Xuân Thảo, Nguyễn Duy Tuấn,

Nguyễn Thế Vinh; nghiên cứu công ngh khoan

tuần hoàn nghịch bằng ơm Erlift để khoan các

giếng khai thác nƣ c ngầm ở Nhơn Trạch- Đồng

Nai. Tạp chí Địa Kỹ thuật s 2-2016; tr.3-8.

4. Nguyễn Duy Tuấn, Nguyễn Xu n Thảo.

Kết quả áp d ng công ngh khoan tuần hoàn

ngƣợc trong các giếng khai thác nƣ c dƣ i đất ở

Nhơn Trạch- Đồng Nai. Tạp chí Khoa học kỹ

thuật Mỏ- Địa chất s 54/04-2016, tr. 62-65.

5. Douglas Joseph Reinemann , A theoretical

and experimental study of airlift pumping and

aeration with reference to aquacultural; A thesis

Cornell University 1987.

6. Drilling technique manual, Wirth

Maschen-und Bohrgerate –Fabrik Gmbh;

Germal-1981

7.Ground Water Manual. U.S. Department of

Inferior- Washington,1980.

8. Xu Liu Wan. Air Lift Reverse Circulation

Drilling Technique in Water Well Construction.

Institute of Exploration Techniques. China

Academy of Geosciences, Beijing 2004.

9. Башкатов Д.Н; Драхлис С.Л.и др.

Специальные работы при бурении и

оборудовании скважин на иоду. М. Недра- 1988.

Người phản biện: GS.TS TRƢƠNG BIÊN


ĐÁNH GIÁ MỘT SỐ ĐẶC TR NG ĐỘNG HỌC ĐẤT NỀN ĐÔ THỊ TRUNG TÂM HÀ NỘI

TRẦN MẠNH LIỂU, TĂNG TỰ CHIẾN*,

NGUYỄN VĂN THƢƠNG*

Some dynamic characteristic of ground in Hanoi central urban

area

Abstract: Dynamic parameter of ground is essential for calculating

the shock ressitance and assessing geological risk for urban area

due to the impact of dynamic loads. However the dynamic

properties of ground are not interested in Hanoi study properly.

The paper presents a calulation method to evaluate some dynamic

parameter of soil (wave propagation velocity Vs, dynamic shear

modular), mapping of variation field of dynamic parameter and

zonning mapping of sensitivity to dynamic loads for soils in Hanoi

central urban area

1. TỔNG QU N KHU VỰC NGHI N C U*

1.1. Vị trí địa lý

Đô thị Trung t m thành ph Hà N i đƣợc

công trong ản đồ quy hoạch chung thành

ph Hà N i năm 2030 tầm nhìn năm 2050 di n

tích khoảng 754 km2. Gồm 12 quận và m t phần

các huy n Mê Linh, Đan Phƣợng, Hoài Đức,

Quận Hà Đông, huy n Thƣờng Tín, huy n

Thanh Oai, huy n Gia L m.

Phạm vi Đô thị trung t m Hà N i đƣợc gi i

hạn ởi:

- Phía Bắc giáp huy n Sóc Sơn

- Phía Đông là các huy n Mê Linh, Đan

Phƣợng, Hoài Đức

- Phía Nam là các huy n Thanh Oai,

Thƣờng Tín

- Phía Đông là huy n Gia L m, Đông Anh

* Đại học Khoa học tự nhi n

093008946


Hình 1. Bản đồ hành chính đô thị trung tâm

thành phố Hà Nội

1.2 Cấu trúc địa chất và tính chất cơ lý của

đất nền khu Đô thị trung tâm Tp. Hà Nội

Các trầm tích Đ tứ ở khu đô thị trung t m


thành ph Hà N i đƣợc hình thành từ Pleistocen

s m đến Holocen mu n. Theo các công trình

nghiên cứu đã đƣợc công , trầm tích Đ tứ khu

vực Hà N i đƣợc ph n chia nhƣ sau:

H tầng L Chi (aQ11lc)

H tầng Hà N i (ap, am Q12-3

hn)

H tầng Vĩnh Phúc (Q13 vp)

H tầng Hải Hƣng (Q21-2

hh)

H tầng Thái Bình (Q23 tb)

Đất nền Hà N i theo các tài li u thu thập

đƣợc chia làm 26 l p [5], ao gồm:

TrÇm tÝch nh©n sinh (anQ2)

Líp 1: §Êt lÊp thµnh phÇn hçn t¹p, tr¹ng th¸i

kh«ng ®Òu.

Phô hÖ tÇng Th¸i B×nh trªn (aQ23tb2)

Líp 2: Bïn ®¸y ao hå - A1.

Líp 3: SÐt pha xen kÑp çt pha mµu n©u, n©u

hång, tr¹ng th¸i dÎo mÒm - B1.

Líp 4: Çt h¹t nhá mµu x¸m n©u, tr¹ng th¸i

xèp - B1.

Phô hÖ tÇng Th¸i B×nh díi (a,l Q23tb1)

Líp 5: SÐt mµu n©u vµng, tr¹ng th¸i dÎo cøng

- dÎo mÒm - B2.

Líp 6: SÐt pha mµu n©u, n©u vµng, tr¹ng th¸i

dÎo cøng - dÎo mÒm - B2.

Líp 7: SÐt pha mµu n©u x¸m, tr¹ng th¸i dÎo

ch¶y, ch¶y lÉn Ýt h÷u c¬ - A2.

Líp 8: SÐt pha xen kÑp çt pha, çt mµu n©u

x¸m, tr¹ng th¸i dÎo mÒm - B1.

Líp 9: Çt h¹t nhá mµu x¸m xanh, tr¹ng th¸i

chÆt võa - B2.

Líp 10: SÐt pha mµu n©u x¸m, dÎo mÒm, cã

chç xen kÑp çt pha, çt - B1.

Phô hÖ tÇng H¶i Hƣng trªn (bQ21-2hh3)

Líp 11: SÐt pha mµu x¸m ®en lÉn h÷u c¬,

tr¹ng th¸i dÎo ch¶y, ch¶y - A1.

Phô hÖ tÇng H¶i Hƣng gi÷a (mQ21-2hh2)

Líp 12: SÐt mµu x¸m xanh, tr¹ng th¸i dÎo

mÒm - dÎo cøng - B1.

Phô hÖ tÇng H¶i Hƣng díi (lbQ21-2hh1)

Líp 13: Bïn sÐt mµu x¸m ®en lÉn h÷u c¬ - A1.

HÖ tÇng VÜnh Phóc (a,l,lbQ13vp)

Líp 14: SÐt mµu x¸m vµng, x¸m tr¾ng, tr¹ng

th¸i dÎo cøng - dÎo mÒm - B2.

Líp 15: SÐt pha mµu n©u, vµng, ®á loang læ,

tr¹ng th¸i dÎo cøng - nöa cøng - C.

Líp 16: SÐt pha mµu x¸m ®en lÉn h÷u c¬,

tr¹ng th¸i dÎo ch¶y, ch¶y - A2.

Líp 17: Çt pha xen kÑp sÐt pha, çt mµu

x¸m vµng, tr¹ng th¸i dÎo - B2.

Líp 18: Çt h¹t nhá mµu n©u, n©u vµng - C.

Líp 19: Çt h¹t trung lÉn s¹n, sái mµu x¸m

vµng, x¸m tr¾ng - D.

HÖ tÇng Hµ Néi (ap, amQ12-3hn)

Líp 20: SÐt pha mµu n©u x¸m, tr¹ng th¸i dÎo

mÒm, cã chç lÉn h÷u c¬ - B1.

Líp 21: Çt pha mµu x¸m ghi, tr¹ng th¸i dÎo,

cã chç lÉn s¹n, sái - B2.

Líp 22: Cuéi sái lÉn çt mµu x¸m, x¸m vµng - E.

HÖ tÇng LÖ Chi (aQ11lc)

Líp 23: Çt pha mµu x¸m ghi, n©u, tr¹ng th¸i

dÎo, cã chç lÉn s¹n, sái - C.

Líp 24: Cuéi sái lÉn çt, sÐt mµu x¸m n©u,

x¸m vµng - E.

HÖ §Ö Tø kh«ng ph©n chia (Q)

Líp 25: SÐt pha mµu n©u, n©u ®á loang læ,

tr¹ng th¸i dÎo cøng - nöa cøng - C.

Líp 26: SÐt, bét, çt kÕt phong hãa m¹nh - E.

Tính chất cơ lý c a các l p đất nhƣ sau:

Bảng 1. Tính chất cơ lý của đất đá trong khu vực nghiên cứu

Lớp

Độ ẩm

tự nhiên

(%)

Khối

lƣ ng

riêng

(g/cm3)

Hệ số

rỗng

(-)

Độ ẩm

giới hạn

chảy

(%)

Độ ẩm

giới

hạn dẻo

(%)

Độ sệt

(-)

Góc ma

sát

trong

(đ )

Lực

dính

(kg/c

m2)

SPT

(búa)

2 52,5 2,62 1,38 50,5 34,8 1,13 5o44’ 0,08 2

3 29 2,7 0,929 35 20 0,6 9o03’ 0,21 5


Lớp

Độ ẩm

tự nhiên

(%)

Khối

lƣ ng

riêng

(g/cm3)

Hệ số

rỗng

(-)

Độ ẩm

giới hạn

chảy

(%)

Độ ẩm

giới

hạn dẻo

(%)

Độ sệt

(-)

Góc ma

sát

trong

(đ )

Lực

dính

(kg/c

m2)

SPT

(búa)

4 2,66 6

5 31,5 2,71 0,915 44,5 25,9 0,3 10o38’ 0,309 9,5

6 28,9 2,7 0,847 37,6 23,6 0,38 12o46’ 0,265 9

7 4,21 2,66 1,181 43,8 43,8 0,88 7o34’ 0,121 3

8 31,6 2,67 0,931 33,8 24,1 0,77 13o38’ 0,135 8

9 2,69 12

10 33,7 2,66 1,051 37,2 25,1 0,71 11o10’ 0,162 8

11 2,68 4

12 35,6 2,7 1,029 45,2 26,7 0,48 10o30’ 0,266 5

13 54,7 2,59 1,483 49,6 33,5 1,32 5o30’ 0,087 4

14 30,2 2,72 0,877 44,5 25,9 0,23 12o32’ 0,323 12

15 26,9 2,71 0,801 37 22,9 0,29 14o11’ 0,29 12

16 34,6 2,68 1,037 36,7 24,5 0,83 11o16’ 0,124 7

17 25,8 2,68 0,823 28,6 20,1 0,67 15o27’ 0,157 14

18 2,69 29

19 2,72 27

20 29,5 2,68 0,954 33,8 22,8 0,61 9o13’ 0,155 9

21 2,71 22

22 >50

23 30

24 >50

25 12

2. PHƢƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU VÀ

CƠ SỞ TÀI LIỆU

2.1. Cơ sở phƣơng pháp

Tải trọng đ ng là tải trọng mà khi tác d ng

vào ề mặt đất g y ra những hi n tƣợng rung

đ ng ề mặt đất nền.

Đất nền là m t tập hợp các phần tử có kích

thƣ c, hình dạng khác nhau, đƣợc hình thành

ởi các cấu tử có mức đ liên kết khác nhau.

Khi các phần tử đất dao đ ng có thể g y ra sự

iến đổi hình dạng, kích thƣ c và trạng thái

c a các phần tử, điều này có thể dẫn đến sự

thay đổi tính chất cơ lý c a đất nền. Vậy nên

khi chịu tác d ng c a tải trọng đ ng sẽ xảy ra

các phản ứng sau:

- Đất nền khi bị biến dạng bao gồm biến

dạng đàn hồi và biến dạng dƣ, trong đó iến

dạng dƣ có tác d ng hấp thu năng lƣợng tại chỗ

và làm tri t tiêu dao đ ng. Còn biến dạng đàn

hổi giải phóng năng lƣợng ra xung quanh thông

qua va chạm làm cho đất nền bị rung đ ng và

biến đổi tính chất cơ lý.

- Dao đ ng đất nền và thay đổi tính chất cơ

lý là hai cách thức phá h y công trình khác nhau

c a tải trọng đ ng.

- Ở cùng m t mức năng lƣợng, nếu trạng thái

tĩnh có chiều s u vùng ảnh hƣởng l n hơn tải

trọng đ ng, thì ngƣợc lại tải trọng đ ng có vùng

ảnh hƣởng l n hơn tải trọng tĩnh.

Đặ đ ểm độ đ


- Dao động của hệ vô số bậc tự do của

đất n n

Quá trình chuyển đ ng tự do c a mỗi phần tử

đƣợc xem là tổng hợp c a các dao đ ng điều

h a cùng tần s và cùng pha cho mọi phần tử

trong h , c n iên đ thay đổi liên t c từ phần

tử này đến phần tử khác sao cho tính liên t c

không ị phá h y. Các dao đ ng thành phần đó

là dao đ ng chu n hay dao đ ng có tần s riêng.

Nhƣ vậy, dao đ ng c a vật thể đàn hồi ất k là

tổng hợp các dao d ng chu n. Khi coi đất nền

đồng nhất, iến dạng đ é thì dao đ ng c a đất

nền là dao đ ng h vô hạn ậc tự do, mỗi m t

ậc tự do xem nhƣ m t dao đ ng chu n.

- S ng đàn hồi

Dao đ ng c a m t phần tử trong đất nền là sự

chuyển đ ng có tính thuận nghịch c a phần tử

đó xung quanh vị trí c n ằng. Nhờ sự chuyển

đ ng c a các phần tử đã tạo ra sự va chạm v i

các phần tử l n cận mà các dao đ ng đƣợc lan ra

từ phần tử này đến phần tử khác. Quá trình dao

đ ng đó gọi là sóng và sóng đó gọi là sóng đàn

hồi. Yếu t không gian và tình chất đàn hồi c a

môi trƣờng sẽ quyết định đến sự lan truyền dao

đ ng c a sóng. Tính chất này đƣợc đặc trƣng

ởi t c đ truyền sóng.

C ỉ ê ơ ả đặ độ

đ

Tốc độ tru n s ng

Tổ hợp nhiều lần c a tải trọng lên nền đất

thực chất là sự tác đ ng c a tải trọng đ ng iến

thiên theo chu k lên nền đất. Vi c tác đ ng

theo chu k này làm cho các phần tử đất dao

đ ng the chu k và lan truyền trong đất. Nhƣ ở

trên đã nói, quá trình dao đ ng này chính là

sóng đàn hổi và đặc trƣng c a nó là t c đ

truyền sóng Vs.

Mô đun đàn hồi E

Khi đất nền chịu tác d ng c a tải trọng đ ng,

thì ngoài vi c các phần tử đất dao đ ng theo tần

s c a tải trọng nó c n ị iến dạng. Cho nên

thông s đặc trƣng cho iến dạng này là mô đun

đàn hồi E và mô đun iến dạng trƣợt đ ng G.

Mô đun đàn hồi là quan h giữa ứng suất tác

d ng vào đất nền v i iến dạng c a đất nền

đƣợc thể hi n ởi công thức dƣ i đ y. Đặc

trƣng c a mô đun iến dạng là khả năng ch ng

lại iến dạng thẳng đứng nếu tải trọng thẳng

đứng là không đổi.

E=

Trong đó: là ứng suất tác d ng

là iến dạng

Mô đun cắt trượt G

Nhƣ ở trên đã viết, mô đun cắt trƣợt G cũng

là m t trong những thông s đặc trƣng cho iến

dạng c a đất, nó là m i quan h giữa ứng suất

cắt và góc trƣợt. Mô đun cắt trƣợt G v i đặc

trƣng là khả năng ch ng lại iến dạng g y trƣợt

c a vật li u và đƣợc thể hi n ởi công thức:

G=

Trong đó: là ứng suất cắt (hay ứng suất

tiếp) và là góc trƣợt

2.2. Các phƣơng pháp nghiên cứu xác định

các thông số đặc trƣng biến dạng động.

C ơ í đú

ố ế độ đ

Biến dạng c a đất nền theo m t góc đ có thể

chia ra làm 2 loại iến dạng thể tích và iến

dạng hình dạng. Biến dạng thể tích luôn luôn

song hành v i ứng suất nén khi lan truyền tạo ra

sóng nén, hay sóng dọc theo phƣơng nén chính.

Dao đ ng ề mặt nền, dịch chuyển c a các

l p đất khi có lan truyền chấn đ ng là kiểu iến

dạng hình dạng, iến dạng trƣợt có thông s đặc

trƣng là mođun iến dạng trƣợt G. Mođun iến

dạng trƣợt G có thể xác định qua mođun nén E

và h s viến dạng ngang ν.

Mođun iến dạng trƣợt G đƣợc tính toán gần

đúng là m t trong các giải pháp xác định các

thông s đ ng học.


- H. Senapathy và J.R Davie đã đƣa ra

công thức chuyển đổi giữa mođun trƣợt G0,0001%

và mođun trƣợt G0,375% dựa và chỉ s dẻo xác

định ằng thí nghi m lăn và Cazagrande theo

công thức [8].

=

Trong đó: PI là chỉ s dẻo xác định ằng thí

nghi m lăn và thí nghi m Cazagrande

G0.375% là mô đun trƣợt ứng v i iến dạng

trƣợt 0,375 và đƣợc xác định theo m i quan

h đã đƣợc Davie và Lewis đƣa ra

G0.375% =200Su

V i Su là cƣờng đ kháng cắt c a đất theo sơ

đồ cắt nhanh không thoát nƣ c.

- Hardin đã xuất phát từ các mô hình đàn

hổi và tính dẻo c a môi trƣờng đã thiết lập quan

h mođun trƣợt Gmax, hay mođun trƣợt biến

dạng nhỏ v i ứng suất hi u quả , h s c kết

OCR và h s r ng e nhƣ sau:

Richart đƣa ra công thức xác định môđun

trƣợt Gmax

Đ i v i cát sạch

Đ i v i cát thô

Trong đó OCR = , k là đại lƣợng ph

thu c vào chỉ s dẻo.

Khi đề cập đến các mođun tƣơng ứng v i

iến dạng l n hơn 0,0001 khác giá trị mođun

cực đại, m t s tác giả đã đƣa ra các kết luận

khác nhau. Sun và nhiều ngƣời khác, Seed và

nhiều ngƣời khác, ằng các thông tin về mođun

trƣợt ứng v i iên đ iến dạng trƣợt, đã kết l n

tỉ s G/Gmax iến đổi từ 1,7 - 11,3 ph thu c vào

chỉ s dẻo.

P ơ í ố độ y ó

ắ [9].

Dựa vào các thông s tĩnh học c a đất nền.

Khi đánh giá về ảnh hƣởng c a đ ng đất cho

m t lãnh thổ, thông thƣờng sử d ng thông s

đặc trừng là t c đ truyền sóng Vs, ởi mỗi

loại đất đƣợc đặc trƣng ởi m t t c đ truyền

sóng. Trên cơ sở đó, vi c tính toán và so sánh

t c đ truyền sóng v i v n t c gi i hạn sẽ cho

phép đánh giá mức đ r i ro c a đ ng đất t i

lãnh thổ đó.

P ơ ơ ự

Cơ sở c a phƣơng pháp là các tài li u đo địa

chấn chi tiết c a các trận đ ng đất, điều ki n địa

chất công trình trƣ c và sau đ ng đất, cùng v i

những nghiên cứu về quy mô tính chất phá h y

nền đất do các đ ng đất g y ra. Điều ki n cần và

đ để xảy ra hóa lỏng c a nền đất có cấu trúc

nền 2 l p, trong đó l p có khả năng hóa lỏng

nằm dƣ i l p không hóa lỏng, ở các cấp đ ng

đất khác nhau. Dựa vào m i quan h c a chiều

dày l p có khả năng hóa lỏng nằm dƣ i và l p

không có khả năng hóa lỏng nằm trên tiến hành

ph n chia cấu trúc nền theo xác suất xảy ra hóa

lỏng cho các cấp đ ng đất khác nhau. Từ đó

ph n chia các khu vực nghiên cứu theo mức đ

nguy hiểm.

C ơ í m

Nguyên tắc cơ ản c a các phƣơng pháp thí

nghi m xác định các đặc trung đ ng học là: tạo

ra chấn đ ng cho mẫu đất theo các kịch ản

khác nhau về iên đ , tần s và các điều ki n

an đầu. Đồng thời thu nhận các thông tin iến

dạng, ứng suất c a đất trong su t quá trình ứng

xử v i chấn đ ng đó. Tùy thu c vào mức đ mô

phỏng các kịch ản và cách thức thu nhận các

thông tin, sẽ có các phƣơng pháp thí nghi m

khác nhau.

Thí nghiệm trong phòng

Thí nghi m trong ph ng cho phép tạo ra

nhiều kịch ản khác nhau. Đặc i t nó kiểm

soát và cô lập đƣợc các điều ki n để thu

đƣợc các thông tin cần thiết để thỏa mãn


m c đích nghiên cứu, điển hình cho các thí

nghi m này là:

- Phƣơng pháp c t c ng hƣởng c a Hardin,

Drenvich, Richart [9]. Nguyên lý chung c a

phƣơng pháp này là dựa trên hi n tƣợng c ng

hƣởng dao đ ng xoắn c a m t lăng tr . Tại thời

điểm c ng hƣởng có tần s dao đ ng cƣỡng ức

ằng tần s riêng c a c t đất. Do vậy, có đƣợc

các thông về dao đ ng cƣỡng ức, kích thƣ c

cùng kh i lƣợng thể tích sẽ tính toán đƣợc

mođun trƣợt G c a đất chính là đ cứng ch ng

xoắn c a c t đất.

Trong đó: γ, h, F là kh i lƣợng thể tích,

chiều cao và di n tích mặt cắt ngang c a c t đất.

Ω là tần s dao đ ng cƣỡng ức.

Ƣu điểm c a thí nghi m này là đã mô phỏng

t t nhất dao đ ng xoắn c a đất nền khi dao

đ ng. Trên cơ sở lý thuyết này. Nhìn chung, tồn

tại c a các phƣơng pháp c t c ng hƣởng là nhận

iết thời điểm c t c ng hƣởng có đ ph n giải

thấp. Điều đó ảnh hƣởng đến đ chính xác c a

kết quả.

- Phƣơng pháp chất tải chu k .

Nguyên lý chung c a các phƣơng pháp này là

tác d ng vào mẫu đất các lực chu k hình sin,

đo sự iến thiên iến dạng mẫu theo thời gian,

hoặc cho mẫu iến dạng chi k hình sin, đo ứng

suất tác d ng lên mẫu trong quá trình iến dạng.

Ƣu điểm c a phƣơng pháp này là tạo ra đƣợc

iến dạng tùy ý. Kết quả thi đƣợc thí nghi m là

các thông sô đ ng E, G.

Thí nghiệm hiện trƣờng.

Ƣu điểm là tiến hành trên chính đ i tƣợng

nghiên cứu, nhƣng thành phần, tính chất cũng

nhƣ không gian tồn tại c a đ i tƣợng khó có thể

sáng tỏ đầy đ , do đó các thôn tin thu đƣợc từ

thí nghi m ị chi ph i nhiều yếu t mà không

thể cô lập đƣợc. Phƣơng pháp điển hình là

- Phƣơng pháp tr c ng hƣởng. Nguyên lý

c a phƣơng pháp là dựa trên hi n tƣợng c ng

hƣởng c a c t đất khi ị dao đ ng thẳng đứng,

hay dao đ ng u n tùy thu c vào kịch ản tác

d ng. Các thông tin thu thập đƣợc trong thí

nghi m là tần s c a lực kích đ ng ở thời điểm

c ng hƣởng cùng v i các kích thƣ c c t đất và

kh i lƣợng riêng. Từ các thông tin này sẽ tính

toán ra mođun E ứng v i kích đ ng thẳng đứng,

mođun G v i kích đ ng ngang.

2.3. Quy trình tính toán, đánh giá và xây

dựng bản đồ trƣờng biến đổi các đặc trƣng

động học của đất nền

Lự ọ ỉ ê tính toán

Khi nền đất chịu ảnh hƣởng c a tải trọng

đ ng, thì ngoài vi c các phần tử đất dao đ ng

theo tần s c a tải trọng nó c n ị iến dạng.

Cho nên t c đ truyền sóng Vs và mô đun trƣợt

đ ng G là các đặc trƣng đ ng học mà có thể

phản ánh đƣợc trạng thái c a đất và đánh giá

đƣợc mức đ ổn định c a nền đất. Dựa trên cơ

sở đó, tác giả lựa chọn hai đặc trƣng cơ ản là

t c đ truyền sóng Vs và mô đun cắt trƣợt G để

tính toán đánh giá.

P ơ í

Dựa vào các tính chất đặc trưng của đất n n

C thể t c đ truyền sóng đƣợc tính theo

công thức dƣ i đ y:

Vs = 91 N0.375

(v i N là giá trị xuyên tiêu

chu n)

Mô đun cắt đ ng G:

G = Vs2 (v i là kh i lƣợng thể tích tự

nhiên)

Cùng v i vi c sử d ng các phƣơng pháp

tính toán, ta sử d ng thêm phần mềm Arcgis để

x y dựng ản đồ trƣờng iến đổi các giá trị Vs

và G. Phần mềm Arcgis cho phép ta tính toán

các giá trị và khoanh vùng các trƣờng iến đổi

Vs và G, dựa trên các kết quả thu đƣợc đánh

giá các iến đổi c a 2 đặc trƣng đ ng học Vs

và G mà có thể ph n vùng định lƣợng mức đ

ổn định c a công trình.


Hình 2. Sơ đồ minh họa quá trình phân vùng định lượng các giá trị động học đất n n

í ỉ ê độ ọ đ

- Tính giá trị Vstb và giá trị Gtb cho từng l p

V i mỗi l p có nhiều giá trị N c a từng h

khoan, ta tính Ntb cho từng l p theo công thức:

Ntb = 1

Trong đó: N là chỉ s SPT c a 1 l p tính toán

n là s lƣợng giá trị xuyên tiêu chu n c a l p

tính toán

Vstb = 91Ntb0,375

2

Gtb = Vstb 3

: là kh i lƣợng thể tích tự nhiên

- Tính các giá trị Vs, G đặc i t

Tính giá trị Vs cho một hố khoan

Xét m t h khoan có thành phần các l p

đất khác nhau, mỗi l p có giá trị xuyên tiêu

chu n N

Ta tính Vs c a từng l p tại h khoan đó theo

công thức:

Vsi = 91 N0,375

4

Tiếp đó tính Vs c a 1 h khoan theo công

thức:

Vs = 5

Trong đó:

mi: là ề dày l p thứ i tại lỗ khoan đang tính

m: là chiều s u c a lỗ khoan đang tính

VSi: là t c đ truyền sóng c a l p thứ I tại h

khoan đang tính.

Tính tƣơng tự cho các h khoan.

Tính giá trị G cho 1 hố khoan

Xét 1 h khoan, mỗi l p đất trong h khoan

đó có giá trị ( kh i lƣợng thế tích) khác nhau

Gi = Vsi

2 6

Tính G cho 1 h khoan theo công thức:

G = 7

Trong đó: mi: là bề dày l p thứ i tại lỗ khoan

đang tính

m : là chiều sâu c a lỗ khoan đang tính

Gi: mô đun trƣợt đ ng c a l p thứ I tại h

khoan đang tính

Sau khi tính toán đƣợc các s li u, cần sử

d ng phần mềm Arcgis v i các s li u đã tính

toán, các bản đồ đã có để tiến hành n i suy,

thành lập các bản đồ trƣờng biến đổi. Từ các

bản đồ đó và các tiêu chu n đã iết, tiến hành

đánh giá mức ổn định c a đất nền khu vực

nghiên cứu.

2.4. Kết quả tính toán đánh giá và xây

dựng bản đồ trƣờng biến đổi các đặc trƣng

của động học đất nền

Kế q ả í s à G ừ ố

khoan

Dựa trên cơ sở tính toán c a phƣơng pháp

truyền sóng cắt và áp d ng các công thức ở

phần 2.2.4 ta thu đƣợc ảng giá trị Vs và G cho

từng h khoan.


Bảng 2. Giá trị Vs và G tính cho từng hố khoan

STT Ký hiệu

lỗ khoan

Vs

(m/s)

Gs

(MPa)

STT Ký hiệu

lỗ khoan

Vs

(m/s)

Gs

(MPa)

1 BSS7 214,75 861,73 22 TT22 188,07 658,12

2 LKT19 255,12 1205,36 23 GL57 191,98 726,49

3 LK20 326,34 1788,72 24 LK2HN 322,94 1676,14

4 BSS6 284,32 1403,55 25 HM70 304,51 1697,70

5 SS14 226,82 1012,56 26 HM6 140,51 401,88

6 BSS5 248,68 1106,64 27 HM65 221,66 979,54

7 SS9 214,45 934,28 28 TL26 183,62 686,77

8 SS6 178,83 685,82 29 TX24 180,96 720,31

9 SS16 184,47 657,90 30 TX32 148,02 474,84

10 BSS4 291,13 1511,17 31 TX46 202,41 762,07

11 SS23 141,48 340,55 32 TX40 208,26 850,48

12 SS42 299,99 1748,71 33 ĐĐ87 242,52 1130,45

13 LK14HN 315,74 1653,39 34 ĐĐ16 212,56 870,02

14 BSS2 279,70 1477,73 35 ĐĐ79 211,94 879,48

15 LK15HN 269,22 1224,00 36 ĐĐ83 236,06 1092,53

16 BSS4 291,13 1511,17 37 ĐĐ2 135,94 354,39

17 SS22 238,29 1096,22 38 HBT32 178,33 695,27

18 TL13 206,67 804,29 39 HBT82 173,58 593,95

19 TLK11 226,75 960,48 40 HK76 152,23 605,22

20 TL29 281,04 1482,23 41 HK29 183,33 683,43

21 ĐA14 232,69 1028,30 42 HK95 162,67 649,50

Kết quả tính toán giá trị trung bình Vs và G

cho từng l p

Sử d ng các công thức ở phần 2.2.4 và cơ sở

lý thuyết về đặc trƣng đ ng học ta thu đƣợc

ảng giá trị trung ình c a Vs và G cho từng l p

nhƣ sau:

Bảng 3. Giá trị Vs và G cho từng lớp đất

Lớp đất Vs

(m/s)

Gs

(MPa)

Lớp đất Vs

(m/s)

Gs

(MPa)

1 - - 14 231,0651 989,6160

2 118,0124 228,0909 15 238,1059 1061,9641

3 166,4007 491,5017 16 188,7788 618,6083

4 178,1756 560,4087 17 244,8158 1093,2713

5 211,6839 817,3811 18 321,6923 1928,2843

6 207,4351 797,5587 19 352,4658 2193,0208

7 137,3921 320,2624 20 207,4351 746,9200

8 198,4724 703,0850 21 290,0347 1484,9385


Lớp đất Vs

(m/s)

Gs

(MPa)

Lớp đất Vs

(m/s)

Gs

(MPa)

9 231,0651 968,6717 22 394,5982 2290,5392

10 198,4724 672,1802 23 325,8081 1457,4308

11 153,0431 379,0076 24 394,5982 2137,8366

12 166,4007 491,5017 25 231,0651 994,8520

13 153,0431 372,1165 26 394,5982 1985,1339

Xây dựng bản đồ trƣờng biến đổi các

thông số đặc trƣng động học.

Sau khi tính toán xong các giá trị cho các h

khoan và cho các l p đất trong khu vực nghiên

cứu, ta sử d ng phần mềm Arcgis để thành lập

ản đồ trƣờng iến đổi các thông s Vs và Gs.

Sau đó, sử d ng các s li u tính toán đƣợc và

phầm mềm Arcgis ta n i suy đƣợc các ản đồ

trƣờng iến đổi các giá trị Vs và G.

Hình 5. Bản đồ trường biến đổi tốc độ

tru n s ng cắt Vs

Có thể thấy, khu vực phía trung t m gồm

các quận Hoàn Kiếm, Ba Đình, Đ ng Đa, Cầu

Giấy, Hai Bà Trƣng, Thanh Xu n là các khu

vực có chỉ s t c đ truyền sóng thấp, khu vực

phía Bắc trung t m là khu vực có vận t c

truyền sóng cao. Khu vực ở trung t m có G khá

là thấp, càng ra rìa trung t m giá trị mô đun cắt

trƣợt G càng tăng.

Khi x y dựng đƣợc 2 ản đồ trên, ta ắt đầu

luận giải mô hình trƣờng iến đổi đó dựa vào

ản đồ và các giá trị đặc i t mà ta tính đƣợc

cho cách khoan trƣ c đó.

Cu i cùng, ta dựa trên cơ sở ph n chia nền

đất trong tiêu chu n Qu c gia về thiết kế công

trình đ ng đất - TCVN 9386:2012 để ph n vùng

định lƣợng mức đ nhạy cảm c a đất nền khu

vực đô thị trung t m Hà N i, từ đó có thể đánh

giá mức đ ổn định c a công trình.

Hình 6. Bản đồ trường biến đổi giá trị mô đun

cắt trượt G


Phân vùng đánh giá mức độ nhạy cảm

của đất nền đô thị trung tâm Hà Nội với tải

trọng động

Sau khi thành lập đƣợc ản đồ, dựa vào tiêu

chu n TCVN 9386:2012, ph n đất nền Hà N i

ra làm các vùng sau:

Bảng 4. Phân vùng mức độ ổn định

của đất nền Hà Nội

Cấp

T c đ

truyền sóng

Vs (m/s)

Mô đun trƣợt

đ ng G

(Mpa)

Đặc i t nhạy

cảm

<100 <170

Rất nhạy cảm 100 – 180 170 – 480

Nhạy cảm 180 – 360 480 – 1.600

Không nhạy

cảm

360 – 577 1.600 - 2.654

Sau khi ph n vùng, ta đạt đƣợc kết quả sau:

Hình 7. Bản đồ phân vùng m c độ ổn định theo

giá trị tốc độ tru n s ng Vs

Hình 8. Bản đồ phân vùng m c độ ổn định theo

mô đun trượt G

Từ hai ản đồ ta có thể dễ dàng nhận ra, khi

vực gần trung t m có giá trị Vs và G khá thấp và

đ y là các khu vực đặc i t nhạy cảm và nhạy

cảm v i tải trọng đ ng nên cần lƣu ý t i sự tác

đ ng c a tải trọng đ ng nhiều. Càng ra phía

ngoài, các giá trị vận t c truyền sóng và mô đun

trƣợt càng tăng.

KẾT LUẬN

- Các chỉ tiêu đ ng học đất nền rất cần thiết

để tính toán đ ổn định cũng nhƣ thiết kế

kháng chấn cho các công trình trong khu vực

đô thị trung tâm thành ph Hà N i dƣ i tác

đ ng c a tải trọng đ ng, đặc bi t là cho các

công trình cao tầng, các công trình quan trọng,

công trình ngầm.

- Qua các kết quả đã tính toán đƣợc và theo

tiêu chu n Vi t Nam về thiết kế công trình chịu

đ ng đất - TCVN 9386:2012, có thể ph n chia


nền đất khu đô thị trung t m thành ph Hà N i

thành 4 vùng có mức đ nhạy cảm v i tải trọng

đ ng khác nhau, làm cơ sở cho những nghiên

cứu tiếp theo về thiết kế kháng chấn công trình

trong khu vực đô thị trung t m Hà N i.: .


1. Trần Mạnh Liểu, “Báo cáo tổng hợp đ

tài: Nghiên c u định hướng quy hoạch khai

thác và sử d ng không gian ngầm đô thị Hà

Nội”. Vi n Khoa học công ngh xây dựng, s

TC – ĐT/05-06-2.

2. Trần Mạnh Liểu và nnk, “Đánh giá, dự

báo trạng thái địa kỹ thuật môi trường đô thị và

kiến nghị các giải pháp phòng ng a tai biến ô

nhiễm môi trường địa chất một số khu đô thị Hà

Nội”. Vi n KHCN X y dựng, Hà N i, 2005.

3. Nguyễn Văn Phóng, Lê Trọng Thắng.

“Nghi n c u đặc trưng biến dạng động của đất

loại sét hệ tầng Thái Bình phân bố ở khu vực

Hà Nội bằng thiết bị ba tr c động”. Tạp chí

KHKT Mỏ - Địa chất, s 44, 10-2013.

4. Nguyễn Văn Phóng, “Xác định một số ch

ti u vật lý và động học của đất loại sét phân bố ở

Đồng bằng Bắc Bộ bằng thí nghiệm u n tĩnh c

đo áp lực nước lỗ rỗng CPTu ”. Tạp chí khoa

học kỹ thuật Mỏ - Địa chất, s 40 – 10/2012.

5. Nguyễn Huy Phƣơng, Trần Thƣơng Bình

và nnk, “Nghi n c u cơ sở khoa học đánh giá

và dự báo các quá trình địa chất động lực các

n họa và sự cố ti m n tr n những vùng ung

ếu trọng điểm của Hà Nội và định hướng

phòng ng a, đối ph và ử lý chúng”, Đề tài

khoa học công ngh Thành ph Hà N i, mã s

Bs-DL/05-2004-2, 2005.

6. Nguyễn Huy Phƣơng, Trần Thƣơng Bình

và nnk, “Nghi n c u hiện tượng cố kết động và

biến đổi độ b n của đất n n Hà Nội dưới tác

động của tải trọng động nhằm hoàn thiện hệ

thống thông tin Địa kỹ thuật ph c v cho phát

triển b n vững và đ phòng tai biến”, Đề tài

KHCN thành ph Hà N i mã s 01C-04/08-

2007, tr249-258.

7. Nguyễn Văn Phóng “Nghi n c u tính chất

cơ học của trầm tích đệ t khu vực Hà Nội dưới

tác động của tải trọng động”, luận án tiến sĩ

trƣờng đại học Mỏ Địa chất, 2016.

8. Lê Trọng Thắng, Nguyễn Văn Phóng,

“Bước đầu nghi n c u thông số động học của

đất bằng thí nghiệm ba tr c động”. Tuyển tập

áo cáo H i nghị khoa học kỷ ni m 50 năm

ngày thành lập Vi n khoa học Công ngh X y

dựng, Nhà xuất ản X y dựng, Hà N i, 2013.

9. Lê Trọng Thắng , “Nghi n c u tính chất

cơ học động của một số loại đất n n khu vực Hà

Nội.”, Trƣờng Đại học Mỏ Địa chất, mã s

B2012-02-07, 2014.


Người phản biện: PGS.TS TRẦN THƢƠNG BÌNH


ĐÁNH GIÁ ẢNH H ỞNG C A VỊ TRÍ ĐẶT VÀ GÓC NGHIÊNG C A CỪ CHỐNG THẤM ĐẾN ỔN ĐỊNH TỔNG THỂ C A

KẾT CẤU DÂNG N C

TRẦN THẾ VIỆT, HOÀNG VIỆT HÙNG,

BÙI THẾ VĂN*

Assessing the influence of the location and angle of inclination of cut-

off to the general stability of hydraulic structures

Abstract: This study assesses the influence of the location, the angle of

inclination of cutoff, and the optimum distance if two cutoffs are used to

the general stability of hydraulic structures using the finite element

method. For this purpose, different locations of cutoff with various angles

of inclination in the dam foundation were simulated and analyzed. The

results reveal that when only one vertical cut-off was used, the heel

(upstream) of the dam is the optimum location. The corresponding model

has the smallest water discharge, risk of erosion and uplift pressure. At

this location, the inclination of cut-off of 45o with respect to the upstream

surface gives the most beneficial results in decreasing the water discharge

and the hydraulic gradient. The smaller the inclination, the safer the dam

against the uplift pressure. The use of larger spacing between two vertical

cutoff walls under hydraulic structure reduced the water discharge and the

risk of erosion. However, the safety against uplift pressure decreases

considerably in this case. Therefore, regarding dam with inclined cutoff or

having two cutoff, it is suggested that engineer should base on the

practical working conditions of the hydraulic structures to select the most

suitable scenario.

Keywords: cutoff wall, erosion, uplift pressure, water discharge

1. MỞ ĐẦU*

Nghiên cứu này đánh giá ảnh hƣởng c a vị trí

đặt, góc nghiêng cừ ch ng thấm và khoảng cách

t i ƣu nếu có hai cừ đƣợc trí đến sự ổn định

tổng thể c a kết cấu d ng nƣ c dùng phƣơng pháp

phần tử hữu hạn. Theo đó, m t loạt các phép thử

ứng v i các kịch ản khác nhau về vị trí và góc

nghiêng c a cừ đƣợc tính toán và ph n tích. Kết

quả tính cho thấy khi chỉ có m t cừ thẳng đứng

dƣ i đáy công trình thì mép thƣợng lƣu công trình

* Khoa Công Trình, Đại Học Thủ lợi

175 Tâ Sơn - Đống Đa - Hà Nội

DĐ: 0912723376


là vị trí t i ƣu nhất, có tổn thất thấm, nguy cơ xói

ngầm và áp lực đ y ngƣợc nhỏ nhất. Ứng v i vị trí

này, đặt cừ nghiêng góc 45 đ so v i mặt thƣợng

lƣu cho kết quả lợi nhất về tổn thất thấm và ch ng

xói. Tuy nhiên, góc nghiêng càng l n thì giá trị áp

lực đ y ngƣợc lại càng l n. Trƣờng hợp có 2 cừ

thẳng đứng v i m t cừ ở mép thƣợng lƣu thì khi

trí khoảng cách cừ càng nhỏ thì áp lực đ y

ngƣợc càng nhỏ, nhƣng giá trị lƣu lƣợng thấm và

nguy cơ xói lại tăng. Do đó, v i trƣờng hợp cừ

nghiêng và có hơn m t cừ, cần căn cứ vào điều

ki n làm vi c thực tế c a công trình để có phƣơng

án trí phù hợp.


2. GIỚI THIỆU CHUNG

Các công trình th y công nhƣ đập chắn, c ng

điều tiết nƣ c, đập tràn, … vv, là những kết cấu

dùng để kiểm soát và điều tiết nguồn nƣ c. Các

kỹ sƣ th y lợi nên quan t m đầy đ đến vi c

tính toán những loại kết cấu này để chúng có thể

làm vi c theo đúng yêu cầu thiết kế đặt ra. Khi

m t công trình th y đƣợc x y dựng trên nền

thấm nƣ c, sự chênh l ch về c t nƣ c áp giữa

thƣợng và hạ lƣu tạo thành d ng thấm. D ng

thấm di chuyển từ n i có mực nƣ c cao đến nơi

có mực nƣ c thấp hơn làm giảm hi u quả tích

nƣ c c a hồ chứa và làm tăng các nguy cơ mất

ổn định đập do d ng thấm g y ra áp lực đ y

ngƣợc lên ản đáy công trình [1]. Ngoài ra, khi

gặp điều ki n thuận lợi, d ng thấm có thể kéo

theo các hạt đất trong nền, g y xói ngầm dẫn

đến sự hình thành c a mạch đùn, mạch s i, s t

lún. Đ y thƣờng là những nguyên nh n chính

g y ra phá hoại công trình th y công.

Do đó, sự tồn tại c a d ng thấm và lực thấm

trong nền ên dƣ i kết cấu th y lực đƣợc coi

nhƣ là m t vấn đề quan trọng nhất ảnh hƣởng

đến sự an toàn và ổn định c a công trình. Để

đảm ảo an toàn ch ng lại ảnh hƣởng c a d ng

thấm khi thiết kế công trình th y công, có a

vấn đề cần kiểm soát [2]: 1) An toàn ch ng lại

áp lực đ y ngƣợc: áp lực đ y ngƣợc thƣờng xuất

hi n do tác d ng c a d ng thấm ên dƣ i kết

cấu th y công g y ra m t áp lực tác d ng lên

ản đáy c a kết cấu. Nếu áp lực này vƣợt quá

trọng lƣợng ản th n c a kết cấu, sự lật hoặc

trƣợt có thể x y ra. 2) An toàn ch ng xói: d ng

thấm ên dƣ i kết cấu th y lực ắt đầu từ

thƣợng lƣu thấm xu ng hạ lƣu. Nếu gradient

th y lực ở cửa ra l n hơn giá trị gi i hạn c a

nền, hi n tƣợng xói ngầm có thể xuất hi n g y

ra hi n tƣợng rửa trôi và cu n theo các hạt vật

li u nhỏ trong nền ra ngoài, và 3) Tổn thất thấm

quá l n làm giảm hi u quả tích nƣ c c a hồ.

Thực tế, các công trình th y công thƣờng

đƣợc x y dựng trên nền thấm nƣ c. D ng thấm

trong nền g y ra áp lực thấm và hi n tƣợng xói

ngầm trong nền. Do đó, khi thiết kế công trình

th y công trên nền thấm nƣ c, cần lƣu ý vấn đề

an toàn ch ng lật và xói ngầm. M t trong những

phƣơng pháp hữu hi u để duy trì sự an toàn c a

những công trình này ch ng lại áp lực đ y

ngƣợc và xói ngầm là giảm tổng áp lực đ y

ngƣợc và gradient thấm l n nhất ở cửa ra. Giải

pháp công trình thƣờng dùng là thi công thêm

tƣờng ch ng thấm (tƣờng ch ng thấm có thể

đƣợc tạo ra ằng công ngh khoan ph t, hào ê

tông, đóng cừ thép, …vv) ên dƣ i kết cấu chắn

giữ [3]. Loại tƣờng này thƣờng đƣợc thiết kế

ằng vật li u có tính thấm nhỏ và có tác d ng

giảm tổn thất thấm cũng nhƣ giảm gradient th y

lực l n nhất ở cửa ra c a d ng thấm. Bi n pháp

này giúp giảm thiểu đáng kể kích thƣ c c a

công trình.

Ƣ c lƣợng giá trị gradient ở cửa ra c a

d ng thấm, áp lực đ y ngƣợc, và lƣu lƣợng

thấm dƣ i nền đập có vai tr quan trọng trong

thực tế. Vi c thi công thêm tƣờng ch ng thấm

s u dƣ i nền phía trƣ c kết cấu chắn giữ để

giảm thiểu tác d ng tiêu cực c a d ng thấm đã

đƣợc nghiên cứu và gi i thi u ởi Di Cervila

(2004) [4]. Lời giải cho ài toán tính thấm

trong nền nhiều l p ên dƣ i kết cấu chắn giữ

có tƣờng cừ ch ng thấm cũng đƣợc phát triển

ởi Feng and Wu (2006) [5]. Tuy nhiên, hi n

vẫn có rất ít các nghiên cứu xét đến yếu t góc

nghiêng c a tƣờng ch ng thấm ([2], [6]). Hơn

nữa, phần l n các nghiên cứu này thƣờng căn

cứ vào giả thiết đất nền đồng nhất và đẳng

hƣ ng có chiều s u hữu hạn. A as (1994) [7]

dùng phép iến đổi ảo giác để đƣa ra lời giải

cho ài toán thấm dƣ i đáy đập phẳng có

ch ng thấm ằng cừ nghiêng ở mép phía

thƣợng lƣu c a nền đồng chất và đẳng hƣ ng.

Ông kết luận rằng dùng tƣờng ch ng thấm đặt

nghiêng góc giúp làm tăng h s an toàn

ch ng lật và xói ngầm.

Ngày nay, các lí thuyết về tính toán thấm qua

nền đập ê tông khi dùng tƣờng ch ng thấm vẫn

chƣa thực sự hoàn thi n. Đặc i t khi cần đánh


giá hi u quả c a tƣờng ch ng thấm khi tƣờng

đƣợc đặt ở các vị trí, góc nghiêng khác nhau,

hoặc khi có nhiều hơn m t tƣờng ch ng thấm

đƣợc dùng. Do đó, nghiên cứu này tập trung vào

hai m c tiêu1). Giúp đánh giá vị trí, góc

nghiêng t i ƣu khi đặt tƣờng ch ng thấm dƣ i

đập ê tông. 2) Chỉ ra khoảng cách t i ƣu khi có

hai tƣờng ch ng thấm đƣợc áp d ng. Để thực

hi n các m c tiêu đã nêu, nghiên cứu này đã so

sánh hi u quả c a tƣờng ch ng thấm v i các

thông s thiết kế khác nhau ứng d ng cho m t

đập d ng nƣ c giả định. Ở đ y, vị trí và góc

nghiêng c a tƣờng cừ đƣợc thay đổi. Vi c mô

phỏng đƣợc tiến hành dùng phƣơng pháp phần

tử hữu hạn v i module SEEP/W [8] trong

phần mềm Geostudio 2018 c a Canada.

3. CÔNG CỤ VÀ PHƢƠNG PHÁP

NGHIÊN CỨU

D ng thấm ên dƣ i đập ê tông tạo thành

áp lực đ y ngƣợc tác d ng lên ản đáy. Áp lực

này có thể ảnh hƣởng đến sự làm vi c c a đập.

Ngoài ra, gradient th y lực ở cửa ra cũng có thể

hình thành mạch đùn, mạch s i khi đạt t i giá trị

t i hạn. Nghiên cứu này đánh giá ảnh hƣởng c a

vị trí và góc nghiêng đặt cừ đến tổn thất thấm,

áp lực đ y ngƣợc tác d ng lên ản đáy và

gradient th y lực tại điểm ra phía hạ lƣu c a đập

dùng module SEEP/W trong phần mềm

Geostudio 2018. SEEP/W là phần mềm giao

di n đồ họa, dùng để mô hình hóa chuyển đ ng

c a nƣ c và ph n áp lực nƣ c lỗ rỗng trong

môi trƣờng đất đá theo phƣơng pháp phần tử

hữu hạn. SEEP/W có thể ph n tích các ài toán

tính thấm có áp, không áp, ngấm do mƣa, thấm

từ ồn chứa nƣ c ảnh hƣởng t i mực nƣ c

ngầm, …vv. Phƣơng trình cơ ản c a d ng

thấm trong SEEP/W có dạng:

trong đó:

q – lƣu lƣợng thấm (m3/s);

; – h s thấm theo phƣơng ngang và

phƣơng đứng;

h – tổng c t nƣ c thấm (m);

Để thực hi n các m c tiêu đã nêu, trong

nghiên cứu này, nhóm tác giả dùng phƣơng

pháp thử dần, tính toán mô hình v i các

trƣờng hợp vị trí, góc nghiêng c a tƣờng

ch ng thấm khác nhau. Trên cơ sở kết quả so

sánh về lƣu lƣợng d ng thấm, áp lực thấm

đ y ngƣợc tác d ng lên ản đáy và gradient

thấm ở cửa ra c a d ng thấm, phƣơng án t i

ƣu về vị trí đặt tƣờng, góc nghiêng c a tƣờng

và khoảng cách t i ƣu nếu có hai tƣờng sẽ

đƣợc chọn.

MNTL = + 33m

Đất nền

Khoảng cách (m)

Bê tông

0 10 20 30 40 500

5

10

15

20

25

30

35

Hình 1. Mặt cắt ngang công trình

Hình 1 mô tả mặt cắt ngang mô phỏng c a

ài toán gồm m t kết cấu d ng nƣ c cao 10 m,

ản đáy r ng 10 m. Mực nƣ c thƣợng lƣu ở

cao trình + 33 m; mực nƣ c hạ lƣu sát cao trình

mặt đất phía hạ lƣu. Nền đập là nền thấm nƣ c

có h s thấm ão h a k = 10-5

m/s. Bi n pháp

ch ng thấm áp d ng là trí cừ ch ng thấm

v i chiều dài 12 m. Cừ ch ng thấm đƣợc mô

phỏng dƣ i dạng phần tử interface v i h s

thấm rất nhỏ. Cách khai áo loại phần tử này

đƣợc thể hi n trong Hình 2. Trƣ c đ y, tƣờng

cừ thƣờng đƣợc mô phỏng ằng cách tạo ra 1

vùng rỗng trên lƣ i phần tử mà không có vật

li u tức là phải tạo ra m t lỗ hổng trên h lƣ i.

Cách dùng phần tử ề mặt có ƣu thế và cho kết

quả chính xác hơn [8].


Hình 2. Khai báo phần tử interface đặc trưng

cho c chống thấm

4. CÁC TRƢỜNG HỢP TÍNH

Nhƣ đã trình ày ở trên, tác giả dùng phƣơng

pháp thử dần. Đầu tiên, ài toán 1 xác định vị trí

t i ƣu c a cừ khi đặt cừ thẳng đứng. Từ vị trí

thuận lợi nhất xác định đƣợc, tăng dần góc

nghiêng c a cừ để tìm đƣợc góc nghiêng t i ƣu

c a cừ ( ài toán 2). Cu i cùng, khoảng cách t i

ƣu giữa hai cừ đƣợc xác định nếu thực tế đ i hỏi

cần phải trí thêm cừ ch ng thấm ( ài toán 3).

Chú ý rằng, vị trí và góc nghiêng t i ƣu c a cừ

đƣợc chọn trên cơ sở ph n tích yêu cầu thiết kế.

Tùy vào yêu cầu c a ngƣời thiết kế khi ƣu tiên

vấn đề ch ng thấm mất nƣ c, ổn định ch ng

đ y ngƣợc hay ổn định ch ng xói ngầm.

4.1 Bài toán 1

Sơ đồ tính toán c a ài toán 1 đƣợc thể hi n

trên Hình 3. Gọi khoảng cách trí từ thƣợng

lƣu đến vị trí cừ là . Xét các trƣờng hợp tỉ s

thay đổi tƣơng ứng là 0; 0,1; 0,2; 0,3; 0,4;

0,5; 0,6; 0,7; 0,8; 0,9; 1,0.

MNTL = + 33m

Đất nền

Khoảng cách (m)

b

Bê tông

B

Cừ

ch ng

thấm 12 m

0 10 20 30 40 500

5

10

15

20

25

30

35

Hình 3. Mô hình tính toán với các đi u kiện

biên trong bài toán 1

4.2 Bài toán 2

Từ vị trí ất lợi nhất đã có từ ài toán 1,

góc nghiêng cắm cừ t i ƣu để giảm thiểu tác

đ ng ất lợi c a d ng thấm đến công trình

đƣợc xác định. Ở đ y, góc nghiêng này đƣợc

chọn trên cơ sở ph n tích và đánh giá kết quả

tính về lƣu lƣợng thấm, áp lực đ y ngƣợc và

gradient thấm v i các trƣờng hợp góc

nghiêng c a cừ ch ng thấm so v i mặt

thƣợng lƣu (ngƣợc chiều kim đồng hồ) là

15o; 30

o; 45

o; 60

o; 75

o, 90

o; 105

o; 120

o; 135

o;

150o; 165

o. Hình 4 iểu thị mô hình tính v i

trƣờng hợp cừ nghiêng góc so v i mặt

thƣợng lƣu đập.



4.3 Bài toán 3

Từ vị trí và góc nghiêng xác định ở ài toán

1 và 2, đặt thêm m t cừ song song, v i khoảng

cách 1m, 2m, 3m, 4m, 5m, 6m, 7m, 8m, 9m,

10m. Ph n tích để tìm vị trí đặt hai cừ t i ƣu

nhất. Hình 5 minh họa m t trƣờng hợp tính khi

khoảng cách giữa hai cừ là .


MNTL = + 33m

Đất nền

B

Bê tông

b

0 10 20 30 40 500

3

6

9

12

15

18

21

24

27

30

33

36



5. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

5.1 Kết quả bài toán 1

Các hình từ Hình 6 đến Hình 8 thể hi n kết

quả tính lƣu lƣợng thấm qua nền đập, gradient

thấm l n nhất trong nền và tổng cƣờng đ lực

đ y ngƣợc tác d ng lên ản đáy. Từ các hình

này, có thể thấy rằng nếu chỉ xét đến lƣu

lƣợng thấm qua nền và gradient th y lực l n

nhất hình thành trong nền thì vị trí t i ƣu c a

cừ là ở hai mép thƣợng và hạ lƣu đập. Tuy

nhiên, nếu xét đến sự hình thành áp lực đ y

ngƣợc dƣ i ản đáy đập thì vị trí cừ ở mép

thƣợng lƣu lại cho giá trị an toàn nhất khi /B

càng l n thì giá trị áp lực này cũng tăng. Vậy,

vị trí t i ƣu khi có 1 cừ thẳng đứng là vị trí sát

mép thƣợng lƣu đập.

Hình 6. Quan hệ giữa lưu lượng thấm và vị trí

tường chống thấm

Hình 7. Giá trị gradient thủ lực lớn nhất trong

n n và vị trí tường chống thấm

Hình 8. Tổng áp lực đ ngược tác d ng l n bản

đá và vị trí tường


Từ kết quả trong ài toán 1, tác giả chọn vị

trí cừ là tại sát mép iên thƣợng lƣu đập. Bài

toán 2 sẽ tiếp t c nghiên cứu xác định góc

nghiêng t i ƣu c a cừ ằng cách tính thử dần.

Các hình từ Hình 9 đến hình 11 thể hi n kết quả

tính c t nƣ c tổng, áp lực nƣ c lỗ rỗng (áp lực

thấm), gradient thấm dƣ i nền đập và áp lực đ y

ngƣợc tác d ng lên ản đáy khi cừ ch ng thấm

đặt tại mép sát thƣợng lƣu và nghiêng góc so

v i mặt thƣợng lƣu.


Hình 9. Quan hệ giữa lưu lượng thấm và g c

nghi ng so với mặt thượng lưu c

Theo kết quả trên Hình 9 và Hình 10 ta thấy,

nếu công trình có ƣu tiên về giảm tổn thất thấm

và ch ng xói ngầm thì đặt cừ nghiêng góc 45 đ

so v i mặt thƣợng lƣu là lợi nhất. Cừ đặt

nghiêng góc càng l n thì tổn thất thấm và

gradient th y lực có xu hƣ ng tăng. Tuy nhiên,

nếu công trình đặt nặng về an toàn ch ng lật thì

nên đặt cừ nghiêng góc về phía hạ lƣu công

trình. Giá trị góc nghiêng càng l n thì áp lực

đ y ngƣợc lên ản đáy càng nhỏ.

Hình 10. Giá trị gradient thủ lực lớn nhất trong

n n và g c nghi ng so với mặt thượng lưu c

Hình 11. Tổng áp lực đ ngược tác d ng l n bản

đá và g c nghi ng so với mặt thượng lưu c


Các hình từ Hình 12 đến Hình 14 trình ày

kết quả tính lƣu lƣợng thấm, gradient thấm và

áp lực đ y ngƣợc ứng v i trƣờng hợp khi

khoảng cách giữa hai cừ iến đổi. Có thể thấy

rằng, tổn thất thấm và nguy cơ xói ngầm

giảm khi khoảng cách giữa hai cừ tăng. Tuy

nhiên, khoảng cách này càng l n thì áp lực

đ y ngƣợc cũng tăng lên (Hình 14). Do đó,

căn cứ vào kết quả tính toán v i nhiều phép

thử ta thấy nếu vấn đề tổn thất thấm và nguy

cơ xói là là yếu t chính cần lƣu t m thì nên

trí khoảng cách giữa hai cừ càng l n càng

t t. Trong khi đó, nếu vấn đề an toàn ch ng

lật là vấn đề chính thì nên giảm khoảng cách

trí giữa hai cừ.

Hình 12. Quan hệ giữa lưu lượng thấm Q ng

với các khoảng cách c khác nhau

Hình 13. Quan hệ giữa giá trị gradient thủ lực

lớn nhất và khoảng cách giữa hai c


Hình 14. Quan hệ giữa tổng áp lực đ ngược

và khoảng cách giữa hai c

VI. KẾT LUẬN

Trong nghiên cứu này, phƣơng pháp phần

tử hữu hạn đƣợc áp d ng để ph n tích d ng

thấm trong nền công trình th y công dùng cừ

thép ch ng thấm. Dùng phƣơng pháp thử dần,

dựa trên trên quả ph n tích mô hình s ta thấy:

Trƣờng hợp có m t cừ ch ng thấm thẳng

đứng, kết quả ph n tích cho thấy khi chỉ có

m t cừ thẳng đứng dƣ i đáy công trình thì

mép thƣợng lƣu đập là vị trí t i ƣu nhất, kết

quả cho tổn thất thấm, nguy cơ xói và áp lực

đ y ngƣợc nhỏ nhất. Ứng v i vị trí này, đặt cừ

nghiêng góc 45 đ so v i mặt thƣợng lƣu cho

kết quả lợi nhất về tổn thất thấm và ch ng xói.

Tuy nhiên, trong trƣờng hợp này, góc nghiêng

càng l n thì giá trị áp lực đ y ngƣợc lại càng

giảm. Trƣờng hợp có 2 cừ thẳng đứng v i m t

cừ ở mép thƣợng lƣu thì khi trí khoảng

cách cừ càng nhỏ thì áp lực đ y ngƣợc càng

nhỏ, nhƣng giá trị lƣu lƣợng thấm và nguy cơ

xói lại càng tăng. Do đó, v i trƣờng hợp cừ

nghiêng và có hơn m t cừ, cần căn cứ vào

điều ki n làm vi c thực tế c a công trình để có

phƣơng án trí phù hợp.


[1] Chi, N. M., Hau, P. D., & Viet, T. T.

(2010). Nghiên cứu đánh giá khả năng mất ổn

định thấm nền đê t n cƣơng - Vĩnh Phúc.

Vietnam Geotechnical Journal, 3, 31-39.

[2] Moharrami, A., Moradi, G., Bonab, M.

H., Katebi, J., & Moharrami, G. (2014).

Performance of Cutoff Walls Under Hydraulic

Structures Against Uplift Pressure and Piping

Phenomenon. Geotech Geol Eng, 33(1), 95-103.

doi:DOI 10.1007/s10706-014-9827-7

[3] Vi n Khoa học th y lợi Vi t Nam.

(2012). TCVN 9137: 2012- Công trình th y lợi

- Thiết kế đập ê tông và ê tông c t thép. In

(pp. 1-55). Hanoi: B Khoa học và Công ngh .

[4] Di Cervila, A. R. (2004). Construction of

the Deep Cut-off at the Walter F. George Dam.

Paper presented at the GeoSupport Conference

2004, Orlando, Florida, . 1-15

[5] Feng, Z., & Wu, J. T. H. (2006). The

epsilon method: analysis of seepage beneath an

impervious dam with sheet pile on a layered

soil. Canadian Geotechnical Journal, 43(1), 59–

69. doi:10.1139/T05-092

[6] Alsenousi, K. F., & Mohamed, H. H. (2008).

Effects of inclined cutoffs and soil foundation

characteristics on seepage beneath hydraulic

structures. Paper presented at the Twelfth

International Water Technology Conference

IWTC12 2008, Alexandria, Egypt. 1597-1617

[7] Abbas, Z. I. (1994). Conformal analysis

of seepage below a hydraulic structure with an

inclined cutoff. International Jounal for

numerical and analytical methods in

Geomechanics, 345-353.

[8] Geoslope_International_Ltd. (2018). Seep/W

user's guide for finite element analyses. Calgary,

Alberta, Canada: Geoslope International Ltd.

Người phản biện: PGS.TS VƢƠNG VĂN THÀNH


NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP TỐI U HÓA SƠ ĐỒ BẤC THẤM TRONG XỬ LÝ NỀN ĐẤT YẾU

NGUYỄN TRUNG HIẾU*, ĐỖ MINH NGỌC

**,

NGUYỄN CÔNG NAM**, ĐỖ MINH TÍNH

***

The of timization of the vertical prefelon cetedstrip ctraino arrangement

for soctsoil treatment

Abstract: This article establishes the objective function at the cost of soft

soil treatment with low permeability. Considering the length and space of

prefabricated strip drains and the optimization of the cost of the materials

and construction as the objective function, the mathematical model for the

optimal design is developed. The results show that not only the cost of the

materials and construction for the prefabricated strip drains can be saved,

but also the process of the design can be simplified.

Key word: Soft soil; Strip drain; Optimal design

1. MỞ ĐẦU *

Bi n pháp sử d ng ấc thấm kết hợp v i gia

tải trƣ c để xử lý nền đất yếu trong giao thông

đƣợc sử d ng khá phổ iến. M c đích c a i n

pháp này là làm tăng nhanh khả năng thoát nƣ c

trong đất khiến cho đ lún đất nền đƣợc đi đến

trạng thái ổn định, sức chịu tải c a đất nền đƣợc

tăng lên m t cách đáng kể. Tuy nhiên, trong giai

đoạn thiết kế từ trƣ c đến nay vi c trí ấc

thấm đang sử d ng đều đƣợc dựa trên kinh

nghi m. Đầu tiên lựa chọn m t vài hình thức

trí, sau đó tiến hành so sánh và lựa chọn sao cho

hợp lý. Nhƣng cách làm này chƣa chắc đã đem

lại hi u quả kinh tế nhất. Vi c lựa chọn m t

cách hợp lý sơ đồ trí, khoảng cách giữa các

ấc thấm không những giúp cho thời gian thi

công đƣợc nhanh hơn, mà c n tiết ki m đƣợc

khá nhiều chi phí. Trong ài áo tác giả vận

d ng lí luận công trình và mô hình s học tiến

hành t i ƣu hóa sơ đồ trí ấc thấm.

2. NGUYÊN LÝ TỐI ƢU HÓA SƠ ĐỒ

BỐ TRÍ BẤC THẤM

2.1. Xác định biến số

* Phòng kinh tế và hạ tầng hu ện Bình Xu n - Vĩnh Phúc

** Trường Đại học Công nghệ GTVT

*** Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội

Đ i v i công tác cắm ấc thấm thì các yếu t

ảnh hƣởng trực tiếp đến kh i lƣợng công vi c là

khoảng cách cắm, chiều dài cắm và sự kết hợp

giữa các công thức tính đ c kết. T i ƣu hóa

chiều s u làm vi c hi u quả c a ấc thấm có

liên quan đến khoảng cách làm vi c c a ấc

thấm hay chính là đƣờng kính hi u quả c a ấc

thấm (De). Nhƣ vậy, trong ài toán này n s

chính là chiều s u cắm ấc thấm (H) và đƣờng

kính hi u quả c a ấc thấm De.

2.2. Xây dựng hàm mục tiêu

Vi c đi x y dựng phƣơng án t i ƣu hóa c a

phƣơng pháp xử lý nền đƣờng ằng ấc thấm

nhằm m c đích đƣa ra sơ đồ sao cho hi u quả

kinh tế nhất mà vẫn đảm ảo kỹ thuật. Chi phí

gồm hai phần đó là chi phí cho công tác cắm ấc

thấm và giá thành ấc thấm, nên trên m t di n tích

xử lý chi phí đó đƣợc thể hi n qua công thức sau:

2

.( )

1

4

ss

e

c H Lf

D

(1)

Trong đó:

c – là chi phí m t mét dài ấc thấm và chi

phí thi công m t mét;

H – chiều sâu bấc thấm đƣợc cắm vào

trong đất;


Ls – là chiều dài dự kiến ấc thấm cắm vào

trong l p đ m cát;

De – là đƣờng kính làm vi c hi u quả c a

ấc thấm, v i sơ đồ hình vuông De = 1,13.d;

sơ đồ hình tam giác De = 1,05.d (d là khoảng

cách ấc thấm).

Nhƣ vậy, trên m t di n tích xử lý là A thì

tổng chi phí đƣợc tính nhƣ sau:

2

.( )( , ) . .

1

4

se s

e

c H Lf D H A f A

D

(2)

2.3. Các điều kiện ràng buộc

a, Phương trình độ cố kết

Khi ề dày l p đất yếu l n, thông thƣờng ấc

thấm đƣợc cắm hết qua vùng ảnh hƣởng c a tải

trọng, chiều s u xuyên chƣa xuyên qua toàn

l p đất yếu, đất ên trên đ c kết đƣợc tính

theo ài toán c kết hƣ ng t m và c kết theo

phƣơng thẳng đứng. Đ i v i đất ên dƣ i chiều

s u ấc thấm đ c kết đƣợc tính theo công thức

c kết thấm m t chiều. Khi ề dày l p đất yếu

nhỏ, di n tích xử lý và tải trọng l n vùng hoạt

đ ng nén ép vƣợt quá ề dày l p đất yếu thì ấc

thấm đƣợc cắm qua hết l p đất yếu. Trong cả

hai trƣờng hợp trên thì đ c kết cũng có thể qui

về đ c kết trung ình để tính toán:

rz.U + 1- .t zU U (3)

Trong đó:

Ut – đ c kết theo thời gian;

Urz – đ c kết trung ình c a đất trong phạm

vi cắm ấc thấm;

Uz – đ c kết trung ình c a đất dƣ i ấc

thấm;

r - là h s đ s u, r = Hs/H (Hs, H lần lƣợt là

chiều dài bấc thấm cắm vào trong đất và ề dày

l p đất yếu).

Giả thiết quá trình gia tải m t lần kết thúc thì:

1

z 2

8U 1

tsH He

H

(4)

rz 2

8U 1 tsH

eH

(5)

V i: 2

2 2

8

( ). 4

h v

e

C C

F n D H

;

2

1 24

v

s

C

H

;

2 2

( ) 2 2

3 1ln( )

1 4n

n nF n

n n

; n=De/dw.

Thay công thức (4) và (5) vào công thức (3)

ta đƣợc:

1

2 2

8 81 1

tts st

H H HU e e

H H

(6)

Từ đó ta có điều ki n ràng u c đ i v i sự c

kết c a đất nhƣ sau:

y(De,H) = Ut –U = 0 (7)

b, Phương trình ràng buộc với độ sâu cắm

bấc thấm và đường kính hiệu quả

Điều ki n ràng u c gồm hai điều ki n sau:

De∈ [Dmin, Dmax], Dmin > 0

H∈ [Hmin, Hmax], Hmin > 0

Trong đó:

Dmin, Dmax – là đƣờng kính hi u quả nhỏ

nhất và l n nhất c a ấc thấm, ph thu c vào

từng loại đất, thông thƣờng (Dmin, Dmax) = (0,8

~ 2,4m);

Hmin, Hmax – là giá trị cận dƣ i và cận trên c a

chiều s u cắm ấc thấm. V i Hmin đƣợc lấy ằng

chiều s u mà vị trí cung trƣợt xuất hi n và Hmax

đƣợc lấy ằng ề dày l p đất yếu đƣợc xử lý.

Từ hai điều ki n ràng u c trên, đồ thị quan

h giữa De và H hình thành m t vùng đƣợc gọi

là vùng khả thi, giải pháp t i ƣu u c phải nằm

trong vùng này và thỏa mãn điều ki n c kết c a

đất y(De,H) = 0 (hình1).

(8)


H

Hmax

Hmin

DmaxDmin De

y(De,H)=0

De

y(d)

d

a

b

H

Hmax

Hmin

DmaxDmin De

y(De,H)=0

De

y(d)

d

a

b

Hình 1. Biểu thị vùng khả thi Hình 2. Đường cong hàm số De

Đƣơng nhiên, để giải bài toán này chúng ta

có thể ứng d ng lập trình C++ để tiến hành tìm

ra các nghi m thỏa mãn yêu cầu c a ài toán.

C thể các ƣ c làm theo sơ đồ sau:

Hình 3. Sơ đồ các bước lập trình


3. ỨNG DỤNG CÔNG TRÌNH THỰC TẾ

Tuyến đƣờng có tổng chiều dài 2.172 m và

ề r ng xử lý là 23,78 m. Bao gồm hai l p đất

yếu cần xử lý có tổng chiều dày là 19m. Hai l p

đất này có h s c kết trung ình theo phƣơng

thẳng đứng Cv = 4,39m2/năm và theo phƣơng

ngang Ch = 8,78m2/năm, công trình đƣợc xử lý

trong m t năm v i kết quả tính toán đƣợc đ c

kết là 93,7 . Khi xử lý ấc thấm đƣợc trí

theo sơ đồ hình vuông, khoảng cách các ấc

thấm đƣợc trí là 1,7m và đƣợc cắm hết l p

đất yếu là 19m. Nhƣ vậy, tổng chiều dài ấc

thấm cần thi công cho đoạn này là 375.732m.

Căn cứ vào nguyên lý t i ƣu hóa sơ đồ b trí

bấc thấm đƣợc trình bày ở trên, sau khi t i ƣu sơ

đồ kết quả cho chiều sâu bấc thấm cần cắm

17m, khoảng cách cắm các bấc thấm theo sơ đồ

hình vuông là 1,68m thỏa mãn yêu cầu về đ c

kết. Kh i lƣợng ấc trên toàn b chiều dài đoạn

tuyến kh i lƣợng bấc thấm là 343.938m. Kết

quả cho thấy so v i thiết kế an đầu thì kh i

lƣợng bấc thấm sau khi t i ƣu hóa giảm 8,4%.

4. KẾT LUẬN

(1) Hi n nay, vi c sử d ng ấc thấm trong xử

lý nền đất yếu là khá phổ iến.Vì vậy vi c đi

sâu vào nghiên cứu phƣơng pháp là vô cùng

quan trọng. Đặc i t trong điều ki n ngành x y

dựng ngày càng phát triển mạnh mẽ thì vi c t i

ƣu hoá sơ đồ ấc thấm có ý nghĩa to l n, nó

giúp chúng ta đƣa ra đƣợc i n pháp xử lý đạt

hi u quả cao cả về mặt thời gian cũng nhƣ chất

lƣợng công trình và kinh tế khi xử lý.

(2) Bằng cách x y dựng các hàm m c tiêu và

các điều ki n ràng u c, sau sử d ng phƣơng

pháp lập trình để t i ƣu hóa tìm ra đƣợc chiều

s u cắm và khoảng cách bấc thấm hợp lý. Kết

quả này cho thấy kh i lƣợng ấc thấm cần cắm

giảm 8,4 .


1. TCVN 9355:2012. Tiêu chu n về Gia c

nền đất yếu bảng bấc thấm thoát nƣ c.

2. Terzaghi, K.，Principle of soil mechanics.

Eng. Naws Record, Dec, 17, 1925.

3. 谢康和, 曾国熙. 砂井地基的优化设

计 .土木工程学报,1989, 22 (2): 3~12.

汪树玉等.优化原理、方法与工程应用.杭

州:浙江大学出版社, 1991.

Người phản biện: PGS.TS ĐOÀN THẾ TƢỜNG


NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM ẢNH H ỞNG C A M A LÊN MÁI DỐC ĐẤT ĐẮP KHÔNG BÃO HÕA

PHẠM HUY DŨNG

*

HOÀNG VIỆT HÙNG**

Experiments on the influence of rainfall on compacted unsaturated soil

slope

Abstract: Rainfall is an important factor causing the slope failure. Due to

the rainfall, water infiltrates into the slope, leading to an increase of soil

moisture and a decrease of shear strength. The rainfall infiltration into a

slope is a complex mechanism, depending on many factors such as rainfall

intensity, rainfall duration, slope gradient, soil type, initial water content,

surface cover, etc. This paper reports the results of experiments on the

effect of rainfall on compacted unsaturated soil slope. In the study, the

effect of relative compaction and slope gradient to the runoff rate are

considered. For unsaturated soils, the matric suction or negative pore

water pressure are important factors controlling the shear strength of soil.

Therefore, the studies on the change of matric suction on the slope during

the rainfall and after rainfall are also considered.

Keywords: relative compaction, slope gradient, runoff rate, matric suction

1. GIỚI THIỆU CHUNG*

1.1. Mở đầu

Khi mƣa rơi xu ng đất, m t phần nƣ c mƣa

sẽ ngấm vào đất, m t phần chảy tràn trên ề mặt

và m t phần c hơi. Nƣ c mƣa ngấm vào mái

d c là m t quá trình phức tạp, ph thu c vào

nhiều tham s nhƣ cƣờng đ mƣa, thời gian

mƣa, đ d c mái, loại đất, đ m an đầu, l p

ph ề mặt, v.v… Đã có nhiều nghiên cứu thực

nghi m nhằm đánh giá ảnh hƣởng c a các nh n

t trên. Các kết quả nghiên cứu đều chỉ ra rằng,

cƣờng đ mƣa x m nhập tăng khi đ d c mái

giảm, tuy nhiên hầu hết các nghiên cứu chỉ tập

trung cho những mái d c thoải, có đ d c nhỏ

hơn 20 nhƣ trong nghiên cứu c a Nassif và

Wilson (1975), Poesen (1984) và Joshi và

* Trường Đại học Thủ lợi;

E-mail: [email protected] ** Trường Đại học Thủ lợi;


Tambe (2010). Do đó, cần thiết nghiên cứu ổ

sung quy luật trên để áp d ng đƣợc v i những

mái d c có đ d c l n hơn. Sự ảnh hƣởng c a

loại đất, l p ph ề mặt, cƣờng đ mƣa và đ

m an đầu cũng đã đƣợc đề cập trong các

nghiên cứu c a Duley và Kelly (1939), Nassif

và Wilson (1975), Poesen (1984) và Mu và nnk.

(2015). Tuy nhiên đ i v i những công trình đắp

ằng đất nhƣ đê, đập, đƣờng, v.v… thì đ chặt

đất đắp là m t nh n t quan trọng ảnh hƣởng t i

sự x m nhập c a nƣ c mƣa vào mái d c. Trong

x y dựng công trình đất, đ chặt đất đắp đƣợc

đặc trƣng ởi h s đầm chặt K là tỷ s giữa

kh i lƣợng riêng khô ở hi n trƣờng và kh i

lƣợng riêng khô l n nhất trong phòng thí

nghi m. Trong ài áo này, các kết quả nghiên

cứu cho 3 trƣờng hợp đất đắp có đ chặt thấp

(K=0,70), đất đắp có đ chặt trung ình

(K=0,90) và đất đắp có đ cao (K=0,95) sẽ đƣợc

trình ày. Ngoài ra, sự thay đổi c a lực hút dính




ở các đ s u khác nhau trên mái d c trong quá

trình mƣa, sau khi dừng mƣa cũng đƣợc xem

xét, đánh giá.

1.2. Biến trạng thái ứng suất

V i những công trình đất đắp nhƣ đê, đập,

đƣờng, v.v… thƣờng đƣợc ph n chia thành hai

đ i, đ i ão h a nằm dƣ i mực nƣ c ngầm và

đ i không ão h a nằm trên mực nƣ c ngầm.

Đ i v i đất không ão h a thì lực hút dính hoặc

áp lực nƣ c lỗ rỗng m là những thông s quan

trọng ảnh hƣởng đến sức kháng cắt c a đất. Để

xác định trạng thái ứng suất c a đất, các iến

trạng thái ứng suất thƣờng đƣợc sử d ng. V i

đất không ão h a, các iến trạng thái ứng suất

đƣợc iểu thị ằng các ứng suất đo đƣợc nhƣ

ứng suất tổng , áp lực nƣ c lỗ rỗng uw và áp

lực khí lỗ rỗng ua. Tổ hợp ứng suất pháp thực

(- ua) và lực hút dính (ua-uw) thƣờng đƣợc lựa

chọn để iểu thị trạng thái ứng suất c a đất

không ão h a. Trong trƣờng hợp đất ão h a

thì áp lực nƣ c lỗ rỗng uw c n ằng v i áp lực

khí lỗ rỗng ua, khi đó lực hút dính (ua-uw) ằng

không. Khi đó phƣơng trình cƣờng đ ch ng cắt

dành cho đất không ão h a theo Fredlund và

nnk. (2012) có dạng:

ff = c’+ f – ua)f tan’+ ua – uw)f tanb

Trong đó:

ff: là ứng suất cắt trên mặt trƣợt ở trạng thái

phá hoại,

c’: giao điểm c a đƣờng ao phá hoại Mohr-

Coulom “kéo dài” v i tr c ứng suất cắt khi

ứng suất pháp thực và lực hút dính ằng không,

(f – ua)f: ứng suất pháp thực ở trạng thái

phá hoại,

(ua – uw)f: lực hút dính ở trạng thái phá hoại,

’: góc ma sát trong ứng v i ứng suất pháp

thực (f – ua),

b: góc má sát iểu kiến iểu thị lƣợng tăng

c a ứng suất cắt theo lực hút dính.

Vi c xác định đƣợc giá trị lực hút dính (ua –

uw) ở các thời điểm khác nhau trong quá trình

mƣa và sau khi mƣa là m t ƣ c quan trọng

trong vi c đánh giá ổn định c a mái d c đất

không bão hòa.

1.3. Phƣơng pháp nghiên cứu

Phƣơng pháp thực nghi m đã đƣợc sử d ng

trong nghiên cứu này. Thiết bị thí nghi m chính

bao gồm căng kế, giàn tạo mƣa và máng thí

nghi m. Căng kế là m t loại thiết bị để đo trực

tiếp lực hút dính trong môi trƣờng đất đƣợc chế

tạo bởi Công ty Soilmoisture Equipment Corp.

Dàn tạo mƣa và máng thí nghi m sẽ đƣợc trình

bày chi tiết trong phần sau.

2. THIẾT BỊ THÍ NGHIỆM

2.1. Dàn tạo mƣa

Để mô phỏng quá trình mƣa xảy ra trong

thực tế, nhóm nghiên cứu đã chế tạo dàn tạo

mƣa ằng máng nhựa mica dạng hình h p chữ

nhật v i kích thƣ c chiều dài 150cm, chiều r ng

50cm và chiều cao 20cm (hình 1). Để tạo ra

hình dạng giọt mƣa tƣơng tự nhƣ trong thực tế,

đáy máng trƣ c tiên đƣợc khoan tạo mặt khum

l m v i đƣờng kính mũi khoan 2mm, sau đó sử

d ng mũi khoan đƣờng kính 0,5mm khoan

xuyên qua đáy máng. Các lỗ khoan đƣợc trí

theo các đỉnh c a hình vuông v i chiều dài các

cạnh là 5,65cm. Để duy trì cƣờng đ mƣa không

thay đổi trong quá trình thí nghi m, quy tắc “c t

nƣ c không đổi” đã đƣợc áp d ng ằng cách

cho nƣ c trong máng chảy tràn liên t c qua

thành mỏng có chiều cao 4,0cm. Để xác định

lƣợng mƣa rơi vào mái d c, các đồng hồ đo lƣu

lƣợng đƣợc gắn vào các đầu cấp nƣ c vào và

đầu thu nƣ c ra. Khi đó, tổng lƣu lƣợng mƣa

chính là chênh l ch lƣợng nƣ c vào và ra khỏi

dàn tạo mƣa.

Cấu tạo nhƣ trên c a dàn tạo mƣa sẽ khắc

ph c đƣợc nhƣợc điểm ph n mƣa không

đều lên ề mặt mái d c do hình thức tạo mƣa

dƣ i dạng tia nƣ c nhƣ trong m t vài nghiên

cứu trƣ c đ y c a Poesen (1984) và Joshi và

Tambe (2010).


Hình 1: Cấu tạo dàn tạo mưa

2.2. Máng thí nghiệm

Máng thí nghi m cũng có cấu tạo dạng hình

h p chữ nhật v i kích thƣ c chiều dài 150cm,

chiều r ng 50cm và chiều cao 70cm (hình 2).

Khung kim loại và kính cƣờng lực đƣợc sử d ng

để đảm bảo khả năng chịu lực c a máng. Để tạo

mái d c, máng thí nghi m đƣợc đặt trên m t tr c

quay ở vị trí giữa đáy máng. Theo cấu tạo này,

góc d c sẽ dễ dàng điều chỉnh bằng cách xoay

máng thí nghi m theo tr c quay. Trong thí nghi m

mẫu đất có kích thƣ c chiều dài 150cm, chiều

r ng 50cm và chiều cao 50cm. Dƣ i đáy mẫu đất

là l p dăm lọc có chiều dày 10cm nhằm m c đích

thoát nƣ c. Để xác định lƣợng nƣ c tràn trên bề

mặt mái d c, m t van xả mặt và đồng hồ đo lƣu

lƣợng đƣợc gắn vào mặt bên c a máng (hình 6).

Hình 2: Cấu tạo máng thí nghiệm

2.3. Căng kế

Căng kế là m t loại thiết bị để đo trực tiếp

lực hút dính trong môi trƣờng đất đƣợc chế tạo

bởi Công ty Soilmoisture Equipment Corp.

Căng kế bao gồm m t c c g m tiếp nhận khí

cao làm mặt phân cách giữa h đo và áp lực

nƣ c lỗ rỗng m trong đất (hình 3).

Hình 3: Thiết bị c ng kế của Công ty

Soilmoisture Equipment Corp

C c g m đƣợc n i v i thiết bị đo áp ằng

ng dẫn bằng chất dẻo. Trƣ c khi đo lực hút

dính trong đất cần phải làm bão hòa c c g m

bằng cách ng m trong nƣ c khoảng vài giờ. Sau

đó ơm đầy nƣ c vào ng dẫn và c c g m rồi

lắp đặt c c g m t i vị trí cần đo lực hút dính

trong kh i đất. Khi đạt cân bằng giữa đất và h

đo, nƣ c trong căng kế sẽ có cùng áp lực âm v i

nƣ c trong lỗ rỗng c a đất.

Trong thực tế, giá trị gi i hạn đo c a căng

kế là -90kPa do hi n tƣợng sinh bọt khí c a

nƣ c trong căng kế. Trong thực tế, đ i v i

các ài toán địa kỹ thuật thì áp lực nƣ c lỗ

rỗng âm có trị s bằng lực hút dính vì áp lực

khí lỗ rỗng là áp lực khí quyển (ua= áp lực kế

bằng không).


3. TRÌNH TỰ THÍ NGHIỆM

3.1. Đất dùng trong thí nghiệm

Vật li u đất dùng trong thí nghi m đƣợc lấy

tại mỏ đất Đại Phong, huy n Chí Lính, tỉnh Hải

Dƣơng nhƣ trong nghiên cứu trƣ c đ y c a

Dũng và Hùng (2017). Đ y là loại đất á sét màu

xám n u, xám vàng lẫn sạn sỏi có nguồn g c tàn

tích, tính dẻo trung ình (CL). Tính chất vật lý

c a mẫu đất đƣợc tổng hợp trong ảng 1 và 2.

Các đặc trƣng đầm nén c a mẫu thí nghi m ao

gồm đ m t i ƣu wopt = 10,85 và kh i lƣợng

riêng khô l n nhất dmax

= 1,822 (T/m3).

Bảng 1: Thành phần hạt của mẫu đất

Nhóm hạt Sạn sỏi Cát Bụi Sét

Tỷ l ( ) 10,59 40,28 33,19 15,94

Bảng 2: Chỉ tiêu tính chất vật lý của đất

Chỉ tiêu Gs WL (%) WP (%) IP

Giá trị 2,70 41,44 28,18 13,27

Ghi chú: Gs: tỷ trọng hạt; WL: độ m giới

hạn chả ; WP: độ m giới hạn dẻo; IP: ch

số dẻo.

Hình 4: Đường cong đặc trưng đất nước

Đƣờng cong đặc trƣng đất nƣ c c a đất dùng

trong thí nghi m đƣợc thực hi n theo phƣơng

pháp C nhƣ chỉ dẫn trong tiêu chu n thí nghi m

ASTM (2003). Kết quả thí nghi m cho mẫu đất

đƣợc chế bị v i h s đầm chặt K = 0,97 đƣợc

trình bày ở hình 4, từ kết quả cho thấy đất có đ

m thể tích bão hòa là s = 0,343 và giá trị t i

hạn khí vào là 22,0kPa.

Từ đƣờng cong đặc trƣng đất nƣ c ở hình 4,

sử d ng phƣơng trình hàm thấm c a Leong và

Rahardjo (1997) để xác định h s thấm tại các

giá trị lực hút dính khác nhau. Theo Leong và

Rahardjo thì phƣơng trình hàm thấm có dạng:

kw = ks p

Trong đó: kw là h s thấm c a đất không bão

hòa (m/s); ks là h s thấm c a đất bào hòa, ks =

4,52.10-7

(m/s); = w / s là chu n hóa đ m

thể tích; w là đ m thể tích; s là đ m thể

tích bão hòa; p là hằng s , theo Fredlund và

nnk.(2001b) thì giá trị trung bình c a p cho mọi

loại đất là 3,29.

V i các thông s nhƣ trên thì hàm thấm c a

đất dùng trong thí nghi m (hình 5) có dạng

tƣơng tự nhƣ đƣờng cong đặc trƣng đất nƣ c ở

hình 4. H s thấm có xu thế giảm nhanh khi lực

hút dính vƣợt qua giá trị t i hạn khí vào.

Hình 5: Hàm thấm

3.2. Chuẩn bị thí nghiệm

Ban đầu, điều chỉnh máng thí nghi m ở trạng

thái c n ằng (nhƣ hình 2) để thuận ti n trong

quá trình đầm nén mẫu đất. Sau đó l p dăm lọc

có chiều dày 10cm đƣợc ph dƣ i đáy máng


nhằm thu nƣ c thấm qua mẫu đất và tránh hi n

tƣợng đọng nƣ c ở đáy máng. Tiếp đó, đầm nén

mẫu đất ở đ m t i ƣu w = 10,85 và đ chặt

yêu cầu. Kh i đất trong mô hình thí nghi m có

chiều dày 50cm đƣợc chia thành thành 10 l p

đầm nén, mỗi l p có chiều dày 5cm để đảm ảo

tính đồng nhất c a kh i đất. Sau đó sử d ng

kích th y lực để điều chỉnh máng thí nghi m về

đ d c thiết kế. Trong nghiên cứu này, đ d c

mái đƣợc thay đổi 3 trƣờng hợp ứng v i h s

mái m = 1; m = 2 và m = 4, đ chặt đất đắp

cũng đƣợc thay đổi 3 trƣờng hợp ứng v i h s

đầm chặt K = 0,70; K = 0,90 và K = 0,95.

Hình 6: Sơ đồ thí nghiệm

3.3. Tiến hành thí nghiệm

Ban đầu, mở van cấp nƣ c vào dàn tạo

mƣa, chờ đến khi tạo thành d ng chảy tràn ổn

định thì ắt đầu tiến hành thí nghi m. Quá

trình mƣa đƣợc tiến hành liên t c trong thời

gian 2 giờ v i cƣờng đ mƣa 105mm/giờ cho

tất cả các chuỗi thí nghi m. Trong quá trình

thí nghi m, tiến hành ghi chép và đo đạc

lƣợng nƣ c mƣa chảy tràn trên ề mặt mái

d c (QT) sau từng khoảng thời gian 5 phút

trong 1 giờ mƣa đầu tiên và 10 phút trong 1

giờ mƣa tiếp theo.

Hình 7: Hình ảnh thí nghiệm

4. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN

4.1. Tổng h p kết quả thí nghiệm

Từ các kết quả đo đạc lƣợng nƣ c mƣa chảy

tràn trên ề mặt mái d c (QT), tính toán đƣợc

cƣờng đ tràn trên ề mặt mái d c trong từng

thời đoạn tƣơng ứng (hình 8, 9 và 10). Kết quả

thí nghi m đƣợc tổng hợp trong ảng 3.


Bảng 3: Bảng tổng h p kết quả thí nghiệm

STT m K RR

(mm/giờ) RC

1 1,0 0,70 86,9 0,74

2 1,0 0,90 96,9 0,84

3 1,0 0,95 101,5 0,91

4 2,0 0,70 84,4 0,72

5 2,0 0,90 96,4 0,85

6 2,0 0,95 100,2 0,90

7 4,0 0,70 80,7 0,68

8 4,0 0,90 93,6 0,80

9 4,0 0,95 98,6 0,87

Ghi chú: m: hệ số mái; K: hệ số đầm

chặt; RR: cường độ tràn ổn định; RC: hệ số

chả tràn.

Kết quả thực nghi m cho thấy, hi n tƣợng

nƣ c chảy tràn chỉ ắt đầu sau m t khoảng thời

gian mƣa nhất định. Đ i v i đất có đ chặt trung

ình và cao (K=0,90 và K=0,95) thì hi n tƣợng

chảy tràn ắt đầu xuất hi n sau thời gian mƣa từ

3 đến 5 phút, c n đ i v i đất có đ chặt thấp

(K=0,70) thì hi n tƣợng này xảy ra chậm hơn,

sau thời gian mƣa từ 8 đến 10 phút. Kể từ khi

ắt đầu xuất hi n chảy tràn, thì cƣờng đ tràn có

xu thế tăng dần và tiến t i ổn định sau khoảng

thời gian từ 30 đến 40 phút (hình 8, 9 và 10).

4.2. Ảnh hƣởng của độ chặt đất đắp đến

cƣờng độ tràn

Kết quả thí nghi m trên các hình 8, 9 và 10

cho thấy quy luật chung c a đ chặt đất đắp và

cƣờng đ tràn đó là cƣờng đ tràn giảm (hay

cƣờng đ mƣa x m nhập tăng) khi đ chặt đất

đắp giảm. Ảnh hƣởng này ở mức đ l n khi đ

chặt đất đắp thấp (K = 0,70) và giảm dần khi đ

chặt đất đắp tăng dần. Trong trƣờng hợp h s

mái m = 1 và h s đầm chặt K = 0,70 thì cƣờng

đ tràn ổn định RR = 86,9 mm/giờ tƣơng ứng

v i h s chảy tràn có giá trị RC = 0,74 (RC là

tỷ s giữa tổng lƣợng chảy tràn và tổng lƣợng

mƣa). Khi h s đầm chặt tăng lên K = 0,90 và

K = 0,95 thì h s chảy tràn tăng thêm tƣơng

ứng 10 và 16 .

Khi mái d c thoải nhất và đ chặt thấp nhất (m

= 4 và K = 0,70) thì h s chảy tràn có giá trị thấp

nhất 0,68 và tăng lên t i 0,91 khi mái d c d c nhất

và đ chặt cao nhất (m = 1 và K = 0,95).

Hình 8: Sự tha đổi của cường độ tràn khi hệ

số mái m = 1


số mái m = 2

Hình 10: Sự tha đổi của cường độ tràn

khi hệ số mái m = 4


4.3. Ảnh hƣởng của độ dốc mái đến cƣờng

độ tràn

Khi đ d c mái tăng (h s mái giảm) thì

cƣờng đ tràn tăng (hay cƣờng đ mƣa x m

nhập giảm dần), tuy nhiên sự ảnh hƣởng là

không l n khi so sánh v i đ chặt đất đắp. Khi

đ chặt đất đắp thấp (K = 0,70) thì sự ảnh

hƣởng này khá r ràng c n khi đ chặt đất đắp

trung bình và cao (K = 0,90 và K = 0,95) thì

sự ảnh hƣởng hầu nhƣ không đáng kể (hình 11

và 12).

Hình 11: Sự tha đổi của cường độ tràn khi

hệ số đầm chặt K = 0,70

Khi đất có đ chặt cao nhất (K = 0,95) thì h

s chảy tràn chỉ thay đổi từ 0,87 đến 0,91 khi h

s mái thay đổi từ m = 4 đến m = 1.


số đầm chặt K = 0,95

4.4. Sự thay đổi của lực hút dính trong

quá trình mƣa và sau khi mƣa

Phƣơng pháp đo trực tiếp lực hút dính ằng

căng kế đã đƣợc sử d ng để nghiên cứu sự thay

đổi c a lực hút dính trong mái d c. Ở thí

nghi m này, mẫu đất đƣợc đầm nén ở đ m t i

ƣu w = 10,85 và h s đầm chặt K = 0,97.

Căng kế đƣợc lắp đặt tại 2 vị trí ở đ s u lần

lƣợt là 10cm và 35cm tính từ ề mặt mái d c.

Quy trình tạo mƣa có cƣờng đ 105mm/giờ

trong thời gian liên t c 2 giờ vẫn đƣợc tiến hành

tƣơng tự nhƣ ở trên.

Để đo đạc sự thay đổi c a lực hút dính, các

căng kế đƣợc liên kết v i chuyển đổi dữ li u

và kết n i v i máy tính. Dữ li u sẽ đƣợc đọc tự

đ ng liên t c theo khoảng thời gian định sẵn là

5 phút/s li u.

Hình 13: Sự tha đổi của lực hút dính

sau thời gian mưa 1 ngà

Hình 13 cho thấy quy luật thay đổi c a lực

hút dính theo thời gian c a mẫu thí nghi m

trong quá trình mƣa và sau khi mƣa. Kết quả thí

nghi m cho thấy, an đầu lực hút dính tại đ s u

10cm l n hơn lực hút dính tại đ s u 35cm v i

khoảng chênh l ch là 2,8 kPa. Trong thời gian

mƣa liên t c 2 giờ thì lực hút dính tại 2 điểm đo

không thay đổi. Điều này chứng tỏ nƣ c mƣa

trên ề mặt mái d c chƣa x m nhập t i 2 vị trí

này. Tuy nhiên, tại đ s u 10cm thì lực hút dính


ắt đầu giảm mạnh sau khi dừng mƣa khoảng

0,5 giờ, quá trình này giảm liên t c cho đến khi

sau khi dừng mƣa khoảng 5,0 giờ thì giữ ổn

định ở giá trị 16,5kPa trong ngày đầu tiên sau

khi dừng mƣa. Sau đó lực hút dính tại đ s u

10cm có xu thế tăng ngƣợc trở lại, nguyên nh n

là do hi n tƣợng c hơi ở gần ề mặt mái d c.

Tuy nhiên, t c đ tăng khá chậm, cho đến 3

ngày sau khi mƣa thì lực hút dính tại vị trí này

đạt giá trị 20,5kPa (hình 14).

Hình 14: Sự tha đổi của lực hút dính sau thời

gian mưa 3 ngà

Trong khi đó, sự suy giảm c a lực hút dính

tại đ s u 35cm diễn ra chậm hơn và ít hơn

nhiều so v i đ s u 10cm. Sau khi dừng mƣa

khoảng 1,0 giờ thì lực hút dính tại đ s u 35cm

m i ắt đầu suy giảm dần từ giá trị an đầu là

22,5kPa, cho đến sau khi dừng mƣa khoảng 5,0

giờ thì giảm xu ng c n 20,5kPa. Sau đó, lực hút

dính ở đ s u này không tăng ngƣợc trở lại

gi ng nhƣ ở đ s u 10cm mà tiếp t c giảm

xu ng v i t c đ c rất chậm, cho đến 3 ngày sau

khi mƣa thì lực hút dính tại vị trí này đạt giá trị

19,5kPa (hình 14).

Tại 2 điểm đo thì lực hút dính đều có xu thế

giảm rất nhanh khi lực hút dính nhỏ hơn giá trị

t i hạn khí vào. Điều này cũng tƣơng tự quy

luật ảnh hƣởng c a lực hút dính t i hàm thấm.

Sự suy giảm c a lực hút dính kéo theo sự

giảm sức kháng cắt c a đất đắp và làm giảm sự

ổn định c a mái d c đất đắp. Nhƣ vậy, đ i v i

công trình đất đắp có đ chặt cao nhƣ đê, đập,

đƣờng, v.v… thì giai đoạn nguy hiểm nhất

thƣờng là vài giờ sau khi mƣa, sau đó lực hút

dính c a đất ở vùng gần ề mặt mái d c sẽ tăng

ngƣợc trở lại do hi n tƣợng th m thấu và c

hơi, và làm giảm nguy cơ mất ổn định mái d c.

5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Bài áo đã trình ày kết quả nghiên cứu thực

nghi m về ảnh hƣởng c a mƣa lên mái d c đất

đắp không bão hòa. M t s kết luận chính có thể

rút ra từ nghiên cứu này đó là:

- Đã đề xuất và ứng d ng thành công thiết bị

mô phỏng mƣa, thuận ti n sử d ng trong các

nghiên cứu tƣơng tự.

- Cƣờng đ mƣa x m nhập tăng khi đ chặt

đất đắp giảm. Ảnh hƣởng này ở mức đ l n khi

đất đắp có đ chặt thấp và giảm dần khi đ chặt

đất đắp tăng dần.

- Ngƣợc lại, cƣờng đ mƣa x m nhập giảm

dần khi d d c mái tăng, kết quả này phù hợp

v i quy luật trong các nghiên cứu trƣ c đó nhƣ

c a Nassif và Wilson (1975) và Joshi và Tambe

(2010). Tuy nhiên sự ảnh hƣởng là không l n

khi so sánh v i đ chặt đất đắp.

- Đ i v i đất đắp có đ chặt l n hơn thì hi n

tƣợng chảy tràn xuất hi n chậm hơn. Kể từ khi

bắt đầu xuất hi n chảy tràn, thì cƣờng đ chảy

tràn có xu thế tăng dần và tiến t i ổn định sau

khoảng thời gian nhất định. Đặc bi t đ i v i mái

d c đất đắp thì h s chảy tràn khá l n thƣờng

từ 0,70 đến 0,90. Nhƣ vậy, lƣợng nƣ c mƣa

xâm nhập vào mái d c khá nhỏ chỉ chiếm 10%

đến 30% tổng lƣợng mƣa.

- Đ i v i đất đắp có đ chặt cao thì quá trình

suy giảm lực hút dính trễ hơn so v i thời gian

xuất hi n mƣa. Giai đoạn nguy hiểm nhất đ i

v i mái d c đất đắp thƣờng là vài giờ sau khi

mƣa, sau đó lực hút dính c a đất ở vùng gần ề


mặt mái d c sẽ tăng ngƣợc trở lại và làm giảm

nguy cơ mất an toàn cho mái d c.


1. ASTM D6838-2 (2003). Standard test

methods for determination of soil water

characteristic curve for desorption using a

hanging column, pressure extactor, chilled

mirror hygrometer, and/or centrifuge, Annual

book of ASTM standards, Volume 04.08.

2. Duley, F.L., and Kelly, L.L., (1939).

Effect of soil type, slope and surface conditions

on intake of water, University of Nebraska,

College of Agriculture, Agricultural experiment

station, Research bulletin 112.

3. Fredlund, D.G., Fredlund, M.D. and

Zakerzadeh, N., (2001). Predicting the

permeability functions for unsaturated soils.

Proc. Inter. Symp. on Swelling, permeability

and structure of clays.

4. Fredlund, D.G., Rahardjo, H. and

Fredlund, D.M., (2012). Unsaturated soil

mechanics in engineering practice, ISBN 978-

1-118-13359-0, John Wiley&Sons.

5. Joshi, V.U., and Tambe, D.T., (2010).

Estimation of infiltration rate, run-off and

sediment yield under simulated rainfall

experiments in in upper Pravara Basin, India:

Effect of slope angle and grass-cover, J.Earth

Syst.Sci.119, Indian Academy of Sciences,

p.763-773.

6. Leong, E.C. and Rahardjo, H., (1997).

Permeability functions for unsaturated soils,

ASCE Jounal of Geotechnical and

Geoenvironmental Engineering (United States),

Vol. 123, No. 12, p 1118 - 1126.

7. Mu, W., Yu, F., Li, C., Xie, Y., Tian, J.,

Liu, J., and Zhao, N., (2015). Effect of rainfall

intensity and slope gradient on runoff and soil

moisture content on different growing stages of

Spring maize, Water 7, p. 2990-3008.

8. Nassif, S.H., and Wilson, E.M., (1975).

The influence of slope and rain intensity on

runoff and infiltration, Hydrological Sciences

Jounal, Taylor & Francis Group, p. 539-553.

9. Poesen, J., (1984). The influence of slope

angle on infiltration rate and Hotornian

overland flow, Z.Geomorph. N.F, Suppl-49,

Berlin. Stuttgart, p.117-131.

10. Dũng, P.H. và Hùng, H.V., (2017).

Nghi n c u ảnh hưởng của mưa tới lực hút dính

của đất không b o hòa trong mái dốc đắp,

Tuyển tập h i nghị nghiên cứu khoa học thƣờng

niên trƣờng Đại học Th y lợi.


Người phản biện: PGS.TS. TRẦN MẠNH LIỂU


GIẢI BÀI TOÁN ĐỘ TIN CẬY C A KẾT CẤU BTCT TRÊN NỀN ĐÀN HỒI

NGUYỄN VĂN VI

*

Solving the reliability problem of reinforced Concrete structure on

elastic foundation

Abstract: In the article presented the calculation method for determination

of reliability of the beams on the elastic foundation and illustrated by the

example for the calculation of the reliability of the bottom of dry docks.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ*

Trong thực tế x y dựng c a các ngành cảng-

đƣờng thuỷ, d n d ng và công nghi p, cầu

đƣờng,... thƣờng gặp loại kết cấu là các dầm

hoặc ản đặt trên môi trƣờng đất hoặc m t môi

trƣờng khác đƣợc coi là đàn hồi. Ví d , các tà

vẹt đặt trên nền đất đá, dầm móng đặt trên nền

đất, cầu trên các phao nằm trên mặt nƣ c,... Đôi

khi các dầm này vừa đặt trên nền đất, vừa đặt

trên các g i cứng. Các kết cấu nhƣ thế đƣợc gọi

chung là dầm trên nền đàn hồi. Dầm trên nền

đàn hồi là m t dạng kết cấu siêu tĩnh đặc i t

nhƣ m t h có dầm và nền làm vi c đồng thời.

Cho đến nay các dầm và ản trên nền đàn

hồi, cũng nhƣ các kết cấu x y dựng nói chung,

vẫn đƣợc tính toán theo các phƣơng pháp tất

định, nghĩa là các tham s tính toán c a hàm đ

ền và hàm n i lực đều đƣợc coi là các đại

lƣợng không đổi. Khi đó, mỗi n i lực hay

chuyển vị tại m t vị trí nào đó c a dầm chỉ có

m t giá trị, m t con s ứng v i tải trọng và sơ

đồ kết cấu c thể. Nhƣng thực tế mỗi n i lực

hay chuyển vị đó lại có vô s giá trị vì về ản

chất, chúng là các hàm c a các đại lƣợng ngẫu

nhiên: các tham s tính toán c a tải trọng, c a

đ ền vật li u và các kích thƣ c hình học c a

kết cấu, các chỉ tiêu cơ-lý c a đất nền và đất lấp.

Nhƣ vậy, nhƣợc điểm cơ ản c a các phƣơng

pháp tất định là sử d ng các iến cơ ản hay các

* Trường Đại học Công nghệ GTVT, 54 Tri u Khúc,

Q. Thanh Xuân, Hà Nội

ĐT: 0974853495, Email: [email protected]

tham s tính toán có ản chất ngẫu nhiên trong

thuật toán v i các quan h hàm s có tính tất

định (determinism, детерминированность).

Để khắc ph c nhƣợc điểm trên c a các

phƣơng pháp tính hi n hành, ngày nay trên thế

gi i ngƣời ta đã sử d ng phổ iến các phƣơng

pháp xác suất và đ tin cậy trong tính toán công

trình [2], [6], [9].

Trong ài áo trình ày phƣơng pháp tính

toán xác định đ tin cậy c a các dầm trên nền

đàn hồi và minh họa ằng ví d tính đ tin cậy

c a ản đáy c a tàu khô.

2. GIẢI BÀI TOÁN ĐỘ TIN CẬY CỦA

KẾT CẤU DẦM TRÊN NỀN ĐÀN HỒI

2.1. Phƣơng pháp tất định

Vi c giải ài toán tất định xác định n i lực,

đ v ng,... c a dầm ph thu c vào quan ni m về

mô hình nền, từ đó có nhiều phƣơng pháp tính

toán khác nhau [4].

Khi coi nền đất là nửa không gian iến dạng

đàn hồi toàn đã có hàng ch c phƣơng pháp

đƣợc đề xuất để tính toán dầm trên loại nền này

[4]. Tuy nhiên, m t trong những phƣơng pháp

coi nền đất nhƣ nửa không gian đàn hồi và đƣợc

sử d ng r ng rãi nhất trong thực tế là phƣơng

pháp c a Giáo sƣ B.N. Giemotskin [7].

Phƣơng pháp c a B.N. Giemotskin đƣợc

dùng để tính toán dầm trong các điều ki n c a

ài toán phẳng cũng nhƣ ài toán không gian.

N i dung c a phƣơng pháp này đƣợc trình ày

dƣ i đ y.

– Phản lực nền thực tế có dạng đƣờng cong,



nhƣng coi iểu đồ phản lực nền có dạng ậc

thang (xem hình 2.1d), trong mỗi ậc thang

phản lực nền là ằng nhau, ề r ng các ậc

thang này cũng đƣợc lấy ằng nhau. S ậc

thang là:

ln

c , (1)

trong đó l – chiều dài dầm; c – chiều r ng

mỗi ậc thang.

Hình 2.1. Tính toán tất định dầm tr n n n đàn hồi theo phương pháp của B.N. Giemotskin

– Thay điều ki n tiếp xúc giữa đáy dầm v i

mặt nền ằng n điểm tiếp xúc c a n thanh liên

kết đáy dầm v i mặt nền [7] (xem hình 2.1b).

Các thanh liên kết đƣợc coi là tuy t đ i cứng.

– Khi đó nếu có tải trọng ngoài tác d ng thì:

a) Ứng lực sinh ra trong các thanh liên kết sẽ

đặc trƣng cho phản lực nền (xem hình 2.1c), v i:

Xi = pi.c.b, (2)

do đó:.

ii

Xp

c b , (3)

trong đó: Xi – ứng lực trong thanh liên kết

thứ i; pi – phản lực nền đƣợc coi nhƣ ph n

đều trong phạm vi ậc thang thứ i có ề r ng là

c; b – chiều r ng c a dầm, v i ài toán phẳng

thì b = 1 m.

) Chuyển vị thẳng đứng c a các thanh liên

kết đặc trƣng cho đ v ng c a dầm và đ lún

c a mặt nền, tức là:

i i iy s , (4)

trong đó i – chuyển vị thẳng đứng c a

thanh liên kết thứ i;

yi – đ v ng c a dầm tại thanh liên kết thứ i;

si – đ lún c a mặt nền tại thanh liên kết thứ i.

Nhƣ vậy, h đã cho trở thành m t h siêu tĩnh

v i các đại lƣợng cần xác định là n i lực trong các

thanh liên kết Xi, và trị s đ lún s0, góc soay φ0

c a m t mặt cắt nào đó c a dầm đƣợc lấy làm

điểm định vị (điểm đặt liên kết ngàm giả).

Khi đó, h phƣơng trình để tính dầm theo

phƣơng pháp này gồm (n+2) phƣơng trình để

xác định n n s Xi và hai n s s0 và φ0. H

phƣơng trình có dạng tổng quát nhƣ sau:

11 1 12 2 1 0 0 1 1... ... 0n n PX X X s a ;


21 1 22 2 2 0 0 2 2... ... 0n n PX X X s a ;

…

1 1 2 2 0 0... ... 0n n nn n n nPX X X s a ; (5)

1 2 ... 0nX X X P ;

1 1 2 2. . ... . 0n nX a X a X a M ,

trong đó ki – chuyển vị tại điểm k (điểm đặt

lực Xk) theo hƣ ng Xk do Xi gây ra;

0 0,s – chuyển vị thẳng đứng và góc xoay

c a liên kết ngàm giả định;

ak – khoảng cách từ điểm k đến liên kết ngàm

giả định;

P – tổng các tải trọng ngoài tác d ng

thẳng đứng;

M – tổng mômen c a tải trọng ngoài đ i

v i điểm định vị (điểm ngàm);

kP – chuyển vị c a dầm tại điểm k theo

hƣ ng Xk do tải trọng ngoài gây ra.

Chuyển vị ki đƣợc xác định nhƣ sau:

ki ki kis y , (6)

trong đó, kis – đ lún c a mặt nền tại điểm k

(điểm đặt lực Xk ) do Xi = 1 gây ra;

yki – đ v ng c a dầm tại điểm k do Xi = 1

gây ra (xem hình 2.1e).

Trị s yki và kP đƣợc xác định theo công

thức Maxoel – Mor trong Cơ học kết cấu:

..k i

ki

M My dx

EJ ; (7)

0..k P

kP

M Mdx

EJ , (8)

trong đó ,k iM M – là các mômen đơn vị

trong dầm tƣơng ứng do Xk = 1 và Xi = 1 gây ra

trong h cơ ản ( iểu thức giải tích); 0

PM – mômen trong dầm do tải trọng ngoài

g y ra trong h cơ ản.

Khi dầm có mặt cắt ngang không đổi thì có

thể thay vi c tính các tích ph n (7), (8) ằng

phƣơng pháp nh n iểu đồ c a Verexaghin. Ví

d , đ i v i tích ph n (7):

– Nếu ai > ak (hình 2.2): Lấy di n tích c a

c a iểu đồ kM nh n v i tung đ tƣơng ứng v i

tọa đ trọng t m c a nó trên iểu đồ iM và

ằng (ai – ak/3). Ta nhận đƣợc 2 2 (3 )1

( )2 3 6

k k k i kki i

a a a a ay a

EJ EJ

. (9)

– Nếu ai > ak: Thì trong công thức (9) đổi vị

trí c a ai và ak cho nhau.

Công thức (9) có thể đƣợc viết lại nhƣ sau: 3

6ki ki

cy

EJ , (10)

trong đó 2

3k i kki

a a a

c c c

. (11)

Trong công thức tính ki chỉ thể hi n quan h

giữa các khoảng cách ai và ak v i chiều dài c, vì

thế có thể lập thành ảng các giá trị c a ki [7].

Đ i v i ài toán iến dạng phẳng thì 3(1 )

6ki ki

cy

EJ

, (12)

trong đó μ – là h s Poatxông c a dầm.

Trị s c a ki đƣợc tính theo (11) hoặc tra

ảng trong [7] ph thu c ai /c và ak/c.

Các s hạng kP cũng đƣợc xác định tƣơng

tự nhƣ yki.

Trong điều ki n ài toán phẳng, trị s ski

trong iểu thức (6) đƣợc xác định theo công

thức Flamant v i tải trọng ph n p =1/c ( ề

r ng dầm b =1m).

2

0

2

1 2ln .

cx

ki

cx

ds d

c E

, (13)

trong đó, d – khoảng cách từ điểm đặt lực

đến điểm hết lún nào đó.

Sau quá trình tích ph n ta nhận đƣợc [7]:

0

0

1( )ki kis F C

E , (14)

v i


2 1

2 ln ln (2 1)(2 1)

2 1ki

x

x x xcFxc c c

c

; (15)

C0 – là đại lƣợng hoàn toàn tu ý nào đó,

đƣợc xác định chỉ ph thu c vào khoảng cách từ

điểm đặt lực đến điểm đƣợc coi là hết lún d.

Hình 2.2. Xác định ki theo cách nhân biểu đồ của V r aghin

Theo Giemotskin, điểm hết lún có thể chọn

tu ý nhƣng phải đảm ảo điều ki n: d phải đ

l n so v i chiều dài c a dầm. Vì thế, cho phép

coi C0 là nhƣ nhau đ i v i đ lún c a tất cả các

điểm trên chiều dài c a dầm. Để tránh phải chọn

C0 trong tính toán, ằng cách iến đổi c a mình,

từ các công thức (6), (12) và (14) Giemotskin đã

đƣa vi c tính chuyển vị ki về công thức tính ở

dạng đơn giản [7]:

.ki ki kiF , (16)

ở đ y α – là hằng s đ i v i mỗi loại dầm có

mặt cắt không đổi, đƣợc xác định nhƣ sau:

– V i ài toán ứng suất phẳng: 3

0

6

E c

EJ

. (17)

– V i ài toán iến dạng phẳng:

3 2

0

2

0

.(1 )

6 .(1 )

E c

EJ

. (18)

Khi đó, cả h phƣơng trình (5) không thay

đổi, nhƣng ki y giờ không phải là các chuyển

vị thực, mà đã tăng lên 0E lần. Nếu tính đ

võng kP c a dầm tại điểm k do tải trọng ngoài

g y ra theo công thức Macxoen – Mor (8) thì đ

v ng c a dầm phải nh n v i 0E .

Tóm lại, sau khi xác định đƣợc các h s và

s hạng tự do c a h phƣơng trình chính tắc,

giải h đó và xác dịnh đƣợc các n s là các lực

Xi. Áp d ng công thức (3) ta xác định đƣợc

phản lực nền tác d ng lên toàn đáy dầm. Sau

đó dùng phƣơng pháp mặt cắt trong sức ền vật

li u xác định đƣợc giá trị mômen và lực cắt tại


vị trí ất k trên dầm.

2.2. Tính toán xác suất

Để minh họa cho tính toán xác suất dầm trên nền

đàn hồi, chúng ta xét vi c tính toán ản đáy uồng

khô trong điều ki n khai thác. Khi đó, sơ đồ tính

c a uồng khô đƣợc thể hi n trên hình 2.3.

Hình 2.3. Sơ đồ tính của buồng khô

Để tính toán ản đáy uồng , trƣ c hết phải tính

toán tƣờng uồng , từ đó xác định đƣợc lực tập

trung và mô men do tƣờng tác d ng lên ản đáy.

Tải trọng ph n đều tác d ng trên mặt ãi q

= 2,0 T/m2 (20 kN/m

2). Tải trọng do tàu tác

d ng lên ản đáy đƣợc xác định dựa vào ph n

trọng tải hạ thuỷ c a tàu (3.000DWT) dọc

theo chiều dài tàu [5]. Từ đó xác định đƣợc các

tải trọng tập trung tác d ng tại vị trí s ng tàu và

lƣờn tàu trên 1 m dài tƣơng ứng là PS = 27,70 T

(277 kN), PL = 10,40 T (104 kN), và vị trí các

tải trọng đƣợc thể hi n trên hình 3.5.

Cu i cùng, sơ đồ tính ản đáy c a uồng

khô, nhƣ dầm trên nền đàn hồi, đƣợc thể hi n

trên hình 2.4. Chiều dài toàn c a ản đáy lb =

32,20 m.

Hình 2.4. Sơ đồ tính bản đá của buồng khô

2.2.1. í đị ả đ y

theo ơ G em

Không khó khăn chúng ta có thể nhận ra

rằng, ản đáy c a uồng khô có kết cấu đ i


xứng và chịu tải trọng cũng đ i xứng, do đó cần

tận d ng tính đ i xứng này để đơn giản hóa kết

cấu và giảm kh i lƣợng tính toán.

Theo phƣơng pháp c a Giemotskin, trƣ c hết

thay phản lực nền ằng các thanh cứng (h. 2.5).

Hình 2.5. Tha phản lực n n bằng các thanh theo phương pháp của Giemotskin

Khi đó, ằng cách sử d ng tính đ i xứng

c a kết cấu và tải trọng, h cơ ản để tính ản

đáy uồng khô đƣợc chọn và thể hi n trên

hình 2.6.

Hình 2.6 . Hệ cơ bản để tính bản đá buồng khô do tính chất đối ng


Qua tính toán ta xác định đƣợc mômen n i lực l n nhất trên dầm. Ở đ y xác định đƣợc mômen

l n nhất là ở và đƣợc xác định theo công thức [4]

1

' 2' '1

max 1 1 1 1 2 1

' ' 2

1 3 2 1 1 4 3 2 1

(7 ). (7 ) / 2 .(7 / 2 )

8

.(7 / 2 ) ( ) .(3 2 / 4).

D E btE d T T

L

q lM M q l l l P l l l M

P l l l l l p p p p

(19)

C n khả năng chịu u n c a dầm đƣợc xác

định ởi mômen ền theo công thức (xem

h.2.7):

0(1 0,5 )kn a a tM R F h , (20)

trong đó 2.( . / 2)aF n ; (21)

0

.

.

a at

и

F R

b h R , (22)

v i – đƣờng kính c t thép chịu lực; n – s

thanh thép chịu lực; Fa, Ra – tƣơng ứng là di n

tích và gi i hạn chảy c a thép chịu lực; Ru –

cƣờng đ chịu nén c a ê tông dầm khi chịu

u n; b, h0 – các kích thƣ c mặt cắt ngang c a

dầm (h. 2.7).

Hình 2.7. Bố trí cốt thép trong dầm

2.2.2. í x đị độ ậy ả

đ y ằ ơ m

ó ố ê ừ

Phƣơng pháp mô hình hóa th ng kê từng

ƣ c đƣợc trình ày chi tiết trong [3], [8], và đã

áp d ng c thể cho ản đáy uồng khô.

Quá trình mô hình hóa th ng kê đƣợc thực

hi n đ i v i tất cả các đại lƣợng, trong đó có các

h s , các s hạng tự do c a h phƣơng trình

chính tắc, các h s trung gian, các phản lực tập

trung c a mỗi đoạn trong các thanh Xi và các

phản lực nền ph n pi.


Tiếp theo, mômen do ngoại tảil n nhất, theo

tất định đƣợc tính ằng công thức (19) đƣợc mô

hình hoá th ng kê, từ đó xác định đƣợc không

chỉ k vọng toán, đ l ch chu n, mà cả các đặc

trƣng th ng kê khác c a mômen l n nhất c a

ngoại tải g y ra đ i v i ản đáy khô

max max max maxmax 2( ) 3( ) 4( ), , , , ,...M M M MM [4].

Cu i cùng, mômen khả năng c a dầm đƣợc

mô hình hóa. Hàm mômen khả năng c a dầm,

đƣợc tính theo công thức tất định (20), là hàm

c a các đại lƣợng ngẫu nhiên Ra, Fa, h0 và αt .

Trƣ c đó, ta đã phải mô hình hoá th ng kê các

đại lƣợng Fa và αt theo các công thức tất định

(21) và (22). Theo phƣơng pháp mô hình hoá

th ng kê, ta xác định đƣợc đƣợc không chỉ k

vọng toán, đ l ch chu n, mà cả các đặc trƣng

th ng kê khác c a mômen khả năng c a ản đáy

khô 2( ) 3( ) 4( ), , , ,kn kn kn knkn M M M MM ,…

Trên cơ sở phƣơng pháp vừa trình ày, tác

giả đã lập chƣơng trình trên ngôn ngữ Tur o

Pascal tính toán xác suất ản đáy uồng khô

“XSUKHO”, cho phép xác định các đặc trƣng

th ng kê c a mômen l n nhất c a ngoại tải g y ra

đ i v i ản đáy khô và mômen khả năng c a

ản đáy khô v i s lần thử nghi m N đến

2,14.109 lần, đã cho kết quả ổn định và h i t

nhanh. Từ đó, xác định đƣợc đ tin cậy về đ ền

c a ản đáy khô nhƣ dầm trên nền đàn hồi.

Các kết quả tính toán theo tất định và theo

xác suất ản đáy khô v i N = 10 000 lần đƣợc

đƣa ra trong ảng 1 [4].

Trên hình 2.8 thể hi n ph n xác suất c a

mômen ngoại tải Mmax, c n trên hình 2.9 thể

hi n ph n xác suất c a mômen khả năng Mkn

c a dầm.

Hình 2.8. Biểu đồ thực nghiệm phân bố của mômen lớn nhất do ngoại tải Mmax


Hình 2.9. Biểu đồ thực nghiệm phân bố của mômen khả n ng Mkn của dầm

Bảng 1. Kết quả tính độ tin cậy của bản đáy buồng ụ tàu khô [4]

Tham s tính toán Theo phƣơng pháp

tất định

Theo phƣơng pháp mô hình hoá th ng kê

từng ƣ c: N = 10 000

Kỳ vọng toán Độ lệch chu n

Mmax (kNm) 2.702,4174 2.727,5419 137,4877

Mkn (kNm) 2.951,6956 2.961,0393 85,5362

Chỉ s đ tin cậy: β =1,44

Đ tin cậy: P = 0,9252

2.3. Độ tin cậy của dầm

Đ tin cậy về đ ền c a ản đáy khô nhƣ

dầm trên nền đàn hồi đƣợc xác định theo

phƣơng pháp án ất iến tổng quát c a Iu.A.

Pavlov [3], hoặc gần đúng có thể tính theo

phƣơng pháp tuyến tính hoá

max

max

2 21

kn

kn

M M

M MP

=

22 )5362,85()4877,137(

0393,961.25419,727.21 = (1,44) 0,9252.

Nhƣ vậy, đ tin cậy về đ ền c a ản đáy

uồng khô nhƣ dầm trên nền đàn hồi tƣơng

đ i thấp, chỉ đạt mức P = 0,9252. Nếu lấy Ptc =

0,95 theo Tiêu chu n [9], thì đ tin cậy c a ản

đáy uồng khô thấp hơn, vì thế cần có giải

pháp n ng cao đ tin cậy c a ản đáy uồng .



[1] Nguyễn Văn Vi. Các phương pháp

tính toán kết cấu tr n n n đàn hồi. Trƣờng

Đại học Hàng Hải Vi t Nam, Hải Ph ng,

1988 – 210 trang.

[2] Nguyễn Văn Vi. Tính toán các công

trình bến cảng theo lý thu ết độ tin cậ . Tạp chí

“Giao thông Vận tải” 9-1996.

[3] Nguyễn Văn Vi. Phương pháp mô

hình hoá thống k t ng bước trong tính toán độ

tin cậ của các công trình cảng. NXB Giao

thông Vận tải, 2009. – 228 trang (Tái ản vào

các năm 2014, 2017).

[4] Nguyễn Văn Vi và nnk. Nghi n c u

bài toán độ tin cậ của dầm tr n n n đàn hồi và

ng d ng tính toán cho kết cấu buồng tàu khô.

Đề tài NCKH cấp Trƣờng ĐH Công ngh

GTVT, mã s DT161725.

[5] Phạm Văn Thứ. Công trình thuỷ công

trong nhà má đ ng tàu thuỷ và sửa chữa tàu

thuỷ. NXB Giao thông Vận tải, 2007.

[6] OCDI-2009. Technical standards and

commentarics for port and habour facilities in

Japan, Tokyo, Japan, 2009.

[7] Жемочкин Б. Н., Синицын А. П.

Практические методы расчета

фундаментных балок и плит на упругом

основании. Москва: «Госстройиздат», 1962.

239 с.

[8] Нгуен Ван Ви. Метод

статистического моделирования в расчетах

надежности портовых гидротехнических

сооружений. “Наука и техника транспорта”,

Москва 4 - 2003.

[9] РД 31-31-35-85. Основные

положения расчета причальных сооружений

на надежность. М.: В/О

“Мортехинформреклама”, 1986.

Người phản biện: GS.TS. ĐỖ NHƢ TRÁNG

Documents

PHÓ TỔNG BIÊN TẬP Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT PGS.TS. ĐOÀN THẾ … chi (Dia ky thuat) So 2+3_2018.pdf · đƣợc Tập đoàn Dầu khí Vi t Nam phê duy t ngày 08-8-2007