TỔNG BIÊN TẬP Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT GS.TS. NGUYỄN ...ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015 1 Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT ISSN - 0868 - 279X NĂM THỨ 19 SỐ 3 NĂM 2015

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015 1

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT

ISSN - 0868 - 279X NĂM THỨ 19

SỐ 3 NĂM 2015

MỤC LỤC

LÊ HUY HOÀNG, VŨ ĐÌNH HOAN, ĐẶNG

TRẦN TRUNG: Xác định lƣợng nƣớc chảy

vào mỏ bằng phƣơng pháp mô hình số khu

Mỏ Cóc và Ngòi Đum - Đông Hồ, mỏ

apatit Lào Cai 3

VÕ PHÁN, KHỔNG HỒ TỐ TRÂM: Ứng dụng

giải pháp xử lý đất yếu dƣới đáy hố đào để

ổn định tƣờng vây cho nhà cao tầng 12

ĐỖ NHẬT TÂN, ĐỖ NHƢ TRÁNG: Phân tích

độ tin cậy trong tính toán kết cấu vỏ hầm

với các mô hình nền khác nhau 19

MAI THÀNH TÂN, NGÔ VĂN LIÊM,

NGUYỄN VIỆT TIẾN, ĐOÀN ANH TUẤN,

NGUYỄN VĂN TẠO: Đánh giá trƣợt lở trên

cơ sở xây dựng bản đồ độ nhạy cảm theo

xác suất - trƣờng hợp xã Đồng Bảng, huyện

Mai Châu - Tỉnh Hòa Bình 24

TRƢƠNG ĐẮC CHÂU, TRẦN NGUYỄN

HOÀNG HÙNG, MAI ANH PHƢƠNG, VÀ

NGUYỄN BÌNH TIẾN: Ảnh hƣởng điều kiện

địa chất An Giang và Đồng Tháp đến

cƣờng độ cọc đất ximăng hiện trƣờng 35

LÊ ĐỖ KIÊN, VƢƠNG VĂN THÀNH,

NGHIÊM MẠNH HIẾN: Áp dụng phƣơng

pháp không lƣới cho tính toán cọc đơn

trong môi trƣờng đất đàn hồi ba chiều 46

VÕ PHÁN, NGUYỄN HOÀNG TÂN: Nền đất yếu

đƣợc xử lý bằng giếng cát cho bãi chứa vật liệu-

nhà máy chế tạo ống thép tỉnh Tiền Giang 52

NGUYỄN TUẤN PHƢƠNG, CHÂU NGỌC ẨN,

VÕ PHÁN: Đánh giá ảnh hƣởng của mực nƣớc

ngầm gia tăng đến hệ số tập trung ứng suất

đầu cọc trong giải pháp xử lý nền bằng cọc bê

tông cốt thép kết hợp với vải địa kỹ thuật 59

TỔNG BIÊN TẬP

GS.TS. NGUYỄN TRƢỜNG TIẾN

PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. NGHIÊM HỮU HẠNH

PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG

HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP

PGS.TS. ĐÀO VĂN CANH

PGS.TS. ĐẶNG HỮU DIỆP

PGS.TS. PHÙNG MẠNH ĐẮC

GS.TSKH. BÙI ANH ĐỊNH

PGS.TS. LÊ PHƢỚC HẢO

PGS.TS. PHẠM QUANG HƢNG

PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ

TS. PHÙNG ĐỨC LONG

GS. NGUYỄN CÔNG MẪN

PGS.TS. NGUYỄN HỒNG NAM

PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC

GS.TS. VŨ CÔNG NGỮ

GS.TS. MAI TRỌNG NHUẬN

PGS.TS. VÕ PHÁN

PGS.TS. NGUYỄN HUY PHƢƠNG

PGS.TS. NGUYỄN VĂN QUANG

GS.TSKH. NGUYỄN VĂN QUẢNG

PGS.TS. DOÃN MINH TÂM

GS.TS. TRẦN THỊ THANH

PGS.TS. VƢƠNG VĂN THÀNH

GS.TS. LÊ ĐỨC THẮNG

TS. ĐINH NGỌC THÔNG

GS.TSKH. NGUYỄN VĂN THƠ

GS.TS. TRỊNH MINH THỤ

TS. NGUYỄN ĐÌNH TIẾN

GS.TS. ĐỖ NHƢ TRÁNG

PGS, TS. TRẦN VĂN TƢ

TS. TRẦN TÂN VĂN

GS.TSKH. PHẠM XUÂN

Giấy phép xuất bản số 1358/GPXB - Ngày 8-6-1996, Bộ Văn hóa - Thông tin

Cơ quan xuất bản: Viện Địa kỹ thuật (Liên hiệp các Hội KH&KT Việt Nam) 38 phố Bích Câu - Đống Đa - Hà Nội Tel: 04. 22141917, 22108643; Fax: 04.37325213 Email: [email protected]; [email protected] Website: www.vgi-vn.com

Xuất bản 3 tháng 1 kỳ Nộp lƣu chiểu: tháng Chín 2015 In tại Công ty in Thủy lợi

Giá: 20.000 đ


VIETNAM GEOTECHNIAL

JOURNAL

ISSN - 0868 - 279X

VOLUME 19 NUMBER 3 - 2015

CONTENTS

LE HUY HOANG, VU DINH HOAN, DANG TRAN

TRUNG: Determining the debit of watter flow

to the mine Coc and Ngoi Dum, apatit Lao Cai

by the numerical modelling method 3

VO PHAN, KHONG HO TO TRAM: Treatment

of soft soil under excavation bottom for

diaphragm wall stability of high building 12

DO NHAT TAN, DO NHU TRANG: Analysis

calculated reliability in structural tunnel’s

lining with different backgrounds 19

MAI THANH TAN, NGO VAN LIEM,

NGUYEN VIET TIEN, DOAN ANH TUAN,

NGUYEN VAN TAO: Landslide assessment

based on probabilistic susceptibility

mapping - case of Dong Bang commune,

Mai Chau district, Hoa Binh province 24

TRUONG DAC CHAU, TRAN NGUYEN HOANG

HUNG, MAI ANH PHUONG, VA NGUYEN BINH

TIEN: Effects of geological properties of An

Giang and Dong Thap’s soils on field soilcrete

unconfined compressive strength 35

LE DO KIEN, VUONG VAN THANH, NGHIEM

MANH HIEN: The meshless method for single

pile behavior in tri-dimentioned elastic medium 46

VO PHAN, NGUYEN HOANG TAN: Research

Influence Of Smear Zone For Soft Soil

Treated By Sand Drain In Storage Yards –

Steel Pile Factory In Tien Giang Province 52

NGUYEN TUAN PHUONG, CHAU NGOC AN, VO

PHAN: Rating affection’s the groundwater

increase to the stress concentration ratio on the

top piles in the soft ground treatment solution

by concrete pile systems and geotextle 59

EDITOR-IN-CHIEF

Prof.,Dr. NGUYEN TRUONG TIEN

DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF

Assoc. Prof., Dr. NGHIEM HUU HANH

Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG

EDITORIAL BOARD

Assoc.Prof. Dr. DAO VAN CANH

Assoc. Prof.,Dr. DANG HUU DIEP

Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC

Prof.,D.Sc. BUI ANH DINH

Assoc. Prof.,Dr. LE PHUOC HAO

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

Prof.,Dr. MAI TRONG NHUAN

Assoc. Prof.,Dr. VO PHAN

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN HUY PHUONG

Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN VAN QUANG

Prof.,Dr.Sc. NGUYEN VAN QUANG

Assoc., Prof. Dr. DOAN MINH TAM

Prof., Dr. TRAN THI THANH

Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH

Prof.,Dr. LE DUC THANG

Dr. DINH NGOC THONG

Prof.,Dr.Sc. NGUYEN VAN THO

Prof. Dr. TRINH MINH THU

Dr. NGUYEN DINH TIEN

Prof., Dr. DO NHU TRANG

Assoc. Dr. TRAN VAN TU

Dr. TRAN TAN VAN

Prof.,D.Sc. PHAM XUAN

Printing licence No 1358/GPXB

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

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

Tel: 04.22141917, 22108643, Fax: 04. 37325213 Email: [email protected]; [email protected]

Website: www.vgi-vn.com Copyright deposit: September 2015


XÁC ĐỊNH LƯỢNG NƯỚC CHẢY VÀO MỎ BẰNG PHƯƠNG PHÁP MÔ HÌNH SỐ KHU MỎ CÓC VÀ NGÕI ĐUM -

ĐÔNG HỒ, MỎ APATIT LÀO CAI

LÊ HUY HOÀNG*, VŨ ĐÌNH HOAN

*,

ĐẶNG TRẦN TRUNG**

Determining the debit of watter flow the mine Coc and Ngoi Dum, apatit Lao

Cai by the numerical modelling method

Abstract: The paper presents the application of numerical modelling

method in determining the debit of watter flow into the mine of Coc and

Ngoi Dum, apatit Lao Cai. The result of calculation by software

MODFLOW is considered to be applicable in comparision with by the

underground watter hydrodynamic method and insitu-monitoring data.

I. ĐẶC ĐIỂM ĐỊA CHẤT - KHAI THÁC MỎ

Các mỏ apatit Lào Cai ở miền núi cao. Địa

hình bị chia cắt mạnh. Mạng sông suối khá phát

triển. Không có các khối nƣớc mặt. Hệ tầng

chứa quặng là đá trầm tích biến chất thuộc hệ

tầng Cam Đƣờng (1cđ). Đá loại cứng và nửa

cứng, nứt nẻ không đều, chứa nƣớc kém.1

Trong vòng 15 - 20 năm nữa, khi mà quặng

apatit loại I, III trong vỏ phong hóa hóa học bị

cạn kiệt thì quặng loại II nằm dƣới đới phong

hóa sẽ trở thành nguồn tài nguyên quan trọng

để khai thác làm phân lân, photpho vàng và

xuất khẩu.

Khu Mỏ Cóc và Ngòi Đum - Đông Hồ thuộc

phần trung tâm của bể apatit Lào Cai, nơi tập

trung khoảng 180tr.tấn quặng loại II với hàm

lƣợng P2O5 trung bình 20,76 - 27,55%, chiếm

hơn 30% tổng trữ lƣợng quặng apatit loại này

trên toàn bể (tính đến độ sâu -500m). Quặng

* CTCP Tư vấn Đầu tư và Xây dựng Mỏ.

38-Bích Câu, Hà Nội. Tel (04) 3732-23-42

** Trung tâm Quy hoạch và Điều tra Tài nguyên nước

quốc gia.

ĐT: 0983 397 833

nằm dƣới mực thoát nƣớc tự nhiên, từ độ sâu 40

- 60m, tƣơng ứng độ cao tuyệt đối 85 - 125m,

trở xuống. Các thân quặng dạng đơn nghiêng

(cánh nếp lõm), cắm nghiêng dƣới góc từ 40 -

45 đến 900. Chiều dày trung bình 8 - 8,6 m.

Phần trên sẽ đƣợc khai thác lộ thiên. Còn phần

dƣới sâu khai thác ngầm bằng lò giếng. Ranh

giới độ sâu áp dụng công nghệ khai thác lộ thiên

và hầm lò chƣa xác định.

Khi khai thác lộ thiên, bờ tĩnh cắt theo trục

vỉa phía tây nam, còn bờ động mở rộng dần về

phía đông bắc. Ở khu Mỏ Cóc, muốn mở

moong xuống sâu lấy quặng loại II ở Mỏ Cóc

và Làng Cóc bắt buộc phải dịch chuyển suối

Cóc về phía tây nam, ra ngoài phạm vi moong

khai thác. Ngòi Pèng và phần hạ lƣu của nó là

ngòi Đƣờng chảy cắt ngang vuông góc với

đƣờng phƣơng vỉa không thể di rời. Khu mỏ

này dự kiến mở hai moong: một moong ở bên

phải ngòi Pèng, gồm Mỏ Cóc và Làng Cóc, và

moong kia ở bên trái ngòi Pèng, gồm Làng

Cáng 1 và Làng Cáng 2.

Đối với khu Ngòi Đum - Đông Hồ chỉ cần

mở một moong theo đƣờng phƣơng vỉa. Tất cả

có 3 moong khai thác lớn. Quy mô kích thƣớc


và đặc tính địa chất - khai thác của chúng nêu trong bảng 1.

Bảng 1. Đặc tính địa chất-khai thác các moong

Các đặc trƣng Moong khai thác

Mỏ Cóc Làng Cáng 1, 2 Ngòi Đum-Đông Hồ

Độ cao địa hình, m 200-300 200-300 250-350

Chiều dài, m 1700 1600 2550

Chiều rộng, m 466 393 300

Diện tích mặt moong, ha 79,21 62,88 76,5

Diện tích đáy moong, m2 1700x40 1600x40 2550x40

Chiều dày đới phong hóa, m 60 60 40

Độ cao ranh giới phong hóa, m +85 +85 +125

Độ sâu thăm dò, m -300 -300 -500

Trữ lƣợng quặng II, tr.tấn 42,5

36,71

5,79

134,5

trong đó, cấp A+B+C1 60,5

cấp C2 74

Hàm lƣợng trung bình P2O5, % 27,55 27,55 20,76

Chiều dày thân quặng, m 8,6 8,6 8

Độ cao mực nƣớc tĩnh, m +130 +130 +142

Độ cao tháo khô tự chảy, m +120 +120 +90

Ven bờ các suối lớn nhƣ ngòi Pèng, ngòi

Đum và suối Đông Hồ trừ dải (trụ) bảo vệ

không cho nƣớc mặt tràn vào moong.

II. XÂY DỰNG MÔ HÌNH

II.1. Cơ sở lý thuyết của mô hình

Mô hình hóa quá trình thấm của chất lỏng

trong môi trƣờng hổng là một phƣơng pháp thực

nghiệm để giải các bài toán động lực học nƣớc

dƣới đất xác định lƣu lƣợng dòng thấm và sự

phân bố áp lực nƣớc trên toàn bộ miền thấm.

Trên cơ sở lý thuyết cân bằng khối lƣợng nƣớc

trong tầng (phức hệ) chia nƣớc của Bucsines và

các định luật thấm Darcy, sự chuyển động của

nƣớc dƣới đất đƣợc viết bằng phƣơng trình vi

phân đạo hàm riêng:

Wz

hK

zy

hK

yx

hK

xt

hzzyyxx

.... , (1)

trong đó,

h- độ cao mực nƣớc tại vị trí x, y, z ở thời

điểm t, là hàm phụ thuộc vào vị trí không gian

và thời gian: h = h(x, y, z, t);

Kxx, Kyy, Kzz - hệ số thấm theo các trục x, y

và z, trong đó z là trục thẳng đứng. Kxx = Kxx(x,

y, z), Kyy = Kyy(x, y, z), Kzz = Kzz(x, y, z);

- hệ số nhả nƣớc tại vị trí x, y, z.

= (x,y,z).

W - modun ngầm, nguồn cung cấp hay lƣợng

nƣớc thoát tại vị trí x, y, z ở thời điểm t. W =

W(x, y, z, t).

Với phƣơng trình này, khi cho trƣớc điều kiện

ban đầu và điều kiện biên có thể xây dựng một mô

hình toán học về dòng chảy nƣớc dƣới đất trong

điều kiện vận động ổn định và không ổn định, môi

trƣờng một lớp hay nhiều lớp, đồng nhất hoặc

không đồng đều về tính thấm. Bài toán đƣợc giải

bằng phƣơng pháp sai phân hữu hạn theo chiều cao

cột nƣớc cần tháo khô để xác định lƣu lƣợng dòng

ngầm chảy vào công trình khai thác.

II.2. Cơ sở xây dựng mô hình

Mô hình đƣợc xây dựng trên cơ sở nền bản

đồ địa hình tỷ lệ 1/10000 cùng với bản đồ địa

chất tỷ lệ 1/25000 và các số liệu thu đƣợc trong

quá trình thăm dò trƣớc đây. Song, vì khu mỏ

đƣợc khai thác liên tục trong nhiều năm, cảnh


quan địa hình - địa mạo và mạng sông suối luôn

bị thay đổi không còn nhƣ trƣớc, cho nên việc

khôi phục tình trạng ban đầu gặp nhiều khó

khăn. Chỉ có thể mô phỏng những nét cơ bản

nhất đặc trƣng cho từng khu mỏ.

II.3. Điều kiện ban đầu và điều kiện biên

Khu Mỏ Cóc, gồm có Mỏ Cóc - Làng Cóc và

Làng Cáng 1, 2. Địa hình cao 200 - 300m và lớn

hơn. Mực nƣớc tĩnh đo ở 42 lỗ khoan thăm dò

có độ cao từ 107 đến 205, trung bình 130,25m.

Độ cao mực nƣớc tĩnh ban đầu tại thời điểm t=0

là +130m. Độ cao địa hình lấy đồng nhất hóa

+300m. Ở khu Ngòi Đum - Đông Hồ, địa hình

cao 250 - 350m, lấy trung bình nhƣ khu Mỏ

Cóc, bằng +300m. Số liệu đo mực nƣớc tĩnh ở

26 lỗ khoan có độ cao từ 95 đến 166, trung bình

142,1m. Độ cao mực nƣớc tĩnh ban đầu +142 m.

Phía bên ngoài trƣờng thấm đặt biên loại I -

biên áp lực H = const, đƣợc điều chỉnh trong quá

trình chạy mô hình, tùy thuộc vào sự lan rộng của

phễu hạ thấp mực nƣớc. Bên trong trƣờng thấm,

trên các sông suối đặt biên loại II - biên lƣu lƣợng

Q = const, tức là các dòng mặt cung cấp cho tầng

(phức hệ) chứa nƣớc với lƣu lƣợng ổn định, tùy

thuộc vào chiều rộng suối, chiều cao áp lực nƣớc,

độ cao đáy và sức cản lòng.

Các điều kiện biên của mô hình đƣợc xác lập

riêng cho từng mỏ theo các phƣơng án tính.

II.4. Giải bài toán ngƣợc

Bài toán ngƣợc, về thực chất, là chạy thử mô

hình, chỉnh lý các dữ liệu đầu vào, làm chính

xác hóa điều kiện biên và các thông số địa chất

thủy văn cho phù hợp với điều kiện tự nhiên của

khu mỏ. Bài toán ngƣợc đƣợc tiến hành hai

bƣớc: giải theo vận động ổn định và không ổn

định. Bƣớc thứ nhất chỉnh lý sơ bộ hệ số thấm

và điều kiện biên. Bƣớc thứ hai làm chính xác

hóa điều kiện biên, hệ số nhả nƣớc và các thông

số khác. Mức độ chính xác của lời giải đƣợc

đánh giá theo sai số tuyệt đối trung bình hoặc

sai số trung bình quân phƣơng của trị số mực

nƣớc trên mô hình so với mực nƣớc quan trắc

thực tế. Song, tiếc rằng vì không có số liệu quan

trắc động thái mực nƣớc cho nên không thể

đánh giá chính xác đƣợc chất lƣợng mô hình.

Phải chạy thử nhiều lần để chỉnh lý số liệu.

Các bƣớc chỉnh lý nhƣ sau:

- Chỉnh lý độ cao địa hình và mực nƣớc tĩnh

- Chỉnh lý độ cao lòng và mực nƣớc suối

- Chỉnh lý biên loại II - lƣu lƣợng từ suối

chảy vào tầng chứa nƣớc

- Chỉnh lý hệ số thấm

- Chỉnh lý hệ số nhả nƣớc

II.5. Các dữ liệu đầu vào

Diện tích moong Mỏ Cóc - Làng Cóc

79,21ha. Moong Làng Cáng 1,2 rộng 62,88ha.

Diện tích lập mô hình chung cho cả hai moong

141,5km2. Lƣới chia không đều, gồm 117 hàng

và 131 cột. Tổng cộng 15327 ô lƣới với kích

thƣớc 66x53m ở trong khu mỏ và 133x106m ở

ngoài khu mỏ (H1).

Diện tích moong Ngòi Đum - Đông Hồ

76,5ha. Diện tích lập mô hình 142,3km2. Lƣới

chia gồm 118 hàng và 124 cột. Tổng cộng

14632 ô lƣới với kích thƣớc 69x51m ở trong

khu mỏ và 138x 102m ở ngoài khu mỏ (H2).

Độ cao địa hình lấy đồng nhất hóa +300m. Độ

cao mực nƣớc tĩnh ban đầu (tại thời điểm t=0) lấy

trung bình +130m ở khu Mỏ Cóc và +142m ở khu

Ngòi Đum - Đông Hồ. Chiều dày tầng (phức hệ)

chứa nƣớc tính từ độ cao mực nƣớc tĩnh đến độ

sâu dự kiến khai thác, tƣơng ứng 0m, -100m và

-200m. Trị số hệ số thấm của đá chứa quặng lấy

trung bình 0,115m/ngày. Hệ số nhả nƣớc lấy 0,15.

Chiều rộng đới phá hủy kiến tạo (đứt gãy F2) 250 -

300m với hệ số thấm 4m/ngày.


Hình 1. Sơ đồ bước lưới mô hình khu Mỏ Cóc

Hình 2. Sơ đồ bước lưới trong mô hình khu

Ngòi Đum-Đông Hồ

III. KẾT QUẢ CHẠY DỰ BÁO LƢU

LƢỢNG DÒNG NGẦM CHẢY VÀO MỎ

III.1. Trƣờng hợp dòng chảy ổn định

Dòng chảy ổn định là dòng chảy không phụ

thuộc vào thời gian. Lƣu lƣợng dòng ngầm chảy

vào mỏ là lƣu lƣợng lớn nhất vào cuối thời kỳ

khai thác ở độ sâu nhất định.

Mô hình chạy theo hai phƣơng án sau:

Phƣơng án I - vỉa vô hạn, nƣớc không áp và

đồng nhất về tính thấm.

Phƣơng án II - vỉa nửa vô hạn, có xét đến

nƣớc mặt từ sông suối chảy vào tầng (phức hệ)

chứa nƣớc. Kết quả thu đƣợc lƣu lƣợng dòng

ngầm chảy vào các moong 12855 - 25777

m3/ngày đối với vỉa vô hạn và 16515 - 29431

m3/ngày đối với vỉa nửa vô hạn.


Ngoài ra, còn áp dụng phƣơng pháp “giếng

lớn” để tính lƣu lƣợng dòng ngầm chảy vào mỏ

theo các công thức:

Phƣơng án Ia - vỉa vô hạn:

00

2

lg)lg(36,1

rrR

KHQ

, m

3/ngày. (2)

Phƣơng án IIa - vỉa nửa vô hạn:

0

2

lg2lg36,1

rl

KHQ

, m

3/ngày. (3)

Trong các công thức trên, ký hiệu:

K- hệ số thấm, m/ngày;

H- chiều cao cột nƣớc cần tháo khô, m;

S- mực nƣớc hạ thấp, S = H, m;

l- khoảng cách từ trung tâm mỏ đến biên cấp

(sông suối), m;

R- bán kính ảnh hƣởng KHSR 2 , m;

0r - bán kính “giếng lớn”,

Khi :3B

L

Fr 0

, m, (4)

Khi :103 B

L 4

0

BLr

, m, (5)

ở đây, F - diện tích moong khai thác, m2;

L - chiều dài moong, m;

B - chiều rộng moong, m;

- hệ số phụ thuộc vào tỷ số giữa chiều dài

với chiều rộng moong.

Các giá trị thông số tính nêu trong bảng 2.

Kết quả thu đƣợc 5183 - 22886 m3/ngày đối

với vỉa vô hạn và 4806 - 35586 m3/ngày đối với

vỉa nửa vô hạn, tùy thuộc vào độ sâu khai thác

(bảng 3).

Bảng 2. Thông số tính

Moong khai thác L, m B, m F, ha l, m 0r , m Ht, m K, m/ngày

Mỏ Cóc - Làng Cóc 1700 466 79,21 850 502 +130 0,115

Làng Cáng 1, 2 1600 393 62,88 800 447 +130 0,115

Ng.Đum - Đông Hồ 2550 300 76,50 1275 798 +142 0,115

Bảng 3. Lƣu lƣợng dòng ngầm chảy vào mỏ (m3/ngày)

Moong khai

thác

Độ

sâu

(m)

Mô hình Phƣơng pháp “giếng lớn” Tỷ số lƣu lƣợng

IPA. IIPA. H

(m)

R

(m) lgR/ 0r aIPA. aIIPA. aIPA

IPA

.

. aIIPA

IIPA

.

.

Mỏ Cóc -

Làng Cóc

0 12855 17098 130 1005 0,48 5507 4987 2,33 3,43

-50 180 1638 0,63 8043 9561

-100 20291 24469 230 2366 0,76 10887 15610 1,86 1,57

-150 280 3178 0,86 14258 23135

-200 24720 28847 330 4066 0,96 17742 32136 1,39 0,90

Làng Cáng

1-

Làng Cáng

2

0 13415 16515 130 1005 0,51 5183 4806 2,59 3,44

-50 180 1638 0,67 7563 9213

-100 19277 23545 230 2366 0,80 10342 15043 1,86 1,56

-150 280 3178 0,91 13474 22294

-200 22824 26529 330 4066 1,0 17032 30967 1,34 0,86

Ngòi Đum - 0 14922 18832 142 1148 0,39 8086 6307 1,84 2,99


Đông Hồ -50 192 1804 0,51 11305 11531

-100 21489 25897 242 2553 0,62 14773 18319 1,45 1,41

-150 292 3384 0,72 18521 26670

-200 25777 29431 342 4290 0,80 22886 36586 1,13 0,80

Từ những số liệu trên đây có thể rút ra mấy

nhận xét sau:

Thứ nhất, cả hai phƣơng pháp đều phản ánh

rõ nét về điều kiện hình thành các nguồn nƣớc

chảy vào mỏ. Lƣu lƣợng dòng chảy tính cho

trƣờng hợp vỉa nửa vô hạn (có xét đến ảnh

hƣởng của các dòng mặt) luôn lớn hơn so với

vỉa vô hạn (không có nguồn cấp từ sông suối),

trung bình cấp 1,2 - 1,3 lần.

Thứ hai, các giá trị lƣu lƣợng dòng ngầm

chảy vào moong khai thác thu đƣợc trên mô

hình lớn gấp 1,5 - 2 lần so với kết quả tính theo

phƣơng pháp “giếng lớn”.

Tỷ số lƣu lƣợng giữa mô hình và “giếng

lớn” trong cả hai trƣờng hợp: vỉa vô hạn

(PA.I/ PA.Ia) và vỉa nửa vô hạn

(PA.II/PA.IIa) ở độ sâu đến -50m thƣờng lớn

hơn 2; từ -50 đến -150m vào khoảng 2 - 1,5;

sâu hơn -150m không quá 1,5, chứng tỏ mức

độ giàu nƣớc và tính thấm của đất đá giảm

dần theo chiều sâu.

Thứ ba, xét về giá trị tuyệt đối, cả hai

phƣơng pháp đều cho kết quả lƣu lƣợng tăng

theo tỷ lệ thuận với độ sâu khai thác. Tuy nhiên,

mức độ tăng xấp xỉ nhau chỉ nằm trong giới hạn

đến độ sâu -50m, lớn gấp 1,5 lần so với 0m.

Còn sâu hơn nữa đến -200m, lƣu lƣợng thu

đƣợc bằng mô hình tăng không quá 2 lần. Trong

khi đó, theo phƣơng pháp “giếng lớn”, lƣu

lƣợng tăng gấp 2 - 3 lần đối với vỉa vô hạn và

4,5 – 6,5 lần đối với vỉa nửa vô hạn. Đó có lẽ vì

cách đặt điều kiện biên trên mô hình còn là vấn

đề cần đƣợc tiếp tục nghiên cứu thêm.

III.2. Trƣờng hợp dòng chảy không

ổn định

Vì không có các dữ liệu đầu vào về quy

hoạch khai thác tổng thể và kế hoạch sản xuất

cho từng mỏ (khu mỏ) cho nên việc chạy dự báo

dòng ngầm chảy vào moong khai thác chỉ đƣợc

tiến hành cho trƣờng hợp vỉa vô hạn, đồng nhất

về tính thấm. Mô hình chạy riêng cho từng

moong ở các độ sâu: 0, -100 và -200m. Tƣơng

ứng với từng độ sâu, mỗi moong giả định chia

ra 4 phần diện tích phát triển mở rộng khai thác.

Thời gian bóc hết quặng và đất đá trong phạm vi

mỗi phần là 5 năm, tổng cộng 20 năm (bảng 4).

Bảng 4. Diện tích mở rộng moong khai thác

Moong khai thác

Diện tích

mô hình,

(km2)

Diện tích

moong

(ha)

Diện tích khai thác (ha)

F1 F2 F3 F4

Mỏ Cóc-Làng Cóc

141,5

79,21 15,87 19,15 20,94 23,25

Làng Cáng 1,2 62,88 13,82 15,34 17,54 16,18

Ngòi Đum-Đông Hồ 142,3 76,5 14,23 20,31 21,35 20,61

Sau đó, tiếp tục chạy dự báo lƣu lƣợng chảy

vào moong sau thời gian 1; 3; 5; 10; 15; 20 và 25

năm để làm cơ sở điều chỉnh thiết kế tháo khô, tìm

kiếm các giải pháp xử lý, đối phó với dòng ngầm

hoặc lựa chọn công nghệ khai thác xuống sâu. Kết

quả thu đƣợc nêu trong các bảng 5, 6 và 7.


Bảng 5. Dự báo lƣu lƣợng dòng không ổn định chảy vào Mỏ Cóc - Làng Cóc

Độ sâu

(m)

Diện tích

(ha)

t

(năm)

Q

(m3/ngày)

t

(năm)

Q

(m3/ngày)

t

(năm)

Q

(m3/ngày)

15,87 5 20171

±0 35,02 10 21046

55,96 15 22243

79,21 20 23676

15,87 21 23062 5 25452

-100 35,02 23 22122 10 26514

55,96 25 21397 15 27749

79,21 30 20096 20 31007

15,87 35 19175 21 30329 5 29227

-200 35,02 40 18469 23 29351 10 29719

55,96 45 17904 25 28634 15 30310

79,21 30 27394 20 33153

35 26532

40 25873

45 25342

Bảng 6. Dự báo lƣu lƣợng dòng không ổn định chảy vào Làng Cáng 1, 2

Độ sâu

(m)

Diện tích

(ha)

t

(năm)

Q

(m3/ngày)

t

(năm)

Q

(m3/ngày)

t

(năm)

Q

(m3/ngày)

13,82 5 21447

±0 29,16 10 20921

46,70 15 21118

62,88 20 21627

13,82 21 21163 5 24942

-100 29,16 23 20431 10 25502

46,70 25 19850 15 25836

62,88 30 18777 20 29083

13,82 35 17997 21 28492 5 28374

-200 29,16 40 17389 23 27636 10 28379

46,70 45 16897 25 27004 15 28533

62,88 30 25903 20 28545

35 25132

40 24538

45 24057

Bảng 7. Dự báo lƣu lƣợng dòng không ổn định chảy vào Ngòi Đum-Đông Hồ


Độ sâu

(m)

Diện tích

(ha)

t

(năm)

Q

(m3/ngày)

t

(năm)

Q

(m3/ngày)

t

(năm)

Q

(m3/ngày)

14,23 5 19573

±0 34,54 10 22822

55,89 15 25463

76,50 20 27781

14,23 21 26898 5 27208

-100 34,54 23 25563 10 28800

55,89 25 24549 15 30328

76,50 30 22767 20 33320

14,23 35 21534 21 32575 5 30690

-200 34,54 40 20605 23 31477 10 31662

55,89 45 20534 25 30655 15 32553

76,50 30 29213 20 34957

35 28200

40 27422

45 26794

Lƣu lƣợng dòng ngầm từ 21627 - 27781

đến 28545 - 34957m3/ngày, trung bình lớn gấp

1,5 lần so với dòng chảy ổn định. Song, mức

độ tăng theo diện tích mở rộng moong và cả

theo chiều sâu đều không lớn, chỉ vào khoảng

12 - 14%. Thêm vào đó, lƣu lƣợng giảm theo

thời gian với tốc độ trung bình 200 - 300

m3/ngày. năm. Sau 20 - 25 năm, kể từ khi đáy

moong đạt độ sâu thiết kế, lƣu lƣợng gần nhƣ

ổn định ở mức 16897 - 26794m3/ngày, chênh

lệch không nhiều so với trƣờng hợp dòng chảy

ổn định.

IV. XÁC ĐỊNH LƢỢNG NƢỚC CẦN

THÁO KHÔ

Lƣợng nƣớc cần tháo khô là lƣợng nƣớc tối

đa chảy vào mỏ vào cuối thời kỳ khai thác, gồm

nƣớc mƣa và nƣớc ngầm. Lƣợng nƣớc mƣa tính

bằng lƣợng mƣa lớn nhất trong ngày (190

mm/ngày lấy theo số liệu đo nhiều năm của

trạm Khí tƣợng Lào Cai) nhân với diện tích

moong. Còn lƣợng nƣớc ngầm là lƣu lƣợng

dòng chảy ổn định thu đƣợc bằng mô hình đối

với vỉa vô hạn, nƣớc không áp và đồng nhất về

tính thấm (bảng 8).

Bảng 8. Lƣợng nƣớc chảy vào mỏ

Moong khai thác Diện tích

(ha)

Độ sâu

(m)

Lƣợng nƣớc cần tháo khô (m3/ngày)

Nƣớc mƣa Nƣớc ngầm Tổng cộng

Mỏ Cóc- Làng

Cóc

±0 12855 163354

79,21 -100 150499 20291 170790

-200 24720 175219

Làng Cáng 1-

Làng Cáng 2

±0 13415 132887

62,88 -100 119472 19277 138749


Moong khai thác Diện tích

(ha)

Độ sâu

(m)

Lƣợng nƣớc cần tháo khô (m3/ngày)

Nƣớc mƣa Nƣớc ngầm Tổng cộng

-200 22824 142296

Ngòi Đum-

Đông Hồ

±0 14922 160272

76,5 -100 145350 21489 166839

-200 25777 171127

Có hai nguồn nƣớc chảy vào mỏ: nƣớc mƣa

và nƣớc ngầm, chủ yếu là nƣớc mƣa. Lƣu lƣợng

dòng ngầm không lớn, chỉ bằng 10 - 15% tổng

lƣợng nƣớc chảy vào mỏ.

Xét về địa chất thủy văn, hợp lý nhất nên lấy

mốc độ sâu 0m làm ranh giới giữa khai thác lộ

thiên và khai thác ngầm bằng lò giếng, vì mấy

lý do sau đây.

- Độ sâu 0m là gốc xâm thực khu vực,

tƣơng ứng với độ cao mực nƣớc biển. Đất đá

chứa nƣớc từ gƣơng nƣớc ngầm đến 0m

thuộc đới thủy động trao đổi nƣớc mạnh và rất

mạnh. Dòng mặt và dòng ngầm thoát nhanh.

Nếu khai thác bằng lộ thiên, nƣớc mặt ảnh

hƣởng không lớn đến khai thác. Phần lớn

lƣợng nƣớc mƣa rơi xuống moong đƣợc tháo

khô bằng tự chảy đến độ cao gốc xâm thực địa

phƣơng +120m ở khu Mỏ Cóc và +90m ở

Ngòi Đum - Đông Hồ. Lƣợng nƣớc còn lại có

thể bơm thoát dễ dàng ra khỏi mỏ.

- Nếu moong mở xuống sâu dƣới 0m, sẽ

hình thành một phễu hạ thấp mực nƣớc. Đáy

moong càng sâu, phễu phát triển càng sâu và

lan càng rộng. Lƣợng nƣớc mặt bị lôi cuốn từ

sông suối chảy vào mỏ càng lớn. Một mặt,

làm tăng lƣợng nƣớc cần tháo khô trong

moong. Và mặt khác, có thể làm khô kiệt các

dòng mặt, gây tác động xấu đến môi trƣờng

nƣớc trên lãnh thổ.

- Trong điều kiện địa hình không thuận lợi

và đất đai hạn hẹp nhƣ vùng mỏ apatit Lào Cai,

nếu khai thác lộ thiên quá sâu dƣới mức 0m,

sẽ không giải quyết đƣợc vấn đề đổ thải một

khối lƣợng khổng lồ đất đá không quặng và tìm

kiếm các bãi chứa quặng loại IV hiện nay chƣa

sử dụng nhƣng cần đƣợc bảo vệ lƣu giữ cho

sau này.

- Từ 0m trở xuống, nếu áp dụng công nghệ

khai thác ngầm bằng lò giếng, sẽ loại trừ đƣợc

sự ảnh hƣởng của nƣớc mƣa và nƣớc mặt.

Nguồn nƣớc duy nhất chảy vào mỏ là nƣớc

ngầm với lƣu lƣợng nhỏ. Tháo khô dễ dàng,

thuận lợi. Giảm tải khối lƣợng đổ thải và phục

hồi đất đai sau khai thác. Lại bảo vệ đƣợc các

nguồn nƣớc mặt khỏi bị suy giảm cả về số

lƣợng và chất lƣợng. Bảo vệ đƣợc tài nguyên

khoáng sản và môi trƣờng - sinh thái.

V. KẾT LUẬN

1. Phƣơng pháp mô hình số có sử dụng phần

mềm MODFLOW, lần đầu tiên, áp dụng tính

lƣu lƣợng dòng ngầm ở khu Mỏ Cóc và Ngòi

Đum - Đông Hồ, mặc dù còn hạn chế về chất

lƣợng mô hình, đã thu đƣợc những kết quả nhất

định, mở ra triển vọng áp dụng cho toàn vùng

mỏ apatit Lào Cai.

2. Mô hình đã mô phỏng đƣợc những nét

cơ bản nhất về điều kiện địa chất thủy văn và

phản ánh quy luật chung về sự hình thành các

nguồn nƣớc chảy vào mỏ và sự suy giảm tính

thấm của đất đá theo chiều sâu. Kết quả

nghiên cứu có giá trị sử dụng tham khảo để

đối sánh và đánh giá mức độ tin cậy của các

số liệu tính bằng phƣơng pháp thủy động lực

học nƣớc dƣới đất.

3. Lƣợng nƣớc cần tháo khô thu đƣợc trên

mô hình tƣơng đối phù hợp với kết quả tính theo

phƣơng pháp “giếng lớn”, gồm hai nguồn: nƣớc

mƣa và nƣớc ngầm, chủ yếu là nƣớc mƣa. Lƣu


lƣợng dòng ngầm không lớn, chiếm 10 - 15%

tổng lƣợng nƣớc chảy vào mỏ, tùy thuộc vào độ

sâu khai thác.

4. Trong tƣơng lai, cần thiết phải đầu tƣ

nghiên cứu xây dựng mạng lƣới công trình quan

trắc lâu dài về động thái nƣớc mặt và nƣớc dƣới

đất cùng với việc nghiên cứu xây dựng một mô

hình hoàn chỉnh về dòng ngầm để phục vụ cho

thiết kế khai thác xuống sâu, trƣớc mắt tập trung

ở khu Mỏ Cóc và Ngòi Đum - Đông Hồ, nơi

quặng loại II có trữ lƣợng lớn và chất lƣợng tốt.

5. Việc xác định độ sâu hợp lý khai thác lộ

thiên rất phức tạp, đòi hỏi phải luận chứng đầy

đủ và chính xác các yếu tố (chỉ tiêu) kinh tế - kỹ

thuật. Về địa chất thủy văn, có thể lấy mốc 0m

làm ranh giới áp dụng công nghệ khai thác giữa

lộ thiên và lò giếng.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Lê Huy Hoàng và n.n.k. Báo cáo tổng

kết đề tài Đánh giá tổng hợp điều kiện khai

thác mỏ apatit Lào Cai và Phƣơng pháp

nghiên cứu địa chất thủy văn-địa chất công

trình phục vụ thiết kế khai thác mỏ, 2006.

Lƣu trữ Bộ Công Thƣơng.

2. Lê Huy Hoàng. Định hình hóa mức độ

phức tạp khai thác quặng apatit Lào Cai. Tạp chí

Địa kỹ thuật, số 2/2012.

3. Trƣơng Đình Long và Lê Thanh Sơn. Báo

cáo địa chất về kết quả công tác thăm dò bổ

sung khu Ngòi Đum-Đông Hồ mỏ apatit Lào

Cai, 1973. Lƣu trữ Viện TTTLĐC.

4. Nguyễn Văn Thoắng. Báo cáo địa chất về

kết quả thăm dò tỷ mỷ khu Mỏ Cóc mỏ apatit

Lào Cai, 1980. Lƣu trữ Viện TTTLĐC.

Người phản biện: PGS.TS. ĐOÀN VĂN CÁNH


ỨNG DỤNG GIẢI PHÁP XỬ LÝ ĐẤT YẾU DƯỚI ĐÁY HỐ ĐÀO ĐỂ ỔN ĐỊNH TƯỜNG VÂY CHO NHÀ CAO TẦNG

VÕ PHÁN,

KHỔNG HỒ TỐ TRÂM*

Treatment of soft soil under excavation bottom for diaphragm wall

stability of high building

Absract: In recent years, the construction of high-rise buildings with

basement on soft soil is a matter of necessity, involve the use of

different solutions to create optimal efficiency and economical. The

solution Jet Grouting is one of the good solutions for the purpose. The

paper presents results of prediction calculation of diaphragm wall

stability of an high buiding with treatment of soft soil under deep

excavation bottom by jet grouting method. The software Plaxis 8.5 with

2 calculating models (Real Allocation Simulation and Equivalent

Material Simulation) is used and the results allowed to choice theo

calculation model more reasonble.

1. GIỚI THIỆU *

Cùng với sự phát triển nhanh chóng của nền

kinh tế, thị trƣờng xây dựng ở Việt Nam đã

bùng nổ với hàng loạt công trình nhà cao tầng

mọc lên nhanh chóng ở các đô thị lớn, đặc biệt

là thành phố Hồ Chí Minh.

Ở nƣớc ta, vấn đề xử lý đất yếu vẫn còn là

một công việc mới mẽ. Cho đến nay vẫn chƣa

có một đánh giá mang tính toàn diện về tình

hình xây dựng và khai thác công trình trên đất

yếu, chƣa có các đối chiếu giữa lý thuyết và

thực tế thi công nhƣ độ lún, độ ổn định,

chuyển vị… hay nghiên cứu về sự thay đổi

các chỉ tiêu cơ lý của lớp đất yếu sau khi đƣợc

xử lý,… Do vậy, để đánh giá mức độ ổn định

và đảm bảo điều kiện làm việc lâu dài của

công trình, việc xử lý đất yếu dƣới công trình

là vấn đề cần thiết hiện nay. Một trong những

biện pháp để xử lý nền đất yếu dƣới công trình

* Trường Đại học Bách khoa, ĐHQG-Hồ Chí Minh

268 Lý Thường Kiệt, Q10, TP. Hồ Chí Minh

DĐ: 0913867008

Email: [email protected].

cao tầng là giải pháp xử lý bằng phƣơng pháp

phụt vữa xi măng áp lực cao.

2. XỬ LÝ ĐẤT YẾU BẰNG PHƢƠNG

PHÁP JET GROUTING

Jet Grouting là một kỹ thuật gia cố nền bằng

cách sử dụng tia nƣớc/ vữa/ khí với áp lực cao

để cắt đất – xi măng (soilcrete) có cƣờng độ tốt

hơn và hệ số thấm thấp hơn. Các phƣơng pháp

thi công gồm có: phƣơng pháp phụt vữa đơn

(S), phƣơng pháp thi công kép (D), phƣơng

pháp thứ ba (T), ngoài ra còn có hệ thống phun

đặc biệt (Super Jet Grouting).

Thông số của Jet Grouting bao gồm hai phần

chính là các thông số về thiết bị, vận hành và

các thông số về sản phẩm soilcrete.

+ Các thông số về thiết bị, vận hành bao

gồm: áp lực vữa, lƣu lƣợng vữa, áp lực khí, lƣu

lƣợng khí, tốc độ nâng cần, tốc độ xoay cần,

kích thƣớc vòi phụt, thành phần vữa (tỉ lệ w:c,

hàm lƣợng xi măng) [1].

+ Các thông số của sản phẩm sau khi phụt

vữa áp lực cao bao gồm: cƣờng độ nén nở

hông của soilcrete, đƣờng kính cọc, mô đun

đàn hồi [2].


+ Tùy thuộc vào lƣợng dùng xi măng, loại

đất, thời gian ninh kết mà đất nền sau khi

đƣợc xử lý bằng công nghệ phụt vữa áp lực

cao Jet Grouting (JGPs) sẽ có sự phát triển về

cƣờng độ khác nhau. Hiệp hội Jet Grouting

của Nhật Bản đƣa ra thông số lực dính tiêu

chuẩn dùng trong thiết kế cọc Jet Grouting là

c = qu/2 và 0u . Hệ số Poisson: mặc dù có

sự phân tán tƣơng đối lớn trong các dữ liệu thí

nghiệm, hệ số Poisson của đất đƣợc cải tạo từ

0.25-0.45.

Khi sử dụng phƣơng pháp phần tử hữu hạn,

ảnh hƣởng trong khu vực hố đào là tốt hơn so

với bên ngoài hố đào, trong những điều kiện

giống nhau.

Xác định thông số vật liệu tƣơng đƣơng

khi áp lực đất tác dụng lên bề mặt đất hỗn hợp

bao gồm các khu vực đất đƣợc cải tạo và khu

vực đất không đƣợc cải tạo ở dƣới đáy hố đào,

công thức tính toán sau đây đề nghị đánh giá

các tính chất vật liệu tổng thể của hỗn hợp mặt

đất theo Chang-Yu Ou, Tzong-Shiann Wu,

Hsii-sheng Hsieh (1996).

3. DỰ TÍNH CHUYỂN VỊ NGANG VÀ

LÚN XUNG QUANH HỐ ĐÀO SAU KHI

XỬ LÝ ĐẤT YẾU BẰNG CÔNG NGHỆ

JET GROUTING

3.1 Giới thiệu công trình

Công trình dùng để phân tích nghiên cứu là

Trung tâm thƣơng mại Tài chính Dầu khí Phú

Mỹ Hƣng (Petroland Tower). Dự án tọa lạc tại

khu đô thị mới Phú Mỹ Hƣng. Trung tâm cao

30 tầng gồm 3 tầng đế, 27 tầng tháp và 3 tầng

hầm với tổng diện tích sàn xây dựng trên

57.000m2.

Kích thƣớc trung bình hố đào: 50m x 60m.

Chiều sâu đào lớn nhất (3 tầng hầm): 14.0m,

mực nƣớc ngầm cao. Biện pháp thi công:

Semi Top – Down. Địa chất công trình đƣợc

tóm tắt trong bảng 1.

Hình 1: Mặt bằng công trình

Biện pháp chống đỡ: tƣờng vây dày

0.8m, kết hợp với thanh chống ngang, sàn

tầng hầm. Tƣờng vây đƣợc cắm vào độ sâu

-24.0m so với mặt đất tự nhiên. Tƣờng vây

nằm hoàn toàn phần lớn trong lớp đất bùn

sét, lớp đất sét từ trạng thái dẻo cứng đến

dẻo mềm, lớp cát hạt mịn đến hạt trung

trạng thái chặt vừa.

Trình tự thi công hố đào gồm các bƣớc sau:

-Giai đoạn 1: thi công tƣờng vây

-Giai đoạn 2: đào đất đến cao độ -2.5m

-Giai đoạn 3: Lắp hệ giằng chống ở cao

độ -2m


-Giai đoạn 5: thi công sàn tầng hầm

B1 -3.6m


-Giai đoạn 7: thi công sàn tầng hầm

B2 -7.2 m


-Giai đoạn 9: Lắp hệ giằng chống ở cao độ

-9.5m


3.2 Phân tích quá trình thi công hố đào

bằng phần từ hữu hạn (Plaxis V8.5)


3.2.1Các thông số đầu vào

- Phụ tải mặt đất

Phụ tải trên mặt đất lúc này chủ yếu là máy

móc thi công nên tải trọng xung quanh lấy

bằng 1T/m2, bề rộng tính toán lấy bằng 5m,

cách mép hố đào 1m.

Bảng 1. Tính chất cơ lý chủ yếu của đất nền xây dựng công trình

STT Lớp đất Dày Trạng thái W w d k

Cắt trực tiếp Ngoài hiện trƣờng

c Su NSPT

(m) (%) g/cm3

g/cm3 (cm/s) kN/m

2 Độ daN/cm

2

1 Lớp 1 1.5 San lấp - - - - - - - -

2 Lớp 2 12.5 Bùn sét 112.5 1.45 0.71 6.4E-5 7.9 1056’ 0.29 -

3 Lớp 3 6.5 Sét dẻo

mềm 23.4 2.01 1.63 1.8E-5 16.8 16

035’ - 21

4 Lớp 4 27 Cát chặt

vừa 13.39 2.62 1.94 - 7.5 29

048’ - 38

5 Lớp 5 5.5 Sét cứng 19.11 2.06 1.73 - 64.7 23027’ - 44

- Thông số tƣờng vây

Tƣờng vây có chiều dày 0.8m, chiều sâu

tính từ mặt đất tự nhiên là 24m, sử dụng bê

tông có cấp độ bền B30 để thi công có EA =

2.60E+07KN/m, EI = 1.39E+06KNm2/m, W

=12.800KN/m/m

- Thông số thanh chống

Hố đào đƣợc thi công kết hợp với 2 tầng

thanh chống H400x400x13x2. Ở độ sâu -2m

có một tầng chống và ở độ sâu -9.5m có hai

tầng chống. Thông số của một tầng chống

nhƣ sau: EA=4.51E+06 KN/m, L=5m.

- Thông số sàn tầng hầm

Công trình gồm hai tầng hầm, tầng hầm 1

ở độ sâu -3.6m, tầng hầm 2 ở độ sâu -7.2m

với bề dày 0.25m.Các thông số của tầng hầm

đƣợc tóm tắt nhƣ sau: EA=8.13E+06 KN/m,

EI=4.23E+04 KNm2/m, W= 6.25 KN/m/m

- Thông số Jet Grouting

Tùy thuộc vào lƣợng dùng xi măng và

loại đất và thời gian ninh kết mà đất nền sau

khi đƣợc xử lý bằng công nghệ Jet-grouting

sẽ có sự phát triển về cƣờng độ khác nhau.

Theo Trần Nguyễn Hoàng Hùng (2013)

nghiên cứu cọc Jet Grouting trong điều kiện

địa chất TP.HCM, thì để cho trong quá trình

khoan phụt không xảy ra hiện tƣợng tắt

nghẽn vòi phun thì tỷ lệ nƣớc và xi măng

hợp lý là 0.7 (w/c = 0.7)

3.2.2. Kiểm chứng các thông số của

mô hình

Hai mô hình đƣợc lựa chọn để đánh giá

sự đúng đắn của các thông số đầu vào là mô

hình Morh-Coulomb (MC) và mô hình

Hardening Soil (HS), kết quả chuyển vị

tƣờng vây sử dụng hai mô hình so với kết

quả đo đạc thực tế khi đào đến đáy hố đào

(-14m) thể hiện trong (Hình 2).


Qua so sánh giữa hai mô hình MC, HS và

quan trắc, nhận thấy mô hình HS cho kết quả

gần với quan trắc hơn. Vì mô hình MC chỉ

xét đất nhƣ vật liệu đàn hồi – dẻo lý tƣởng,

mô hình HS có xét tới sự gia tải và dỡ tải,

điều này phù hợp hơn đối với bài toán thi

công hố đào. Tuy nhiên HS vẫn khác so với

thực tế quan trắc vì mẫu đƣa vào phòng thí

nghiệm đã khác so với đất làm việc ngoài

thực tế. Kết quả quan trắc này đƣợc đƣa ra

với mục đích lựa chọn mô hình thích hợp

cho bài toán xử lý đất yếu dƣới đáy hố đào

bằng phƣơng pháp phụt vữa áp lực cao.

Nhìn vào đồ thị chuyển vị của tƣờng vây,

thấy rằng kết quả chuyển vị lớn nhất của

tƣờng vây ở vị trí đáy hố đào, điều này khá

phù hợp với những lý thuyết tính toán.

Bài toán đƣợc đƣa ra làm giảm chuyển vị

ngang của tƣờng vây là xử lý đất nền trong

khu vực hố đào, nhằm tăng sức kháng bị

động trong hố đào bằng cách bơm vào khu

vựa hố đào những cọc xi măng đất sử dụng

công nghệ bơm phụt cao áp Jet Grouting hay

còn gọi là những cọc JGPs.

Cọc đƣợc cắm vào đáy hố đào với chiều

dài dự kiến 7m đƣợc tính từ mặt đáy hố đào.

Hình 2. So sánh chuyển vị ngang của tường vây

giữa quan trắc thực tế, mô hình MC, mô hình

HS khi đào đất -14m

3.2.3 Phương pháp mô phỏng

Cọc JGPs mô phỏng đƣợc giả định có cƣờng

độ nén 1 trục nở hông tự do (unconfined

compression test) là qu = 10 (kG/cm2) = 1000

(kN/m2). Và khi đó, sức kháng cắt của lớp JGPs

là: c = qu/2 = 500 (kN/m2), giá trị môđun biến

dạng của lớp JGPs đƣợc chọn E = 200qu =

200000 (kN/m2), giá trị dung trọng

3 320 / ; 22 /unsat satkN m kN m .

Cách bố trí mô phỏng hố đào có hai phƣơng

pháp nhƣ sau:

Hình 3a. Cọc JGPs làm việc bằng

phương pháp vật liệu riêng biệt

(PP RAS: the real allocation simulation)

Hình 3b. Cọc JGPs làm việc bằng

vật liệu tương đương (PP EMS:

Equivalent material simulation)

Hình 3. Phương pháp mô phỏng vật liệu


3.2.4. Phân tích ảnh hƣởng của tỷ lệ xử lý mặt đất Ir đến chuyển vị tƣờng vây

Hình 5. Chuyển vị tường vây sau khi gia cố đất

bằng phương pháp phụt vữa áp lực cao theo

phương pháp vật liệu riêng biệt

Hình 6. Kết quả chuyển vị tường vây sau khi gia

cố đất bằng phương pháp phụt vữa áp lực cao

theo phương pháp vật liệu tương đương

Chuyển vị tƣờng vây ở đáy hố đào là nguy

hiểm nhất khi đào ở độ sâu -14m, nên ở đây chỉ

so sánh kết quả chuyển vị tƣờng vây trong

trƣờng hợp này. Sau khi mô phỏng mô hình xử

lý đáy hố đào bằng phụt vữa Jet Grouting bằng

phần mềm plaxis, kết quả chuyển vị ngang của

tƣờng vây đƣợc phân tích, so sánh theo phƣơng

pháp RAS và phƣơng pháp EMS sẽ trình bày

trong (Hình 4), (Hình 5).

Sau khi xử lý bằng phƣơng pháp phụt vữa áp

lực cao trong các trƣờng hợp Ir=5%, 10%, 15%,

20% chuyển vị ngang của tƣờng vây (cách đỉnh

tƣờng 10m) theo phƣơng pháp RAS tƣơng ứng

là 74.1mm, 71.8mm, 68.7mm, 67.3mm tức là đã

giảm tƣơng ứng 11.5%, 14%, 18%, 19.7%. Còn

đối với phƣơng pháp EMS, chuyển vị ngang

giảm tƣơng ứng là 71.1mm, 67.8mm, 67mm,

66mm tức là đã giảm tƣơng ứng 15%, 19%,

20%, 21.2%.

Việc mô phỏng mô hình RAS trong phần

mềm Plaxis mất khá nhiều thời gian so với

phƣơng pháp EMS. Để xem xét sự làm việc

giữa hai phƣơng pháp RAS và EMS ở (Hình 5),

(Hình 5), ứng với từng tỷ lệ phụt vữa Ir=5%,

10%, 15%, 20%, ta so sánh các biểu đồ (Hình

6), (Hình 7), (Hình 8), (Hình 9) nhằm tìm ra

phƣơng pháp mô phỏng cho kết quả tƣơng đối

chính xác và nhanh nhất.

Qua việc mô phỏng cọc bằng hai phƣơng

pháp, phƣơng pháp vật liệu riêng biệt (RAS) và

phƣơng pháp vật liệu quy đổi tƣơng đƣơng

(EMS), ta nhận thấy kết quả chuyển vị lớn nhất

của tƣờng vây có sai lệch giữa hai phƣơng

pháp khi phụt vữa áp lực cao. Tuy nhiên kết

quả sai lệch này không đáng kể, nên có thể

quan niệm rằng cọc và đất làm việc nhƣ một

khối đồng nhất để thuận tiện trong quá trình

tính toán thiết kế.

Các sự cố thƣờng gặp khi thi công hố đào

trong vùng đất yếu thƣờng gặp là: mất ổn định

thành (mái) hố đào, lún bề mặt đất xung quanh

hố đào, đẩy trồi đáy hố đào, hƣ hỏng kết cấu


móng và các bộ phận ngầm đã xây dựng bên

trong hố đào và các công trình lân cận hố đào.

Mà nguyên nhân chủ yếu gây sự cố là sự dịch

chuyển của các lớp đất yếu từ bên ngoài vào

phía trong hố đào, hạ mực nƣớc ngầm, tăng áp

lực nƣớc dƣới đáy hố đào.

Hình 6. Chuyển vị

tường vây đào -14m

(Ir=5%)



(Ir=10%)

Hình 8. Chuyển vị tường

vây đào -14m (Ir=15%)



(Ir=20%)

Bên cạnh vấn đề ảnh hƣởng chuyển vị ngang

của tƣờng vây đến độ ổn định của công trình, thì

việc xem xét độ lún của đất xung quanh hố đào

cũng cần đƣợc quan tâm trong quá trình thi

công. Kết quả phân tích, so sánh độ lún xung

quanh hố đào theo phƣơng pháp phần tử hữu

hạn sẽ đƣợc nêu ra sau đây.

Khi so sánh độ lún xung quanh hố đào theo

phƣơng pháp RAS và EMS với các tỷ lệ phụt

vữa khác nhau sẽ đƣợc trình bày trong

(Hình 9), (Hình 10).

Lún bề mặt hố đào cũng đƣợc cải thiện khi

xử lý nền, điều này hết sức cần thiết cho sự an

toàn các công trình lân cận khi thi công hố đào.

Độ lún xung quanh hố đào khi chƣa xử lý là

97.5mm cách mép tƣờng vây 4.5m. Sau khi xử

lý đất bằng bơm phụt tính toán theo RAS với

các tỷ lệ Ir=5%, 10%, 15%, 20% thì độ lún xung

quanh hố đào tƣơng ứng 86.6mm, 81mm,

73.9mm, 71.6mm tức là giảm 11%, 17%, 24%,

26%. Khi xử lý đất bằng bơm phụt tính toán

theo EMS với các tỷ lệ Ir=5%, 10%, 15%, 20%

thì độ lún xung quanh hố đào tƣơng ứng 80.6mm,

77.2mm, 75.7mm, 72.7mm tức là giảm 17%, 20%,

23%, 25%.

Hình 10. Chuyển vị mặt đất quanh hố đào khi chưa

xử lý và xử lý đáy hố bằng phương pháp RAS

Hình 11. Chuyển vị mặt đất quanh hố đào khi chưa

xử lý và xử lý đáy hố bằng phương pháp EMS


4. KẾT LUẬN

Đánh giá ảnh hƣởng của cọc JGPs dùng xử

lý đất dƣới đáy hố đào, tác giả tiến hành khảo

sát với các tỷ lệ xử lý mặt đất là Ir = 5%, 10%,

15%, 20%, chuyển vị tƣờng vây tại vị trí nguy

hiểm nhất giảm tƣơng ứng 11.5%, 14%, 18%,

19.7% theo phƣơng pháp RAS, còn theo

phƣơng pháp EMS chuyển vị ngang giảm tƣơng

ứng 15%, 19%, 20%, 21.2%.

Theo phƣơng pháp RAS với các tỷ lệ Ir=5%,

10%, 15%, 20% thì độ lún xung quanh hố đào

giảm lần lƣợt với tỷ lệ 11%, 17%, 24%, 26%.

Khi xử lý đất bằng bơm phụt tính toán theo

EMS độ lún xung quanh hố đào giảm lần lƣợt

với tỷ lệ 17%, 20%, 23%, 25%.

Trên kết quả phân tích chuyển vị tƣờng vây

trong từng trƣờng hợp khác nhau về lƣợng vữa

phụt vào đất Ir=5%, Ir=10% , Ir=15%, Ir=20%,

tỷ lệ Ir=10% đƣợc chọn là hợp lý nhất.

Qua việc mô phỏng cọc bằng hai phƣơng

pháp, phƣơng pháp vật liệu riêng biệt (RAS) và

phƣơng pháp vật liệu quy đổi tƣơng đƣơng

(EMS), ta nhận thấy kết quả chuyển vị lớn nhất

của tƣờng vây có sai lệch giữa hai phƣơng

pháp khi phụt vữa áp lực cao. Tuy nhiên kết

quả sai lệch này không đáng kể, nên có thể

quan niệm rằng cọc và đất làm việc nhƣ một

khối đồng nhất để thuận tiện trong quá trình

tính toán thiết kế.

5. KIẾN NGHỊ

Ngoài phân tích trên mô hình 2D, cần xét

thêm mô hình phân tích 3D để kiểm tra sự chính

xác của mô hình, từ đó góp phần tìm ra phƣơng

pháp tính có độ chính xác cao, phục vụ cho quá

trình tính toán, áp dụng sau này.

Hiện nay, ở Việt Nam chƣa có quy trình hóa

phù hợp về chỉ tiêu, thông số vữa phụt áp lực

cao cho các phƣơng pháp và đối tƣợng địa tầng

phụt thích hợp. Vì vậy, việc lựa chọn các thông

số để đƣa vào thiết kế cần đƣợc xem xét cẩn

thận, có thể dựa trên kinh nghiệm của công trình

tƣơng tự đã thi công. Bên cạnh đó, việc kết hợp

với quan trắc thực tế để có thể hiệu chỉnh kịp

thời các thông số thiết kế, làm tài liệu tham

khảo cho các công trình sau.


[1]. M.P.Moseley and K.Kirsch, “Ground

Improvement”, chƣơng 5 – Jet grouting.

[2]. Trần Nguyễn Hoàng Hùng. “Ứng dụng

công nghệ phụt vữa cao áp xử lý & gia cố nền.”

Hội thảo khoa học, TP.HCM, Việt Nam, 2013.

[3]. Bruce, D.A (1994), “Jet Grouting”,

Ground Control and Improvement, edited by

Xanthakos, PP., Abramson, L.W. and Bruce,

D.A., John Willey & Sons, New York, pp.

580 – 683.

[4]. Lý Hữu Thắng, Trần Nguyễn Hoàng

Hùng, “Đánh giá bước đầu về ứng dụng công

nghệ phụt vữa cao áp (Jet Grouting) trong điều

kiện Việt Nam”, tạp chí xây dựng 2012

[5]. Chu, E.H. (2005), “Turbulent fluid jet

excavation in cohesive soil with particular

application to Jet Grouting”, D.S. thesis,

Massachusetts Institute of Technology, 457 pp.

[6]. Nguyễn Quốc Dũng, “Hƣớng dẫn thiết

kế thi công cọc đất xi măng theo công nghệ Jet

Grouting”, (2014)

[7]. Woo, S. M. (1990). “Use of ground

improvement in deep excavation sites for

protection of building in Taiwan.” Proc., 9th

Asian Regional conf. on Soil Mech, and

found. Engrg., Panellist Rep., Bangkok,

Thailand, 9-14.

Người phản biện: PGS.TS ĐÀO VĂN TOẠI


PHÂN TÍCH ĐỘ TIN CẬY TRONG TÍNH TOÁN KẾT CẤU VỎ HẦM VỚI CÁC MÔ HÌNH NỀN KHÁC NHAU

ĐỖ NHẬT TÂN*, ĐỖ NHƢ TRÁNG

**

Analysis calculated reliability in structural tunnel’s lining with different

backgrounds.

Abstract: There are two methods often used for tunnel design that is

considered through the typical background wallpaper coefficient K

(Wincle local deformation) and deformation entire (selling space plane or

sell elastic deformation) . This paper will focus on analyzing the reliability

of the structural lining in two models mentioned above background and

perform a selection of shell thickness on reliability.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ *

Trong thiết kế hầm theo công nghệ Mỏ

truyền thống, sơ đồ tính toán kết cấu vỏ hầm

thƣờng đƣợc chọn theo sơ đồ vành nền không

có nền trên nóc (bedded ring model, crown

without bedding”. Có hai phƣơng pháp thƣờng

đƣợc áp dụng cho thiết kế [5], [6] là xem nền

qua đặc trƣng hệ số nền K (nền biến dạng cục

bộ Wincle) và nền biến dạng toàn bộ (bán mặt

phẳng hay bán không gian biến dạng đàn hồi).

Chƣa có căn cứ khoa học nào chỉ dẫn việc lựa

chọn mô hình nền cho công tác phân tích kết

cấu, ngoài một số khuyến cáo đơn giản. Trong

[5] việc sử dụng mô hình nền bán mặt phẳng

đàn hồi đƣợc khuyến cáo cho những trƣờng hợp

hầm xem nhƣ đặt sâu tức là có hình thành vòm

áp lực, trong các trƣờng hợp khác đất đá yếu

hay hầm đặt nông thì sử dụng mô hình hệ số nền

K. Theo [4] việc hình thành vòm áp lực không

chỉ phụ thuộc vào loại đất đá, mà còn phụ thuộc

nhiều vào chiều sâu đặt hầm, ngay cả khi đất đá

* Trường Cao đẳng Xây dựng Nam Định,

Quốc lộ 10, phường Lộc Vượng, TP Nam Định

DĐ: 0912 283 376 **

Học viện Kỹ thuật Quân sự,

100 Hoàng Quốc Việt, Cầu Giấy, Hà Nội,

DĐ: 0903 225 054

thuộc nhóm rất yếu (fKC < 0.8 hay RMR < 20),

nếu chiều sâu đặt hầm đủ lớn, vẫn có thể xem

nhƣ là đặt sâu. Để có thể đánh giá đƣợc các

phƣơng pháp thiết kế với các mô hình nền khác

nhau, bài báo này sẽ tập trung phân tích độ tin

cậy của kết cấu vỏ hầm phân tích theo hai mô

hình nền nêu trên và thực hiện một số lựa chọn

chiều dầy vỏ theo độ tin cậy.

2. MÔ HÌNH TÍNH

Khi sử dụng mô hình vành nền không có nền

trên nóc đòi hỏi sau khi bóc tách đất đá phải

chống đỡ ngay. Các giả thiết cơ bản cho các mô

hình thiết kế hầm trong đất đá cứng vừa và mềm

nhƣ sau:

a. Mô hình thiết kế đã xét mặt cắt ngang theo

sơ đồ biến dạng phẳng cho cả hầm và nền là đủ.

b. Chọn áp lực đất chủ động nhƣ ứng suất

ban đầu (do đá mềm) trong môi trƣờng không bị

xáo trộn, mặc dù vẫn cho rằng khoảng 1 năm

sau đất đá mới trở lại trạng thái ban đầu, ngoại

trừ phản lực do tác động tƣơng hỗ giữa nền và

kết cấu vỏ hầm.

c. Giữa vỏ hầm và đất đá tồn tại vùng liên kết

(bám dính) do biến dạng theo phƣơng pháp

tuyến và tiếp tuyến hay chỉ theo phƣơng pháp

tuyến. Giả thiết này cho phép mô hình tuân thủ

điều kiện cân bằng cũng nhƣ điều kiện tƣơng

thích trên biên giữa đất đá và vỏ.

d. Quan hệ về biến dạng giữa đất đá và vỏ


φ

π/2 hầm thể hiện qua phản lực, mô hình liên tục tự

động thỏa mãn điều kiện này.(Tại những vị trí

không có phản lực nền các liên kết sẽ không

xuất hiện).

e. Coi ứng xử của vật liệu vỏ hầm và nền là

đàn hồi, có thể xét tới đàn hồi phi tuyến hay

dẻo, trong những trƣờng hợp này cần phải áp

dụng các phân tích số.

Hình 1. Sơ đồ vành nền không có nền trên nóc

3. PHÂN TÍCH NỘI LỰC TRONG KẾT

CẤU VỎ HẦM

Tải trọng do áp lực đất đá [1] đƣợc tính

nhƣ sau:

d vq h và

1v

kp

ah

f

Trong đó:

d : là trọng lƣợng thể tích đất đá (T/m3)

hv : là chiều cao vòm áp lực (m)

a1 : là chiều rộng vòm áp lực (m)

fkp : là hệ số kiên cố.

Hai phƣơng pháp thƣờng đƣợc áp dụng cho

thiết kế [5], [6] là: xem nền đặc trƣng qua hệ số

nền K (nền biến dạng cục bộ Wincle) và nền

biến dạng toàn bộ (bán mặt phẳng hay bán

không biến dạng gian đàn hồi).

Mô hình nền thứ nhất: hệ số nền K (nền

biến dạng cục bộ Wincle).

Với kết cấu hình tròn [6] cho sơ đồ tính và hệ

cơ bản nhƣ sau:

Hình 2: Sơ đồ tính và Hệ cơ bản tính kết cấu

công trình ngầm nguyên khối hình tròn

theo mô hình nền thứ nhất.

Trong mô hình nền thứ nhất [1] phản lực nền

đƣợc tính nhƣ sau:

Trong khoảng:

4 2

aK K cos2

Trong khoảng:

2

2 2

a bK K sin K cos

Với áp lực đất đá thẳng đứng phân bố đều q

và trọng lƣợng bản thân kết cấu g cho trƣờng

hợp chiều dầy không đổi, nội lực tại góc φ bất

kỳ đƣợc tính nhƣ sau:

M = q.r.rn.[A.m + B + C.n.(1+m)] +

g.r2.(A1 + B1.n)

N = q. rn.[D.m + E + F.n.(1+m)] +

g.r.(C1 + D1.n)

(1)

Trong đó:

r: bán kính trục kết cấu;

rn: bán kính mép ngoài kết cấu;

r

rm n 2 (2)

bKr

En

n .r

J

06416,0

13

(3)

b : chiều rộng tính toán của vỏ;

K: hệ số nền;

Với góc φ nhất định có thể tra các hệ số

A,B,C,D,F và G theo bảng tính sẵn.

Kδa Kδa


Mô hình nền thứ hai: nền biến dạng toàn bộ

- bán mặt phẳng đàn hồi

Với kết cấu hình tròn [5], cho sơ đồ tính và

hệ cơ bản nhƣ sau:

Hình 3: Sơ đồ tính và Hệ cơ bản tính kết cấu

công trình ngầm nguyên khối hình tròn

theo mô hình nền thứ hai.

Nội lực đƣợc tính nhƣ sau:

Mô men:

M=Mq+Mg+Me (4)

Trong khoảng: 0 < φ < π

Mq = qr2/4(1-2sin

2φ);

Trong khoảng: 0 < φ < π/2

Mg= gr2

(3π/8- φsin φ-5cos φ /6)

Trong khoảng: π/2< φ < π

Mg= gr2

(πsinφ - φsin φ+ π cos2φ /2-5cos φ

/6-5 π /8)


Me= gr2/480(95- 240 cos

2φ +80 cos

4φ -16

cos6φ)

Lực dọc:

N=Nq+Ng+Ne (5)

Trong khoảng: 0 < φ < π Nq= qrsin2φ

Trong khoảng: 0 < φ < π/2

Ng= - grcosφ/6 +gr φsinφ

Trong khoảng: π/2< φ < π

Ng= gr(φsinφ-cosφ/6 – πcosφ (1-sin φ)


Ne = er/15(15 cos2φ -10cos

4φ +3cos

6φ)

4. THỰC HIỆN TÍNH TOÁN

a.Các số liệu đầu vào.

Bê tông mác 300 có cƣờng độ nén tính toán

13MPa; hệ số kiên cố của đất đá fkp = 2; trọng

lƣợng riêng của đất đá = 2,4T/m3; góc ma sát

trong của đất ϕ = 650, hệ số poiison µ = 0.2;

mô đun biến dạng của đất đá E0 = 30.000 T/m2;

chiều dày vỏ hầm h = 0,3m; chiều dầy tầng phủ

H = 15m; bán kính trong rtrong = 2,2m; bán

kính ngoài rngoài = 2.5m; Rtt=2,35m.

Bảng 1: Giá trị trung bình, độ lệch chuẩn của các biến ngẫu nhiên

TT Biến ngẫu nhiên cơ bản Đơn vị Giá trị

TB

Độ

lệch chuẩn Tên biến Ký hiệu

1 γd - Trọng lƣợng riêng của đất đá. X1 T/m3 2.4 0.03

2 φ - Góc ma sát trong của đất đá. X2 độ 65 0.2

3 fkp - Hệ số kiên cố của đất đá. X3 2 0.01

4 K - Hệ số kháng lực đàn hồi của đất đá. X4 T/m3 200 30

5 rn - Bán kính ngoài của kết cấu vỏ hầm. X5 m 2.5 0.03

6 h - Chiều dày vỏ hầm X6 m 0.3 0.02

7 a - Chiều dày lớp đệm (bảo vệ) X7 m 0.05 0.01

8 Ebt - Môđun đàn hồi của bê tông. X8 T/m2 2900000 5000

9 γbt - Trọng lƣợng riêng của bê tông. X9 T/m3 2.5 0.03

10 Rn - Cƣờng độ chịu nén tính toán của bê tông. X10 T/m2 1300 100

11 Ra - Cƣờng độ chịu kéo tính toán của cốt thép. X11 T/m2 28000 200

12 Fa - Diện tích cốt thép. X12 m2 0.0012064 0.00003

13 µ-Hệ số poiison của đất đá. X13 0.2 0.01

14 Eo- Môđun biến dạng củađất đá. X14 T/m2 30000 500


b. Kết quả tính toán

Bảng 2: Kết quả tính nội lực

Tiết

diện

Nội lực theo mô

hình bán mặt

phẳng

Nội lực theo

mô hình hệ số

nền K

M (T.m) N (T) M

(T.m) N (T)

φ = 0 0,49 7,74 6,1953 0,0473

φ = π/4 -0,39 10,45 0,1245 5,4040

φ = π/2 0,35 11,31 -1,3153 11,9821

φ = 3π/4 -0,65 13,82 -0,1566 10,5309

φ = π 0,87 13,61 6,6113 8,1483

Có thể thấy đƣợc sự khác nhau đáng kể về kết

quả tính toán cả mô men cũng nhƣ lực dọc trong

bảng và các biểu đồ nội lực kể trên. Việc kiểm

tra tiết diện đƣợc thực hiện tính toán cấu kiện bê

tông cốt thép theo trạng thái giới hạn thứ nhất

(trạng thái giới hạn về khả năng chịu lực). Để

đánh giá các kết quả tính toán dƣới đây sẽ thực

hiện tính toán độ tin cậy theo hai phƣơng pháp

tiền định với hai mô hình nền nêu trên.

Kết quả tính độ tin cậy.

Bảng 3: Kết quả tính độ tin cậy theo phƣơng pháp tích phân Monte Carlo hàm mật độ xác

suất đồng thời

Số lần thực hiện

n

Kết quả tính độ tin cậy Mô hình nền thứ nhất

Mô hình nền thứ hai

1000 0.9836 0.9689 10.000 0.9872 0.9692 100.000 0.9681 0.9086

Bảng 4: Kết quả tính độ tin cậy theo mô hình thứ nhất

Lời giải

Phƣơng pháp mức 2

Monte Carlo –

cách thứ nhất

Tích phân Monte Carlo hàm mật độ xác suất đồng

thời

β PS

Giá trị độ tin cậy

1.8954 0,9348 1 0.9681

Bảng 5: Kết quả tính độ tin cậy theo mô hình thứ hai

Lời giải

Phƣơng pháp mức 2

Monte Carlo –

cách thứ nhất

Tích phân Monte Carlo hàm mật độ xác suất đồng thời

β PS

Giá trị độ tin cậy

1.8954 0.9692 1 0.9086

Hình 4: Biểu đồ hàm mật độ phân phối xác suất của hai mô hình nền


Kết quả khảo sát độ tin cậy theo chiều dầy vỏ

hầm để lựa chọn chiều dầy vỏ hầm cần thiết. Số

lần thử nghiệm n=10000.

TT

Độ dầy

vỏ hầm

(m)

Theo

tiền

định

Chỉ số

độ tin

cậy β

Độ tin

cậy Ps

Ghi

chú

1 0.3 Đảm

bảo

1.8954 0.9872 (+)

2 0.275 Đảm

bảo

1.0490 0.8132 (+)

3 0.25 Đảm

bảo

0.1941 0.5304 (-)

4 0.2 Đảm

bảo

-1.5502 0.0104

Từ bảng số liệu có thể lựa chọn chiều dầy vỏ

hầm tùy thuộc độ tin cậy cho phép, kết quả cho

thấy giá trị d = 0,275m, là giá trị có thể xem là

phù hợp.

Hình 5: Biểu đồ quan hệ giữa các tham số tính

toán với chiều dầy vỏ hầm

5. KẾT LUẬN

- Có thể thể thấy rằng độ tin cậy tính theo mô

hình nền thứ nhất hệ số K cao hơn, điều đó phù

hợp với những nhận xét đã biết, cho rằng tính

theo mô hình này là thiên về an toàn hơn.

- Từ bảng tính lựa chọn chiều dầy vỏ hầm,

cho thấy cách lựa chọn vỏ hầm theo độ tin cậy

là đảm bảo độ chính xác cao hơn so với cách lựa

chọn truyền thống.

Kiến nghị: Nên nghiên cứu xây dựng

phƣơng pháp lựa chọn kích thƣớc vỏ hầm theo

hƣớng đề xuất trên.

Các trƣờng hợp khảo sát trên đây là những

trƣờng hợp đơn giản, cần thiết phải xây dựng lời

giải tổng quát hơn.


1. Đỗ Nhƣ Tráng (1997), Giáo trình công

trình ngầm, tập 2, NXB Quân đội nhân dân,

Hà Nội.

2. Nguyễn Quốc Bảo (2001), Độ tin cậy

công trình và kết cấu, NXB Quân đội nhân

dân, Hà Nội.

3. Lê Xuân Huỳnh (2006), Bài giảng lý

thuyết độ tin cậy và tu i thọ của công trình, Bài

giảng cho cao học ngành xây dựng, Trƣờng Đại

Học Xây Dựng.

4. The ART of Tunnelling/ Karoly Szechy /

Akademial Kiado Budapest/1966.

5. Дaвыдов С.С. Расчет и проектирование

подземных сооружений. М.Госстройиздат

1950.

6. Зурабов Г.Г. Бугаева О. Е.

Гидротехниеские туннели

Гидроэлетрических станций.

Госэнергоиздат. 1962.

Người phản biện: GS. TS NGUYỄN QUỐC BẢO


ĐÁNH GIÁ TRƯỢT LỞ TRÊN CƠ SỞ XÂY DỰNG BẢN ĐỒ ĐỘ NHẠY CẢM THEO XÁC SUẤT - TRƯỜNG HỢP XÃ

ĐỒNG BẢNG, HUYỆN MAI CHÂU - TỈNH HÕA BÌNH

MAI THÀNH TÂN*, NGÔ VĂN LIÊM, NGUYỄN VIỆT TIẾN,

ĐOÀN ANH TUẤN, NGUYỄN VĂN TẠO

Landslide assessment based on probabilistic susceptibility mapping -

case of dong bang commune, Mai Chau district, Hoa Binh province

Abstract: Landslides assessments in the area are based on the relationship

between landslide and its controlling factors (topographical slope, fault

density, lithological properties, stream density, weathering crust, slope

direction, and landuse) which are integrated into a map of susceptibilities.

The maps of controlling factor are represented by the classes with their

frequency ratio. Mapping landslide hazard is based on classifying

susceptibilities into five classes with area percentage as follows: very low

(27.2%), low (33.9%), moderate (26.3%), high (6.5%) and very high

hazard (0.9%). The validation showed that the assessment model fairly fit

the landslide situation in the area.

1. MỞ ĐẦU *

Trƣợt đất là dạng tai biến tƣơng đối phổ biến

ở Việt Nam, đặc biệt là ở khu vực Tây Bắc, nơi

có cấu trúc địa chất phức tạp, địa hình phân dị

mạnh, mƣa bão nhiều. Nghiên cứu trƣợt đất tại

khu vực này đã đƣợc nhiều ngƣời quan tâm:

Nguyễn Trọng Yêm và nnk (1998, 2006a,b);

Nguyễn Ngọc Thạch và nnk (2002); Trần Trọng

Huệ và nnk (2000, 2005); Saro Lee và Nguyễn

Tứ Dần (2005); Nguyễn Quốc Thành và nnk

(2006, 2007, 2008); Đinh Văn Toàn và nnk

(2006); Vũ Văn Chinh và nnk (2011); Trần Anh

Tuấn và Nguyễn Tứ Dần (2012) . . . Nghiên cứu

trƣợt đất theo hƣớng ứng dụng công nghệ viễn

thám và GIS cũng đã đƣợc nhiều công trình đề

cập đến: Dieu Tien Bui et al (2012); Trần Tân

Văn và nnk (2002); Nguyễn Ngọc Thạch và nnk

* Viện Địa chất, Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ

Việt Nam

Tel: 0912342465

Email: [email protected];

[email protected]

(2002); Saro Lee và Nguyễn Tứ Dần (2005);

Nguyễn Trọng Yêm và nnk (2006a,b); Nguyễn

Quốc Thành và nnk (2006); Trần Trọng Huệ và

nnk (2006); Nguyễn Xuân Huyên và nnk

(2010); Phạm Văn Hùng và nnk (2010); Trần

Anh Tuấn và Nguyễn Tứ Dần (2012),... Công cụ

GIS ở đây chủ yếu đƣợc sử dụng để đánh giá

quan hệ giữa các nhân tố với hiện tƣợng trƣợt

đất bằng cách xây dựng bản đồ nhân tố thành

phần theo các lớp khác nhau phù hợp với mức

độ ảnh hƣởng của nó đối với trƣợt đất. Các bản

đồ nhân tố đó đƣợc tích hợp có trọng số với

nhau để đƣa ra bản đồ về độ nhạy cảm trƣợt đất

hay nguy cơ trƣợt đất. Các nghiên cứu trƣớc đây

xác định trọng số các nhân tố gây trƣợt đất

thƣờng dựa vào kinh nghiệm của các chuyên gia

trong việc đánh giá cho điểm các nhân tố gây

trƣợt đất và sau đó sử dụng dụng phƣơng pháp

phân tích cấp bậc do Saaty (1994) đƣa ra để xây

dựng ma trận so sánh các cặp nhân tố và tính

trọng số. Trong bài viết này việc đánh giá quan

hệ giữa các lớp và tích hợp các thông tin đƣợc

mailto:[email protected]



dựa trên cơ sở phân tích xác suất, sử dụng

phƣơng pháp tỷ số tần suất (Frequency ratio).

Cách làm nhƣ vậy ít nhiều cũng mang tính

khách quan hơn. Khu vực xã Đồng Bảng, huyên

Mai Châu, tỉnh Hòa Bình đƣợc chọn để đánh giá

trong nghiên cứu này.

2. ĐẶC ĐIỂM KHU VỰC NGHIÊN CỨU

Xã Đồng Bảng thuộc huyện Mai Châu - tỉnh

Hòa Bình là một xã miền núi với hơn 1400 dân,

nằm cách trung tâm huyện lỵ khoảng 8 km về

phía Bắc. Xã có diện tích gần 2.900 ha với hình

dạng kéo dài theo hƣớng Đông - Tây dọc theo

trục quốc lộ 6 khoảng 9 km, hƣớng Bắc - Nam

hẹp khoảng 4 km (Hình 1).

Hình 1. Khu vực nghiên cứu và vị trí các điểm

trượt đất

Khí hậu khu vực chịu ảnh hƣởng rõ rệt của

chế độ gió mùa Tây Bắc, mang sắc thái riêng

của khí hậu nhiệt đới núi cao, nhiệt độ trung

bình năm vào khoảng 23°C, lƣợng mƣa hàng

năm đạt 1833 mm, độ ẩm trung bình năm đạt

82%. Khí hậu khu vực này có hai mùa rõ rệt.

Mùa mƣa kéo dài từ tháng 5 đến tháng 10,

lƣợng mƣa tập trung nhiều nhất từ tháng 7 đến

tháng 9, bình quân có 122 ngày mƣa/năm, cao

nhất là 146 ngày, chịu ảnh hƣởng nhiều của bão

lốc và gió Lào. Trong mùa mƣa có gió nam luôn

bổ sung độ ẩm và hơi nƣớc, cƣờng độ gió tƣơng

đối mạnh. Mùa khô kéo dài từ tháng 11 năm

trƣớc đến tháng 4 năm sau với khí hậu khô

hanh, độ ẩm xuống thấp, có ngày có sƣơng

muối, sƣơng mù và mƣa phùn giá rét, hƣớng gió

thịnh hành là gió mùa đông bắc.

Địa hình miền núi nằm trên dải độ cao từ

260m đến gần 1300m, độ cao tính trung bình

cho toàn xã khoảng 600m. Địa hình có dạng

vòng cung phân bậc, ở phần phía Nam và Đông

là các núi cao, là các đƣờng phân thủy giữa hệ

thống sông Đà và sông Mã; địa hình thấp dần

vào trung tâm và lên phía Bắc. Phần phía Nam

của xã thuộc dải núi Pốc ranh giới giữa xã Đồng

Bảng ở phía Bắc và xã Nà Mèo ở phía Nam.

Dãy núi này có độ cao trên dƣới 1000m với

nhiều đỉnh lên tới 1100 - 1200m, sƣờn rất dốc,

thƣờng trong khoảng 30 - 40° thậm chí trên 40°.

Phần phía Đông của xã là khối núi có độ cao

trung bình 700 - 800m với những đỉnh có thể

lên tới trên dƣới 900m. Nét đặc trƣng của vùng

núi cao phần phía Nam và Đông xã Đồng Bảng

là hầu nhƣ không có dòng chảy bề mặt do đá

gốc là đá vôi phát triển hiện tƣợng kast ngầm,

tạo ra hệ thống dòng chảy ngầm. Hai núi trên

đƣợc phân tách bởi thung lũng suối thuộc hệ

thống sông Mã, đƣợc lấp đầy bởi các trầm tích

bở rời Đệ tứ nguồn gốc sông lũ, địa hình tƣơng

đối bằng phẳng. Trái với vùng núi cao kể trên,

phần phía Bắc của xã Đồng Bảng cao khoảng

260 - 600m có hệ thống dòng chảy bề mặt tƣơng

đối phát triến do thành phần đá gốc chủ yếu là

đá lục nguyên. Địa hình có dạng lòng nghiêng

từ ba phía Tây, Nam và Đông vào trung tâm và

dồn ra phía Bắc khiến cho các dòng chảy cũng

đƣợc dồn lại và đổ ra sông Đà ở phía Bắc.

Về mặt địa chất, khu vực nghiên cứu có mặt

chủ yếu là các đá trầm tích và trầm tích bở rời

Đệ tứ có tuổi từ Trias sớm đến nay thuộc các

phân vị địa tầng: hệ tầng Cò Nòi tuổi Trias sớm,

hệ tầng Đồng Giao tuổi Trias giữa, hệ tầng

Mƣờng Trai tuổi Trias giữa, hệ tầng Yên Châu

tuổi Kreta và các trầm tích bở rời tuổi Đệ tứ.

Đứt gãy lớn nhất chạy qua khu vực là đứt gãy

sông Đà có phƣơng Tây Bắc - Đông Nam


chuyển sang á vỹ tuyến với đới phá hủy rộng

200 - 300m; trong giai đoạn hiện đại ở khu vực

nghiên cứu, đới đứt gãy này có cơ chế dịch trƣợt

bằng phải, có khả năng phát sinh động đất,

nhƣng Ms không cao. Ngoài ra, trong khu vực

còn có các đứt gãy nhỏ hơn, cấp V và VI,

phƣơng Đông Bắc - Tây Nam, Tây Bắc - Đông

Nam và á kinh tuyến với bề rộng đới phá hủy

không lớn.

Kinh tế của xã hiện tại và trong tƣơng lai

phát triển chủ yếu theo hƣớng lâm nghiệp và

nông nghiệp. Phần lớn quỹ đất ở đây đƣợc dành

cho phát triển lâm nghiệp - 92,8% và nông

nghiệp -4,5 %. Phần đất còn lại 2,7% là đất để

ở, công trình công cộng và các cơ sở kinh doanh

hoặc sản xuất phi nông nghiệp.

Cơ sở hạ tầng ở Đồng Bảng đã đƣợc đầu tƣ

xây dựng ở mức cơ bản cho các công trình công

cộng: ủy ban, trƣờng học, trạm y tế... Đáng chú

ý, trên địa bàn khu vực có tuyến quốc lộ 6, dài

khoảng 9km là tuyến đƣờng có ý nghĩa quốc gia

nối thủ đô Hà Nội với các tỉnh Tây Bắc. Ngoài

ra trên địa bàn xã còn có tuyến đƣờng Đồng

Bảng đi Phúc Sạn, Sơn La và hệ thống đƣờng

giao thông nông thôn với tổng chiều dài 5,5km.

Xã cũng đã có hệ thống kênh mƣơng thủy lợi

nhằm đảm bảo việc tƣới tiêu phục vụ sản xuất.

Các công trình đƣờng xá, kênh mƣơng, đặc biệt

là tuyến quốc lộ 6 đã và đang đƣợc đầu tƣ cải

tạo nâng cấp đảm bảo chất lƣợng phục vụ ngày

càng tốt hơn. Cùng với sự đầu tƣ nâng cấp trên,

sự phát triển dân số, nhu cầu phát triển kinh tế,

đòi hỏi phải xây dựng ngày càng nhiều các công

trình dân sinh (nhà cửa, cơ sở sản xuất, chế

biến, kinh doanh, dịch vụ) sẽ tạo nên những áp

lực ngày càng tăng đối với môi trƣờng khu vực

và ảnh hƣởng tới tai biến địa chất nói chung và

trƣợt lở đất nói riêng.

3. TÀI LIỆU VÀ PHƢƠNG PHÁP PHÂN TÍCH

Đánh giá trƣợt đất cho khu vực đƣợc dựa trên

cơ sở bản đồ về mức độ nhạy cảm trƣợt đất. Lập

bản đồ này đƣợc tiến hành theo giả thuyết là các

vụ trƣợt trong tƣơng lai sẽ xảy ra trong các điều

kiện giống nhƣ loại đã quan sát đƣợc trong quá

khứ (Guzzetti et al., 1999). Mức độ nhạy cảm

trƣợt đất đƣợc đánh giá định lƣợng thông qua

tích hợp mức độ nhạy cảm của các nhân tố

thành phần thể hiện thông qua tỷ số tần suất.

Trong các mô hình theo xác suất, phƣơng pháp

tỷ số tần suất (Frequency ratio) là cách tiếp cận

rất cơ bản, đƣợc dựa trên cơ sở phân tích quan

hệ giữa phân bố trƣợt đất và từng nhân tố gây

trƣợt đất nhằm tìm ra mối tƣơng quan giữa các

vị trí trƣợt lở với các nhân tố này trong phạm vi

khu vực nghiên cứu. Tỷ số tần suất là tỷ số của

diện tích có trƣợt đất xảy ra trong toàn bộ diện

tích nghiên cứu và cũng là tỷ số giữa xác suất

xảy ra trƣợt đất và không trƣợt đất (Bonham-

Carter, 1994; Lee và nnk, 2005). Theo xác định

nhƣ vậy, giá trị 1 là giá trị trung bình, nếu giá trị

lớn hơn 1 thì có tƣơng quan cao và giá trị nhỏ

hơn 1 thì có tƣơng quan thấp.

Bản đồ nhân tố thành phần gây ra trƣợt đất

đƣợc thể hiện với các lớp khác nhau. Để xác

định tỷ số tần suất trong từng lớp, trƣớc tiên cần

xác định tỷ lệ phần trăm số điểm trƣợt đất của

lớp đó trong tổng số điểm trƣợt đất toàn vùng

nghiên cứu và xác định tỷ lệ phần trăm diện tích

lớp so với tổng diện tích toàn vùng. Từ đó, tỷ số

tần suất đƣợc xác định bằng tỷ số giữa hai tỷ lệ

phần trăm nêu trên. Cuối cùng độ nhạy cảm

trƣợt đất đƣợc xác định theo công thức:

FRLSI

(1)

Trong đó: LSI – chỉ số độ nhạy cảm trƣợt

đất; FR – Tỷ số tần suất

Thực chất đây là công việc chồng chập các

bản đồ nhân tố thành phần gây ra trƣợt đất có

các giá trị số thể hiện tỷ số tần suất. Theo

Schuster (1996), có thể chọn ra trong số ít nhất

là 20 nhân tố để nghiên cứu trƣợt đất tùy theo

quy mô mức độ công trình.

Nghiên cứu phân tích ảnh viễn thám và khảo

sát thực địa cho thấy trong khu vực nghiên có

36 điểm trƣợt đất. Kết quả phân tích cũng cho


thấy, trƣợt đất có liên quan mật thiết với các yếu

tố địa chất, địa mạo, khí tƣợng - thủy văn và

nhân sinh. Từ kết quả khảo sát thực địa và tham

khảo các tài liệu khác, 7 nhân tố chính đƣợc

chọn ra để đánh giá xây dựng bản đồ nhạy cảm

trƣợt đất: độ dốc, mật độ khe nứt, thạch học,

mật độ sông suối, vỏ phong hóa, hƣớng sƣờn và

sử dụng đất. Các nhân tố này đƣợc thể hiện dƣới

dạng bản đồ đƣợc xây dựng từ những cơ sở dữ

liệu sau:

Bản đồ hiện trạng trƣợt lở. Bản đồ này đƣợc

xây dựng từ kết quả khảo sát thực địa kết hợp

phân tích ảnh viễn thám và kế thừa các tài liệu

đã nghiên cứu trƣớc đây.

Bản đồ địa hình tỷ lệ 1:10.000. Đây là bản đồ

quan trọng để xây dựng mô hình số hóa độ cao

(DEM) và từ đó có đƣợc các bản đồ độ dốc,

hƣớng sƣờn, mật độ sông suối.

Bản đồ địa chất tỷ lệ 1:50.000 thuộc nhóm tờ

Hòa Bình - Suối Rút do Cục địa chất Việt Nam

xuất bản. Bản đồ này là cơ sở để xây dựng các

bản đồ thạch học, bản đồ mật độ khe nứt.

Bản đồ vỏ phong hóa đƣợc thành lập kèm

theo bản đồ địa chất trong đo vẽ nhóm tờ địa

chất nhóm tờ Hòa Binh - Suối Rút. Bản đồ này

đƣợc sử dụng ở mức độ chi tiết hơn nhờ các tài

liệu nghiên cứu, khảo sát thực địa bổ sung, tài

liệu khoan và tài liệu đo vẽ địa vật lý.

Bản đồ hiện trạng sử dụng đất năm 2010.

Bản đồ này đƣợc sử dụng có bổ sung chi tiết và

cập nhật những thay đổi theo các tài liệu thực

địa và phân tích ảnh viễn thám.

Các bản đồ nhân tố thành phần gây trƣợt đất

trong khu vực nghiên cứu đƣợc thành lập ở tỷ lệ

1:10.000 và để phục vụ cho việc tích hợp xây

dựng bản đồ độ nhạy cảm trƣợt đất, chúng đƣợc

raster hóa với kích thƣớc pixel cỡ 5m x 5m.

4. ĐÁNH GIÁ QUAN HỆ CỦA CÁC

NHÂN TỐ GÂY TRƢỢT VỚI TRƢỢT ĐẤT

Quan hệ đơn lẻ của từng nhân tố gây trƣợt

đất đối với trƣợt đất đƣợc đánh giá thông qua

quan hệ giữa số lƣợng trƣợt đất, diện tích và tỷ

số tần suất trên bản đồ nhân tố đã đƣợc phân

thành các lớp khác nhau (Bảng 1).

4.1. Quan hệ giữa độ dốc địa hình với

trƣợt đất

Bản đồ độ dốc địa hình đƣợc nội suy từ bản

đồ DEM, xây dựng trên cơ sở bản đồ địa hình tỷ

lệ 1:10.000. Độ dốc địa hình khu vực dao động

trong dải từ 0° đến 83°; Bản đồ này chia thành

6 lớp: < 5°; 5° - 15°; 15° - 25°; 25° - 35°; 35° -

45°; và >45°. Phần lớn diện tích khu vực

nghiên cứu có độ dốc trong khoảng 25° - 45°,

song trƣợt đất lại xảy ra nhiều nhất ở trong

khoảng độ dốc 15° - 45°. Khu vực đất tƣơng

đối bằng phẳng (dốc <5°) và những nơi đất quá

dốc (>45o) hầu nhƣ không quan sát thấy hiện

tƣợng này. Xét theo tỷ số tần suất, thể hiện

mức độ nguy cơ trƣợt theo độ dốc, tần suất

trong khoảng tăng dần theo độ dốc cho đến

khoảng 45°, song mức độ tăng không lớn. Tỷ

số tần suất ở các cấp 25° - 35° và 35° - 45° đều

cao hơn 1, thể hiện mối tƣơng quan với trƣợt

đất cao hơn mức trung bình.

Bảng 1. Thống kê trƣợt đất trong các lớp các nhân tố gây trƣợt đất

TT Lớp Diện tích

(m2)

% diện

tích

Số điểm

trƣợt

% điểm

trƣợt

Tỷ số tần

suất

Độ dốc (°)

1 < 5 551133,76 1,97 0 0,00 0,00

2 5 - 15 2239215,80 8,02 2 5,56 0,69

3 15 - 25 4671735,37 16,74 6 16,67 1,00

4 25 - 35 8723287,19 31,26 14 38,89 1,24

5 35 - 45 7808384,10 27,98 14 38,89 1,39

6 > 45 3915147,48 14,03 0 0,00 0,00



(m2)

% diện

tích

Số điểm

trƣợt

% điểm

trƣợt

Tỷ số tần

suất

Mật độ khe nứt (km/km2)

1 0 - 2,1 6926003,32 24,82 0 0,00 0,00

2 2,1 - 4,2 6576402,44 23,56 2 5,56 0,24

3 4,2 - 6,3 7801312,82 27,95 11 30,56 1,09

4 6,3 - 8,4 5299291,05 18,99 21 58,33 3,07

5 8,4 - 10,398 1305894,07 4,68 2 5,56 1,19

Thạch học

1 Trầm tích bở rời: cuội, sỏi , cát, bột, sét 524719,06 1,88 0 0,00 0,00

2

Cuội dăm kết, cuội kết, sạn kết, cát kết hạt

thô hệ tầng Yên Châu 893331,16 3,20 2 5,56 1,74

3 Cát kết, bột kết, phiến sét hệ tầng Mƣờng Trai 3902938,81 13,98 3 8,33 0,60

4

Đá vôi xen ít đá vôi sét phụ hệ tầng Đồng

Giao trên 2423172,53 8,68 0 0,00 0,00

5

Đá vôi xen lớp vôi sét, bột kết vôi phụ hệ

tầng Đồng Giao giữa 5951508,32 21,32 1 2,78 0,13

6

Đá vôi, sét vôi, phiến sét, bột kết phụ hệ tầng

Đồng Giao dƣới 6704791,65 24,02 5 13,89 0,58

7

Bột kết, phiến sét vôi, đá vôi, ít cát kết phụ

hệ tầng Cò Nòi trên 4697863,72 16,83 17 47,22 2,81

8

Cát kết, bột kết, phiến sét, cát kết tuf, bột kết

tuf, phụ hệ tầng Cò Nòi giữa. 2810578,44 10,07 8 22,22 2,21

Vỏ phong hóa

1 Đá gốc 3110231,30 11,14 1 2,78 0,25

2 Vỏ phong hóa dày dƣới 5m 3021879,27 10,83 1 2,78 0,26

3 Vỏ phong hóa dày 5m - 10m 4773105,17 17,10 9 25,00 1,46

4 Vỏ phong hóa dày 10m - 15m 10866311,48 38,93 14 38,89 1,00

5 Vỏ phong hóa dày trên 15m 5612657,42 20,11 11 30,56 1,52

6 Trầm tích Đệ tứ 524719,06 1,88 0 0,00 0,00

Mật độ sông suối (km/km2)

1 0 - 0.50 14140320,86 50,67 5 13,89 0,27

2 0.50 - 1.35 4875002,52 17,47 14 38,89 2,23

3 1.35 - 2.20 3661494,24 13,12 6 16,67 1,27

4 2.20 - 3.08 2888713,25 10,35 5 13,89 1,34

5 3.08 - 4.52 2343372,84 8,40 6 16,67 1,98

Hƣớng sƣờn

1 Vô hƣớng 9249,01 0,03 0 0,00 0,00

2 Bắc 5391348,56 19,32 10 27,78 1,44

3 Đông Bắc 4677567,53 16,76 9 25,00 1,49

4 Đông 2747419,25 9,84 4 11,11 1,13

5 Đông Nam 2679659,83 9,60 2 5,56 0,58



(m2)

% diện

tích

Số điểm

trƣợt

% điểm

trƣợt

Tỷ số tần

suất

6 Nam 2577332,09 9,23 1 2,78 0,30

7 Tây Nam 2530482,68 9,07 3 8,33 0,92

8 Tây 3152913,23 11,30 4 11,11 0,98

9 Tây Bắc 4142931,53 14,84 3 8,33 0,56

Sử dụng đất

1 Đất nông nghiệp 1251548,15 4,48 2 5,56 1,24

2 Đất lâm nghiệp 25909820,38 92,84 29 80,56 0,87

3 Đất ở và đất chuyên dụng 747535,17 2,68 5 13,89 5,19

4.2. Quan hệ giữa mật độ khe nứt và

trƣợt đất

Các đứt gãy và khe nứt kiến tạo trong khu

vực nghiên cứu đƣợc xác định theo tài liệu địa

chất, ảnh vệ tinh ảnh máy bay và bản đồ DEM.

Đứt gãy lớn nhất đi qua khu vực nghiên cứu là

đứt gãy cấp II sông Đà có phƣơng Tây Bắc -

Đông Nam chuyển sang á vỹ tuyến với đới phá

hủy rộng 200 - 300m. Ngoài ra, trong khu vực

còn có các đứt gãy nhỏ hơn, cấp V và VI,

phƣơng Đông Bắc - Tây Nam, Tây Bắc - Đông

Nam và á kinh tuyến với bề rộng đới phá hủy

không lớn. Bản đồ mật độ khe nứt phản ánh

mức độ dập vỡ vỏ trái đất dƣới dạng trƣờng mật

độ đƣợc xây dựng dựa trên hệ thống đứt gãy,

khe nứt kiến tạo đƣợc xác định trong khu vực.

Kết quả cho thấy khu vực có mật độ khe nứt có

giá trị cực đại đạt 10,4 km/km2. Để đánh giá

quan hệ giữa mật độ khe nứt và trƣợt đất, bản đồ

mật độ khe nứt thể hiện 5 lớp: < 2,1; 2,1 - 4,2;

4,2 - 6,3; 6,3 - 8,4 và > 8,4 km/km2. Ba lớp đầu

có diện tích lớn nhất và gần tƣơng đƣơng nhau,

lớp thứ tƣ có diện tích giảm hơn một chút và lớp

cuối cùng có mật độ khe nứt cao nhất song

chiếm tỷ lệ diện tích rất nhỏ, khoảng 4,7% diện

tích khu vực. Xét về hoạt động, trƣợt đất chƣa

thấy xảy ra khi mật độ khe nứt dƣới 2,1

km/km2, tỷ số tần suất tăng dần theo mật độ khe

nứt và đạt giá trị cao nhất là 3,07 ứng với mật

độ khe nứt trong khoảng 6,3 - 8,4 km/km2. Mật

độ khe nứt trên 8,4 km/km2 thì tỷ số tần suất lại

giảm đi.

4.3. Quan hệ giữa thạch học và trƣợt đất

Theo tài liệu địa chất, khu vực nghiên cứu có

mặt đá trầm tích lục nguyên, cacbonat và trầm

tích bở rời thuộc 5 phân vị địa tầng có tuổi từ

Trias đến Đệ tứ. Dựa theo tính chất thạch học,

chúng có thể chia thành 8 lớp đất đá khác nhau:

Trầm tích bở rời: cuội, sỏi , cát, bột, sét

Cuội dăm kết, cuội kết, sạn kết, cát kết hạt

thô hệ tầng Yên Châu

Cát kết, bột kết, phiến sét hệ tầng Mƣờng Trai

Đá vôi xen ít đá vôi sét phụ hệ tầng Đồng

Giao trên

Đá vôi xen lớp vôi sét, bột kết vôi phụ hệ

tầng Đồng Giao giữa

Đá vôi, sét vôi, phiến sét, bột kết phụ hệ tầng

Đồng Giao dƣới

Bột kết, phiến sét vôi, đá vôi, ít cát kết phụ

hệ tầng Cò Nòi trên

Cát kết, bột kết, phiến sét, cát kết tuf, bột kết

tuf, phụ hệ tầng Cò Nòi giữa.

Trong số 8 lớp kể trên, lớp đá vôi, sét vôi,

phiến sét, bột kết thuộc phụ hệ tầng Đồng Giao

dƣới chiếm diện tích lớn nhất (24%), lớp trầm

tích bở rời Đệ tứ chiếm diện tích nhỏ nhất

(1,9%) (Bảng 1). Xét về độ hoạt động, nguy cơ

trƣợt đất cao nhất rơi vào các lớp đất đá thuộc

hệ tầng Cò Nòi với tỷ số tần suất hơn 2,2. Trƣợt

đất chƣa thấy xảy ra ở lớp trầm tích Đệ tứ và

lớp đá vôi xen ít đá vôi sét.

4.4. Quan hệ giữa vỏ phong hóa và trƣợt đất

Bản đồ vỏ phong hóa khu vực đƣợc biên

chỉnh trên cơ sở các bản đồ vỏ phong hoá ở tỉ lệ


nhỏ hơn (1:200.000 và 1:50.000) kết hợp với

các tài liệu khảo sát thực địa, tài liệu khoan, tài

liệu đo địa vật lý và các tài liệu địa chất liên

quan. Trên bản đồ vỏ phong hóa của khu vực

thể hiện: đá gốc, trầm tích Đệ tứ, các vỏ phong

hóa phân chia theo thành phần hóa học với các

tổ hợp khoáng vật sét đặc trƣng nhƣ sialit

(kaolinit-hydromica-thạch anh, kaolinit-

hydromica), sialferit (hydromica, monmorilonit-

kaonit) với chiều dày vỏ phong hóa khác nhau.

Do kiểu vỏ phong hóa có quan hệ khá chặt chẽ

với thành phần đá gốc, phân chia kiểu vỏ phong

hóa khá giống với phân chia trong thành lập bản

đồ thạch học, nên đặc điểm này không đƣợc sử

dụng để đánh giá quan hệ với trƣợt đất. Trên

thực tế chiều dày vỏ phong hóa là yếu tố rất

quan trọng trong việc hình thành và phát triển

trƣợt đất. Chính vì vậy chỉ tiêu này đƣợc lựa

chọn để xem xét quan hệ giữa vỏ phong hóa và

trƣợt đất với 6 lớp thông tin nhƣ sau:

Đá gốc (vỏ phong hóa dày 0m)

Vỏ phong hóa dày dƣới 5m

Vỏ phong hóa dày 5m - 10m

Vỏ phong hóa dày 10m - 15m

Vỏ phong hóa dày trên 15m

Trầm tích Đệ tứ (khu vực tích tụ trầm tích

phủ lên đá gốc, không có sản phẩm phong hóa)

Về mặt diện tích, vỏ phong hóa dày 10 - 15m

có diện tích lớn nhất chiếm gần 39% diện tích

khu vực nghiên cứu; tiếp đến là vỏ phong hóa

có bề dày trên 15m với hơn 20%. Trầm tích Đệ

tứ chiếm tỷ lệ rất ít (1,9%) và cũng không có

trƣợt đất ở đây. Khả năng trƣợt đất đối với vỏ

phong hóa dày trên 5m là cao hơn so với mức

trung bình thể hiện bằng tỷ số tần suất lớn hơn

1. Trƣợt đất có nguy cơ xảy ra cao nhất ở lớp vỏ

phong hóa dày trên 15m, kế đó là lớp 5 - 10m.

Đá gốc và vỏ phong hóa có bề dày dƣới 5m ít có

khả năng trƣợt đất xảy ra.

4.5. Quan hệ giữa mật độ sông suối và

trƣợt đất

Thực tế khảo sát trong khu vực nghiên cứu

cho thấy có nhiều điểm trƣợt đất xảy ra do tác

động đào khoét chân sƣờn bởi hoạt động của

dòng chảy bề mặt. Vai trò của hoạt động dòng

chảy bề mặt có thể thể hiện thông qua mật độ

sông suối, nơi nào có mật độ sông suối cao thì

ảnh hƣởng của hệ thống dòng chảy lớn và

ngƣợc lại. Bản đồ mật độ sông suối đƣợc thành

lập từ các thông tin về mạng sông suối thể hiện

trên bản đồ địa hình 1:10.000 của khu vực

nghiên cứu. Mật độ sông suối trong khu vực có

giá trị từ 0 km/km2 đến 4,52 km/km

2 đƣợc chia

thành 5 lớp để đánh giá quan hệ của nó với trƣợt

đất (Bảng 1). Kết quả cho thấy trƣợt đất ít xảy

ra khi mật độ sông suối dƣới 0,5 km/km2. Các

khu vực có mật độ sông suối khác, đều có mối

tƣơng quan với trƣợt đất cao hơn mức trung

bình, tỷ số tần suất trên 1. Ngoại trừ cấp mật độ

sông suối 0,5 - 1,35 km/km2 có tỷ suất cao bất

thƣờng và đạt tới mức cực đại. Nhìn chung tỷ số

tần suất có xu thế tăng nhẹ theo chiều tăng của

mật độ sông suối phản ánh mức nguy cơ trƣợt

đất tăng theo hƣớng này.

4.6. Quan hệ giữa hƣớng sƣờn với trƣợt đất

Bản đồ hƣớng sƣờn đƣợc nội suy từ bản đồ

DEM, xây dựng trên cơ sở bản đồ địa hình tỷ lệ

1:10.000 thể hiện 9 lớp trong đó có 8 lớp đặc

trƣng cho 8 hƣớng và một lớp thể hiện sƣờn

phẳng, không đổ về hƣớng nào. Kết quả thống

kê thể hiện hiển nhiên khu vực vô hƣớng không

thể xảy trƣợt đất. Điều đáng chú ý là các hƣớng

Bắc, Đông và đặc biệt là Đông Bắc có tỷ số tần

suất cao thể hiện có mối tƣơng quan cao đối với

trƣợt đất. Nguy cơ trƣợt đất cao ở đây có thể

liên quan tới hoạt động của gió Đông Bắc đem

mƣa ẩm tới. Các hƣớng khác đều có tỷ số tần

suất dƣới 1, thể hiện mối tƣơng quan với trƣợt

đất thấp hơn so với mức trung bình.

4.7. Quan hệ giữa sử dụng đất và trƣợt đất

Để đánh giá vai trò của việc sử dụng đất đối

với hoạt động trƣợt đất trong khu vực, bản đồ sử

dụng đất đƣợc xây dựng trên cơ sở bản đồ sử

dụng đất đã thu thập đƣợc ở địa phƣơng và tƣ

liệu viễn thám. Khu vực nghiên cứu có 16 loại

hình chính song để phục vụ cho việc đánh giá


quan hệ giữa sử dụng đất và trƣợt đất, thể hiện

vai trò nhân sinh đối với trƣợt đất, chúng đƣợc

nhóm thành 3 nhóm chính theo mức độ tác động

của con ngƣời vào tự nhiên:

Đất lâm nghiệp: đất có rừng tự nhiên sản

xuất, đất có rừng trồng sản xuất, đất trồng rừng

sản xuất, đất trồng rừng phòng hộ, đất có rừng

tự nhiên phòng hộ. Mức độ tác động của con

ngƣời vào tự nhiên ở đây ít nhất.

Đất nông nghiệp: đất chuyên trồng lúa nƣớc,

đất trồng lúa nƣớc còn lại, đất nƣơng rẫy trồng cây

hàng năm khác và đất trồng cây lâu năm khác.

Mức độ tác động của con ngƣời vào tự nhiên cao

hơn so với tác động vào đất lâm nghiệp.

Đất ở và chuyên dụng bao gồm đất ở nông

thôn, đất cơ sở sản xuất, kinh doanh, y tế, đào

tạo, thể dục thể thao, nghĩa địa. . . Mức độ tác

động của con ngƣời vào tự nhiên ở đây rất lớn.

Đất lâm nghiệp hầu nhƣ chiếm gần hết khu

vực nghiên cứu (92,8%), đất nông nghiệp chiếm

tỉ lệ nhỏ (4,5%) và đặc biệt là đất ở và chuyên

dùng chiếm tỷ lệ rất nhỏ (2,7%). Kết quả thống

kê cho thấy hoạt động trƣợt đất ở đây có xu thế

tăng theo mức độn tác động của con ngƣời vào

tự nhiên. Đối với đất lâm nghiệp, mức độ tác

động thấp, khả năng trƣợt đất ít xảy ra, mối

tƣơng quan với trƣợt đất thấp hơn mức trung

bình, thể hiện hệ số tần suất nhỏ hơn 1. Mức độ

tác động cao hơn một chút là đất nông nghiệp,

tỷ số tần suất đã lớn hơn 1 thể hiện mối tƣơng

quan với trƣợt đất cao hơn mức trung bình. Ở

khu vực có mức độ tác động mạnh của con

ngƣời nhƣ lớp đất ở và đất chuyên dụng, nguy

cơ trƣợt đất xảy ra cao thể hiện bằng tỷ số tần

suất cao hơn các đối tƣợng còn lại tới 4 - 6 lần.

5. ĐÁNH GIÁ NGUY CƠ TRƢỢT ĐẤT

Đánh giá nguy cơ trƣợt đất cho khu vực dựa

trên cơ sở chỉ số nhạy cảm trƣợt đất xác định

bằng cách tổng hợp các tỷ số tần suất công thức

(1). Đây là công việc chồng chập 7 bản đồ tỷ số

tần suất của 7 thành phần gây trƣợt đất nhƣ đã

đề cập ở trên: độ dốc, mật độ khe nứt, thạch

học, mật độ sông suối, vỏ phong hóa, hƣớng

sƣờn và sử dụng đất.

Kết quả tích hợp các bản đồ trên cho ra bản

đồ nhạy nhạy cảm trƣợt đất có giá trị đặc trƣng

nhƣ sau:

Min: 1,69 Max: 17,70

Trung bình: 6,98 Độ lệch chuẩn: 2,8.

Bản đồ nguy cơ trƣợt đất đƣợc thành lập trên

cơ sơ phân chia các giá trị trên thành 5 lớp theo

khoảng cách đều nhƣ sau (Hình 2):

1,69 - 4,89: Nguy cơ trƣợt đất rất thấp

4,90 - 8,09: Nguy cơ trƣợt đất thấp

8,10 - 11,30: Nguy cơ trƣợt đất trung bình

11,31 - 14,50: Nguy cơ trƣợt đất cao

14,51 - 17,70: Nguy cơ trƣợt đất rất cao

Hình 2. Bản đồ nguy cơ trượt đất khu vực

Đồng Bảng - Mai Châu - Hòa Bình

Khu vực có nguy cơ trƣợt đất rất thấp chiếm

diện tích khá lớn trong khu vực nghiên cứu

(27,2%), phân bố chủ yếu ở vùng núi cao của xã

phía Nam và phía Đông của xã. Đây là khu vực

tuy có độ dốc lớn 25° - 45° song thạch học chủ

yếu là đá vôi thuộc hệ tầng Đồng Giao, mật độ

khe nứt thấp dƣới 4,2 km/km2, mật độ sông suối

thấp với giá trị dƣới 0,5 km/km2, đất chủ yếu là

đất rừng.

Khu vực có nguy cơ trƣợt đất thấp chiếm

diện tích lớn nhất trong vùng nghiên cứu (39,1

%). Diện phân bố chủ yếu ở nửa phía Bắc và

Tây Bắc của xã. Khu vực cũng có độ dốc tƣơng


đối cao, 25° - 45°; các đá vôi xen vôi sét, phiến

sét,, bột kết thuộc hệ tầng Đồng Giao, phụ hệ

tầng dƣới và giữa chiếm diện tích ƣu thế; vỏ

phong hóa có bề dày trung bình từ 5 - 15m; mật

độ khe nứt thuộc loại thấp và trung bình, 2,1 - 6,3

km/km2; sông suối có mật độ chủ yếu dƣới 1,35

km/km2; sử dụng đất so với khu vực có ngy cơ

trƣơt đất rất thấp, có sự giảm đi về đất rừng và

tăng lên về đất nông nghiệp tuy không đáng kể.

Khu vực có nguy cơ trƣợt đất trung bình

chiếm 26,3% diện tích, phân bố ở phần trung

tâm. Đây là khu vực có thành phần thạch học

chiếm ƣu thế là bột kết, phiến sét vôi, đá vôi

thuộc phụ hệ tầng Cò Nòi trên chiếm ƣu thế.

Mật độ khe nứt chủ yếu trong khoảng 4,2 - 8,4

km/km2, vỏ phong hóa dày trên 10m, sử dụng

đất có diện tích dần giảm đi, diện tích đất nông

nghiệp tăng lên và bắt đầu có loại hình đất ở và

đất chuyên dụng thể hiện sự tác động mạnh của

cong ngƣời vào tự nhiên.

Khu vực có nguy cơ trƣợt đất cao phân bố rải

rác ở phần trung tâm xã, trong phạm vị phân bố

của lớp nguy cơ trƣợt đất trung bình. Diên tích

lớp này chiếm khoảng 6,5% vùng nghiên cứu.

Độ dốc trong khoảng 25° - 45°; thành phần

thạch học là bột kết, phiến sét vôi, đá vôi thuộc

phụ hệ tầng Cò Nòi trên, mật độ khe nứt trong

khoảng 6,3 - 8,4 km/km2; vỏ phong hóa dày

(trên 10m, chủ yếu là trên 15m), mật độ sông

suối vừa phải (0,5 - 2,2 km/km2); Sử dụng đất

có sự tăng đáng kể về tỷ lệ đất dân cƣ - chuyên

dùng và đất nông nghiệp.

Khu vực có nguy cơ trƣợt đất rất cao chiếm

diện tích không đáng kể, 0,9 % diện tích vùng

nghiên cứu. Khu vực mang những nét đặc trƣng

cho các lớp có tỷ số tần suất cao: thành phần

thạch học chủ yếu là đá bột kết, phiến sét vôi, đá

vôi thuộc hệ tầng Cò Nòi trên; vỏ phong hóa rất

dày, trên 15m; mật độ khe nứt chủ yếu thuộc

loại cao, 6,3 - 8,4 km/km2; mật độ sông suối

thuộc mức thấp đến trung bình 0,5 - 2,2

km/km2. Đáng chú ý này là các diện phân bố

của các cấp nguy cơ này thƣờng gần với khu

vực dân cƣ và đất chuyên dụng (100%). Nhƣ

vậy vậy có thể thấy hoạt động nhân sinh đã có

ảnh hƣởng khá lớn đến tai biến trƣợt đất trong

vùng nghiên cứu.

Để kiểm tra tính phù hợp của bản đồ nguy cơ

trƣợt đất với hiện trạng trƣợt đất, thống kê hiện

trạng số lƣợng điểm trƣợt, xác định mật độ điểm

trƣợt và tỷ số tần suất cho từng cấp nguy cơ đã

đƣợc tiến hành (Bảng 2). Kết quả cho thấy mật

độ trƣợt đất và tỷ số tần suất đều tăng từ cấp

nhỏ nhất là Nguy cơ rất thấp đến cấp lớn nhất là

Nguy cơ rất cao và đặc biệt có sự tăng mạnh từ

ở các cấp Nguy cơ cao và Nguy cơ rất cao. Nhƣ

vậy thực tế hiện trạng trƣợt đất cũng thể hiện

tính chất nguy cơ trƣợt lở tăng nhƣ đã chỉ ra trên

bản đồ nguy cơ trƣợt lở đất. Nói một cách khác

bản đồ nguy cơ trƣợt đất phản ánh khá đúng

hiện trạng khu vực. Mô hình đánh giá trƣợt đất

ở đây là chấp nhận đƣợc.

Bảng 2. Quan hệ giữa nguy cơ với hiện trạng trƣợt đất khu vực xã Đồng Bảng

TT Nguy cơ Diện tích (m2) % diện tích

Số điểm

trƣợt

% điểm

trƣợt

Mật độ

(điểm/km2)

Tỷ số tần

suất

1 Rất thấp 7590113,05 27,20 0 0,00 0,00 0,00

2 Thấp 10915364,11 39,11 4 11,11 0,37 0,28

3 Trung bình 7335830,94 26,28 17 47,22 2,32 1,80

4 Cao 1817750,80 6,51 12 33,33 6,60 5,12

5 Rất cao 249844,81 0,90 3 8,33 12,01 9,31


6. KẾT LUẬN

Trƣợt lở ở khu vực Đồng Bảng phụ thuộc

vào nhiều yếu tố trong đó có: độ dốc địa hình,

thạch học, mật độ khe nứt, vỏ phong hóa, mật

độ sông suối, hƣớng sƣờn và sử dụng đất. Các

nhân tố này đƣợc phân tích đánh giá theo tần

suất trƣợt đất và đƣợc tích hợp để xây dựng bản

đồ nhạy cảm trƣợt đất với sự trợ giúp của của

các phần mềm GIS.

Xét về độ dốc, trƣợt đất có xu hƣớng tăng

theo độ dốc cho tới khoảng 45° thể hiện bằng sự

tăng tỷ số tần suất theo hƣớng này. Tƣơng tự

nhƣ vậy nguy cơ trƣợt đất cũng tăng dần theo

mật độ khe nứt cho đến ngƣỡng 8,4 km/km2 thì

giảm xuống.

Về mặt thạch học, nguy cơ trƣợt đất cao nhất

rơi vào các lớp đất đá thuộc hệ tầng Cò Nòi: cát

kết, bột kết, phiến sét, phiến sét vôi. Trong trầm

tích bở rời và đá vôi tƣơng đối thuần, trƣợt đất

chƣa thấy xảy ra.

Đối với vỏ phong hóa, khả năng trƣợt đất đối

với vỏ dày trên 5m là cao và nguy cơ cao nhất ở

lớp vỏ trên 15m. Đá gốc và vỏ phong hóa có bề

dày dƣới 5m ít có khả năng trƣợt đất xảy ra.

Xét về quan hệ với mật độ sông suối, nhìn

chung tỷ số tần suất phản ánh mức nguy cơ

trƣợt đất có xu thế tăng nhẹ theo chiều tăng của

mật độ sông suối, ngoại trừ cấp mật độ sông

suối 0,5 - 1,35 km/km2 có tỷ suất cao bất

thƣờng và đạt tới mức cực đại.

Trƣợt đất trong khu vực cũng chịu ảnh hƣởng

của hoạt động nhân sinh. Mức độ trƣợt đất tăng

dần theo mức độ tác động tăng dần của con

ngƣời vào tự nhiên thể hiện thông qua sử dụng

đất : lâm nghiệp nông nghiệp dân cƣ và

đất chuyên dụng.

Bản đồ nguy cơ trƣợt đất đƣợc thành lập trên

cơ sở bản đồ nhạy cảm có đƣợc khi tích hợp 7

bản đồ nhân tố thành phần phản ánh khá đúng

hiện trạng trƣợt đất khu vực cho thấy mô hình

đánh giá trƣợt đất ở đây là phù hợp.

Bản đồ nguy cơ trƣợt đất đƣợc chia thành 5

cấp: rất thấp, thấp, trung bình, cao và rất cao.

Phần lớn diện tích khu vực nghiên cứu có nguy

cơ trƣợt đất rất thấp và thấp. Khu vực có nguy

cơ trƣợt đất cao và rất cao chiếm diện tích

không đáng kể, song ở đây có sự ảnh hƣởng

nhiều của tác động nhân sinh.

Nguy cơ trƣợt đất đƣợc đánh giá ở đây không

tính tới hai yếu tố phát động trƣợt đất là động

đất và mƣa do khu vực nghiên cứu nhỏ, diện

tích chƣa đến 29 km2, nên các yếu tố này không

thể hiện sự phân hóa theo không gian.

Bài báo đƣợc hoàn thành với sự hỗ trợ của đề

tài "Nghiên cứu đánh giá nguy cơ trƣợt lở đất

khu vực xã Đồng Bảng, huyện Mai Châu, tỉnh

Hòa Bình và đề xuất các giải pháp phòng tránh".


1. Dieu Tien Bui et al,. 2012. Landslide

susceptibility assessment in the Hoa Binh

province of Vietnam: A comparison of the

Levenberg–Marquardt and Bayesian regularized

neural networks. Geomorphology 171–172

(2012) 12–29

2. Lee Saro, Tu Dan Nguyen, 2005.

Probabilistic lanslide susceptibility mapping in

the Lai Chau province of Vietnam: focus on the

relationship between tectonic fracture and

landslides. Environment Geology 48, 778-787.

Trần Trọng Huệ, 2000. Nghiên cứu đánh giá

hiện tƣợng trƣợt lở khu vực mép nƣớc hồ Hoà

Bình, kiến nghị một số giải pháp phòng tránh.

Đề tài Viện KHCNVN.


3. Trần Trọng Huệ và nnk, 2005. Nghiên cứu

đánh giá tổng hợp các loại hình tai biến địa chất

trên lãnh thổ Việt Nam và các giải pháp phòng

tránh (Các tỉnh miền núi phía bắc). Đề tài cấp

nhà nƣớc. Lƣu Viện Địa chất. Hà Nội.

4. Nguyễn Ngọc Thạch (chủ nhiệm),

2002. Áp dụng viễn thám và hệ thông tin địa

lý (GIS) để nghiên cứu và dự báo tai biến

thiên nhiên ở tỉnh Hòa Bình. Đề tài khoa học

đặc biệt mã số QG 00.17. Đại học Quốc gia

Hà Nội.

5. Nguyễn Quốc Thành và nnk, 2006. Nghiên

cứu xây dựng các bản đồ tai biến môi trƣờng

trƣợt đất và phân vùng tai biến môi trƣờng trƣợt

đất lãnh thổ Việt Nam. Đề tài nhánh thuộc đề tài

cấp nhà nƣớc mã số KC-08-01.Hà Nội. Lƣu

Viện Địa chất. Hà Nội.

6. Đinh Văn Toàn và nnk, 2006. Phân vùng

dự báo nguy cơ trƣợt lở, lũ quét ở tỉnh Hòa

Bình, đề xuất các giải pháp phòng tránh thiệt

hại. Lƣu Viện Địa chất. Hà Nội.

7. Trần Anh Tuấn, Nguyễn Tứ Dần, 2012.

Nghiên cứu nhạy cảm trƣợt đất và phân vùng

nguy cơ trƣợt lở đất khu vự hồ thủy điện Sơn La

theo phƣơng pháp phân tích cấp bậc Saaty. Tạp

chí Các KHTĐ, 34(3), 223-232. Hà Nội

Trần Tân Văn (chủ nhiệm), 2002. Đánh giá

tai biến địa chất ở các tỉnh ven biển miền Trung

từ Quảng Bình đến Phú Yên - hiện trạng,

nguyên nhân, dự báo và đề xuất biện pháp

phòng tránh, giảm thiểu hậu quả. Bộ Công

nghiệp - Viện Địa chất và Khoáng sản.

8. Nguyễn Trọng Yêm và nnk, 2006b.

Nghiên cứu đánh giá trƣợt lở - lũ bùn đá một số

vùng nguy hiểm miền núi Bắc Bộ kiến nghị giải

pháp phòng tránh, giảm nhẹ thiệt hại . Đề tài

cấp nhà nƣớc mã số KC-08-01BS. Lƣu Viện

Địa chất. Hà Nội.

Người phản biện: PGS.TSKH TRẦN MẠNH LIÓU


ẢNH HƯỞNG ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT AN GIANG VÀ ĐỒNG THÁP ĐẾN CƯỜNG ĐỘ CỌC ĐẤT XIMĂNG HIỆN TRƯỜNG

TRƢƠNG ĐẮC CHÂU*, TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG

**,

MAI ANH PHƢƠNG*, VÀ NGUYỄN BÌNH TIẾN

*

Effects of geological properties of An Giang and Dong Thap’s soils on

field soilcrete unconfined compressive strength

Abstract: Unconfined compressive strength of field soilcrete specimens is

affected by several field conditions and cement contents such as soil types,

pH, organic content, mixing conditions, and so on. This paper investigated

how geological properties of Dong Thap and An Giang soils influence

unconfined compressive strength of field soilcrete created using the NSV

system. Analyses of unconfined compressive strength tests on field

soilcrete core samples taken at the research sites aim at guidelines for

massive practical applications of the NSV technology in the Mekong Delta.

The results indicate that field soilcrete is uniform and appropriate strength

for earth levees’ reinforcement. Soilcrete strength increases with

increasing in sand particle content. In other words, cement contents can

reduce to have the same required strength. If water contents of the in-situ

soils are lower than the liquid limit, field soilcrete strength increases with

increasing in additional water contents. pH influences minimally on field

soilcrete strength in Dong Thap and An Giang provinces.

Keywords: Soilcrete, DMM, NSV, unconfined compressive strength,

reinforcement.

I. GIỚI THIỆU CHUNG *

Những tổn thất về ngƣời và thiệt hại về cơ

sở hạ tầng do vỡ đê hàng năm cho thấy sự hạn

chế của các biện pháp gia cố đê hiện nay. Đê

đƣợc xây dựng dọc sông ngăn lũ, chống ngập

cho các vùng sản xuất, nuôi trồng, và cụm dân

cƣ. Đê đặt trên nền đất yếu và đƣợc đắp bằng

đất nạo vét từ đáy kênh nên khả năng chịu lực

kém. Khi lũ về, mực nƣớc dâng cao (từ 3÷4 m

so với mặt ruộng) là nguyên nhân chính gây

vỡ đê. Theo Ban chỉ đạo Phòng chống lụt bão

* Học viên cao học, Khoa KTXD, Trường Đại Học Bách

Khoa TP. HCM.

** Tiến sĩ, giảng viên, Khoa Kỹ Thuật Xây Dựng, Trường

Đại Học Bách Khoa TP. HCM,

Email: [email protected]

Trung ƣơng, tính đến ngày 24/10/2011, lũ tại

đồng bằng sông Cửu Long làm ngập 89.813

căn nhà, 23.172 ha lúa, 1.370 km đê bao bị sạt

lở và 57 ngƣời chết, tổng thiệt hại do lũ gây ra

gần 1.480 tỷ đồng .

Đê vỡ và sạt lở do các giải pháp gia cố

mang tính tạm bợ và hạn chế về mặt kỹ thuật.

Đê bao đƣợc gia cố chủ yếu bằng cừ tràm, đắp

bao tải cát, rọ đá hoặc đắp thoải kết hợp lát tấm

bêtông chỉ phù hợp với chiều cao đắp thấp và

tải trọng tác dụng lên đê nhỏ. Đối với những đê

bao chống lũ, chiều cao đắp lớn (3÷5 m) và

đƣợc dùng làm đƣờng giao thông nông thôn

(GTNT) nên đê chịu tác động của triều cƣờng

và tải trọng xe. Khi nƣớc sông dâng cao và

thấm vào thân đê làm giảm sức chống cắt của

khối đất gây ra xói lở và trƣợt sâu. Tƣờng chắn



bêtông cốt thép (BTCT), cọc ván BTCT có thể

khắc phục nhƣng các giải pháp này có chi phí

xây dựng lớn.

Công nghệ cọc đất ximăng phù hợp với việc

gia cố đƣờng đê nhờ khả năng tăng ổn định,

giảm dòng thấm qua thân đê và tăng khả năng

chịu tải cho đê kết hợp GTNT. Công nghệ cọc

đất ximăng bằng cánh trộn kim loại đƣợc nghiên

cứu và phát triển từ năm 1950, ứng dụng hiệu

quả trong gia cố các công trình giao thông, thủy

lợi, v.v., với mục đích chống lún, sạt lở và

chống thấm. Ở Việt Nam, công nghệ này đƣợc

ứng dụng từ năm 2000, chủ yếu đƣợc ứng dụng

trong gia cố nền móng công trình (nhƣ cầu

đƣờng, cảng biển, dân dụng, hố đào, v.v.)

nhƣng ứng dụng nhằm chống sạt lở và chống

thấm cho đê còn hạn chế do các thiết bị thi công

cọc đất ximăng thƣờng có kích thƣớc và trọng

lƣợng lớn so với kích thƣớc đê bao kết hợp

đƣờng GTNT (nhƣ bề rộng mặt đê khoảng 3 m).

Công nghệ thi công cọc đất ximăng theo

phƣơng pháp trộn sâu và trộn ƣớt bằng cánh

trộn kim loại của tập đoàn Something - Nhật

Bản (công nghệ NSV) với ƣu điểm thiết bị thi

công nhỏ gọn, trọng lƣợng nhẹ, và linh hoạt có

thể thi công trên những đƣờng đê có kích thƣớc

nhỏ, nhƣng chƣa đƣợc ứng dụng trong gia cố đê

ở Việt Nam.

Các kết quả nghiên cứu trong phòng cho thấy

địa chất An Giang và Đồng Tháp phù hợp với

công nghệ cọc đất ximăng nhƣng công tác chế

tạo mẫu trong phòng và điều kiện thi công ngoài

hiện trƣờng là hoàn toàn khác nhau nên việc xác

định ảnh hƣởng địa chất đến chất lƣợng cọc thi

công hiện trƣờng là cần thiết. Bài báo này tập

trung vào việc phân tích và đánh giá các nhân tố

địa chất ảnh hƣởng đến cƣờng độ cọc đất

ximăng tạo ra từ công nghệ NSV.

II. PHƢƠNG PHÁP THỬ NGHIỆM

Phƣơng pháp nghiên cứu là thực nghiệm hiện

trƣờng. Trình tự thực hiện nhƣ sau:

- Thi công thử nghiệm gia cố hai đoạn đê dài

60 m (ở An Giang) và 30 m (ở Đồng Tháp).

- Khoan lấy lõi đánh giá sơ bộ lõi, khả năng

hình thành cọc, và thí nghiệm nén nở hông tự do.

- Phân tích và xác định mối quan hệ giữa

chất lƣợng cọc đất ximăng với tính chất cơ lý

hóa của đất nguyên dạng.

Vị trí thử nghiệm

Vị trí thi công thử nghiệm đƣợc chọn tại

đoạn kênh Mƣời Cai, xã Vĩnh Trạch, huyện

Thoại Sơn, tỉnh An Giang (chiều dài gia cố 60

m) và đoạn kênh 2/9, xã An Hoà, huyện Tam

Nông, tỉnh Đồng Tháp (chiều dài gia cố 30 m)

(Hình 1). Đê đƣợc dùng để ngăn lũ bảo vệ hoa

màu và kết hợp đƣờng GTNT. Hai đoạn đê

mang đặc trƣng của đê bao ĐBSCL là đƣợc

đắp bằng đất nạo vét từ dƣới kênh, mặt đê rộng

3.5 đến 4.5 m, chiều cao đắp 2.5 đến 3 m so

với mặt ruộng.

a) Vị trí thi công thử nghiệm (Google Map) và hiện trạng đoạn đê gia cố ở An Giang


b) Vị trí thi công thử nghiệm (Google Map) và hiện trạng đoạn đê gia cố ở Đồng Tháp

Hình 1:Vị trí thi công thử nghiệm hiện trường

2.2. Điều kiện địa chất vị trí thử nghiệm

Năm và bốn lớp đất đƣợc khảo sát dọc theo

chiều sâu hố khoan 25 m tại vị trí nghiên cứu ở

An Giang và Đồng Tháp. Kết quả thí nghiện hiện

trƣờng và trong phòng của hai vị trí nghiên cứu

trong phạm vi gia cố đƣợc cho trong Bảng 1.

Bảng 3: Chỉ tiêu cơ lý hoá các lớp đất tại hai vị trí thử nghiệm

STT Vị trí thi công / Tên đất

An Giang Đồng Tháp

Sét pha

dẻo mềm

(4.1 m)

Bùn

sét

(6.4 m)

Sét pha

dẻo cứng

(4.6 m)

Bùn sét

kẹp cát bụi

(2.9 m)

Sét pha

dẻo cứng

(7 m)

1 Dung trọng tự nhiên, w (kN/m3) 17.95 15.64 19.36 16.03 20.26

2 Hàm lƣợng sét (< 0,005 mm, %) 57.7 52.93 47.27 42.59 42.86

3 Hàm lƣợng cát (0.05 ÷ 2 mm, %) 13.15 20.81 16.16 20.38 80.4

0.05 ÷ 0.10 mm (%) 11.1 16.62 12.51 16.26 42.86

0.10 ÷ 0.25 mm (%) 0.8 3.14 2.03 2.85 29.54

0.25 ÷ 0.50 mm (%) 0.47 0.44 1.02 0.56 5.73

0.50 ÷ 1.00 mm (%) 0.36 0.23 0.5 0.71 1.71

1.00 ÷ 2.00 mm (%) 0.42 0.38 0.09 0 0.57

4 Độ ẩm, W (%) 37.7 65.6 27.6 61.5 22

5 Giới hạn dẻo, WP (%) 23.2 26.7 21.2 26.3 17.2

6 Giới hạn nhão, WL (%) 51.2 53.1 35.9 53.8 30.2

7 Chỉ số dẻo, PI (%) 28 26.4 14.7 27.5 13

8 Độ sệt, B 0.52 > 1 0.44 > 1 0.37

9 Độ pH 7.81 7.71 7.79 7.43 7.64

10 Hàm lƣợng hữu cơ (%) 6.43 5.86 5.3 4.73 2.58


a) Trạm trộn vữa ximăng b) Máy bơm c) Thiết bị NSV

Hình 2: Quy trình thi công cọc đất ximăng

2.3 Hệ thống thiết bị thi công cọc đất ximăng

theo phƣơng pháp trộn sâu – trộn ƣớt (NSV)

Thiết bị NSV là thiết bị thi công cọc đất

ximăng theo phƣơng pháp trộn sâu - trộn ƣớt

bằng cánh trộn kim loại của Tập đoàn

Something (Hình 4). Qui trình công nghệ NSV

đƣợc Trung tâm kiến trúc Nhật Bản chứng nhận

số BCJ–149. Thiết bị NSV có kích thƣớc (2.5 x

2 x 8.38) m, nặng 7.8 tấn, áp lực tiếp đất 65.2

kN/m2 và linh hoạt nên hoạt động dễ dàng trên

đƣờng đê có bề rộng hẹp (B < 4 m) và sức chịu

tải thấp. Công cụ trộn có đƣờng kính danh định

600 mm, lỗ phun vữa bên dƣới cánh trộn,

moment xoắn lớn nhất 4 kN.m, áp lực khoan lớn

nhất 29 kN, tốc độ nâng hạ cần 0 ÷ 5 m/phút,

tốc độ quay của cánh trộn 0 ÷ 80 vòng/phút.

Chiều dài trục trộn tối đa 12 m, đƣợc lắp ghép

bởi các đoạn có chiều dài 2 m. Thiết bị NSV

thích hợp với đất cát, đất sét, và đất bùn.

2.4. Vật liệu thử nghiệm

Ximăng sử dụng là ximăng PCB40 theo

TCVN 6260:2009. Vữa ximăng có tỷ lệ nƣớc:

ximăng là 0.7:1 theo kết quả thí nghiệm trong

phòng của đất An Giang và Đồng Tháp gia cố

ximăng.

Nƣớc trộn vữa đƣợc lấy trực tiếp từ dƣới

kênh và thông qua lƣới lọc. Kết quả thử nghiệm

hoá nƣớc có độ pH = 7.98 (An Giang) và pH =

7.8 (Đồng Tháp), theo TCVN 3994 -85 nƣớc có

tính ăn mòn yếu đối với bêtông và kim loại.

2.5. Trình tự thi công thử nghiệm

Chi tiết gia cố hai đoạn đƣờng đê ở An Giang

và Đồng Tháp đƣợc thể hiện ở Hình 5. Trình tự

thi công thử nghiệm nhƣ sau:

- Vận hành kiểm tra sơ bộ thiết bị với nƣớc.

- Định vị tim cọc và di chuyển máy đến vị trí

thi công.

- Thi công tạo cọc ximăng đất theo qui trình đề

xuất (gồm hai giai đoạn: (1) Giai đoạn xuyên xuống:

khoan, phun vữa, và trộn đất với ximăng đến chiều

sâu cọc thiết kế; (2) Giai đoạn rút lên: tiếp tục trộn

đất với vữa ximăng khi rút công cụ trộn lên).

- Tiếp tục trình tự nhƣ trên đối với các cọc

còn lại.

Trong quá trình thi công, vận tốc xuống/lên và

tốc độ quay cánh trộn đƣợc điều khiển theo lập

trình, áp lực phun vữa tự động điều chỉnh theo vận

tốc xuống nhằm phun đủ lƣợng vữa theo chiều dài

cọc. Để cọc đạt độ đồng nhất phải đảm bảo số lần

trộn xuyên xuống > 240 lần/m, số lần trộn khi rút

lên > 360 lần/m và số lần trộn ở mũi cọc (0.5 m

gia cố dƣới cùng) > 600 lần/m.


(a) Mặt bằng bố trí cọc đất ximăng và vị trí khoan lấy lõi ở An Giang

(b) Mặt bằng bố trí cọc đất ximăng và vị trí khoan lấy lõi ở Đồng Tháp

Hình 3: Mặt bằng bố trí cọc đất ximăng và vị trí khoan lấy lõi

a) Đào lộ đầu cọc b) Khoan lấy lõi lấy mẫu

Hình 4: Thí nghiệm hiện trường


2.6. Đánh giá chất lƣợng cọc thử nghiệm

Chất lƣợng cọc thử nghiệm đƣợc đánh giá

bằng cách đào lộ đầu cọc, khoan lấy lõi và thí

nghiệm nén nở hông tự do (UCS).

- Đào lộ đầu cọc với chiều sâu đào 1 m

nhằm kiểm tra kích thƣớc và hình dạng đầu

cọc (Hình 6a)

- Khoan lấy lõi cọc nhằm kiểm tra tính liên

tục và đồng nhất của cọc. Các vị trí khoan lấy

lõi gồm tại tim cọc, D/4, vị trí chồng nối giữa

hai cọc và ba cọc. Quá trình khoan lấy lõi đƣợc

thực hiện theo tiêu chuẩn 22TCN 259 - 2000

“Quy trình khoan thăm dò địa chất công trình”

bằng thiết bị XY-100

- Thí nghiệm UCS nhằm xác định cƣờng độ

nén nở hông tự do (qu) của mẫu đất ximăng

theo tiêu chuẩn ASTM D2166, ASTM D1633

và TCVN 9403:2012. Mẫu đƣợc gia công có tỉ

số chiều dài và đƣờng kính (L/D) từ 2 đến 2.5.

Trong trƣờng hợp L/D < 2 thì giá trị qu, đƣợc

qui đổi theo tiêu chuẩn ASTM C42. Thiết bị

TSZ30-2.0 (thiết bị dùng cho thí nghiệm nén 3

trục) dùng cho UCS của công ty Nanjing T-Bota

Scietech Instruments & Equipment (Hình 5).

Mẫu đƣợc nén với tốc độ gia tải không quá 1

mm/phút.

III. KẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN

Kết quả nghiên cứu dựa vào số liệu thí

nghiệm, phân tích với 56 mẫu đất ximăng đƣợc

khoan lấy lõi tại 8 vị trí ở công trình thử nghiệm

ở An Giang và 61 mẫu đất ximăng đƣợc khoan

lấy lõi tại 6 vị trí ở công trình thử nghiệm ở

Đồng Tháp (Hình 5). Các mẫu đƣợc đánh giá sơ

bộ tại hiện trƣờng, bảo quản và gia công trƣớc

khi thí nghiệm xác định cƣờng độ UCS ở độ

tuổi > 240 ngày.

(a) Thiết bị nén mẫu TSZ30-2.0 (b) Thí nghiệm nén mẫu

Hình 5: Hình ảnh thí nghiệm nén mẫu soilcrete hiện trường

3.1. Ảnh hƣởng loại đất

Cƣờng độ cọc đất ximăng, qu có giá trị khác

nhau qua các lớp đất khác nhau ở Đồng Tháp (ĐT)

và An Giang (AG) với cùng điều kiện thử nghiệm

(cùng hàm lƣợng ximăng, năng lƣợng trộn và điều

kiện bảo dƣỡng). Cƣờng độ, qu cọc đất ximăng ở

Đồng Tháp cao hơn An Giang. Thí nghiệm UCS

các lõi cọc đất ximăng qua năm lớp đất khác nhau

(hai lớp ở An Giang và ba lớp ở Đồng Tháp) cho

thấy lớp sét pha (Đồng Tháp) có qu lớn nhất, thấp

hơn là lớp bùn sét (An Giang, Đồng Tháp) và thấp

nhất là lớp sét dẻo (An Giang) dù các cọc đƣợc thi

công với thiết bị, thông số vận hành và hàm lƣợng

ximăng giống nhau (Hình 6). Nguyên nhân do mỗi

loại đất có các tính chất cơ lý hoá riêng sẽ ảnh

hƣởng khác nhau đến các phản ứng hoá học giữa

đất và ximăng nên sự hình thành cƣờng độ của các

lớp đất cũng khác nhau.


Hình 6: Ảnh hưởng loại đất đến cường độ

cọc đất ximăng

3.2. Ảnh hƣởng của sự phân bố thành

phần hạt đến cƣờng độ nén nở hông tự do, qu

Cƣờng độ của đất ximăng bị ảnh hƣởng bởi

thành phần cấp phối của đất nguyên dạng. Đất

có tỷ lệ thành phần hạt cát càng lớn thì cƣờng

độ đất ximăng càng cao và tỷ lệ hạt sét càng lớn

thì cƣờng độ đất ximăng càng thấp.

3.2.1. Ảnh hƣởng hàm lƣợng sét

Với cùng điều kiện thử nghiệm, đất có hàm

lƣợng sét lớn thì cƣờng độ đất ximăng thấp [13,

14, 17]. Cƣờng độ cọc đất ximăng ở An Giang

thấp hơn ở Đồng Tháp do hàm lƣợng sét trong đất

ở An Giang (52.93÷57.7%) lớn hơn đất ở Đồng

Tháp (42.59÷47.27%) (Hình ). Kết quả tƣơng tự

với cọc thử nghiệm ở An Giang, qu cọc đất

ximăng ở lớp bùn sét (lớp 2) cao hơn lớp sét dẻo

mềm (lớp 1) do hàm lƣợng sét lớp bùn sét

(52.93%) nhỏ hơn lớp sét dẻo mềm (57.7%) Diện

tích bề mặt của phân tử sét lớn nên hàm lƣợng sét

cao làm tăng diện tích bề mặt của hạt đất. Do đó,

đất có hàm lƣợng sét lớn cần năng lƣợng trộn và

hàm lƣợng ximăng cao hơn nhằm trộn đều, tăng

khả năng tiếp xúc giữa đất và ximăng.

Kết quả thí nghiệm nén các mẫu đất ximăng

ở Đồng Tháp thì cho kết quả ngƣợc lại, dù lớp

sét pha (lớp 1) có hàm lƣợng sét (47.27%) lớn

hơn bùn sét (42.59%) nhƣng qu của mẫu đất

ximăng ở lớp sét pha (lớp 1) vẫn cao hơn do

ảnh hƣởng của thành phần hạt cát (đƣợc phân

tích ở mục 3.2.2).

Hình 7: Ảnh hưởng hàm lượng sét đến cường độ cọc đất ximăng

3.2.2. Ảnh hƣởng hàm lƣợng cát

Đất có hàm lƣợng cát lớn (đặc biệt các cỡ hạt

0.5÷2 mm) thì cƣờng độ đất ximăng cao, nghiên

cứu này phù hợp với kết quả cƣờng độ mẫu đất

ximăng tăng khi hàm lƣợng cát tăng dần đến

60% và sau đó giảm dần hoặc có hàm lƣợng hạt

thô lớn. Thí nghiệm UCS các mẫu đất ximăng ở

An Giang cho thấy qu của cọc đất ximăng ở lớp


bùn sét (lớp 2) cao hơn lớp sét dẻo (lớp 1) do

hàm lƣợng cát lớp bùn sét (20.81%) lớn hơn lớp

sét dẻo (13.15%). Ở Đồng Tháp, qu của cọc đất

ximăng ở lớp sét pha (lớp 1) cao hơn lớp bùn sét

(lớp 2) (Hình 8) dù hàm lƣợng cát lớp sét pha

(16.16%) nhỏ hơn lớp bùn sét (20.38%) nguyên

nhân thành phần hạt có kích thƣớc từ 0.25÷2

mm đạt 1.62% (so với lớp bùn sét 1.27%) và hạt

có kích thƣớc từ 1÷2 mm đạt 0.09% (so với lớp

bùn sét 0%), thể hiện ở

Bảng 3 và Kết quả này phù hợp với kết quả

nghiên cứu ứng xử trong phòng của đất Đồng

Tháp trộn với xi măng của. Tỷ lệ phù hợp của

hàm lƣợng cát sẽ giúp cho hỗn hợp đạt đƣợc độ

chặt lớn nhất, hạt cát sẽ chèn lấp khoảng trống

giữa các hạt cốt liệu lớn, giảm lỗ rỗng cho hỗn

hợp đồng thời kết hợp với ximăng tạo thành bộ

khung vững chắc cho hỗn hợp.

Hình 8: Ảnh hưởng của hàm lượng cát đến cường độ cọc đất ximăng

3.3. Ảnh hƣởng của độ ẩm tự nhiên

Đất ximăng đạt cƣờng độ cao khi độ ẩm tự

nhiên đất nguyên dạng (W) lân cận giới hạn nhão

(WL) và chỉ số dẻo (IP) thấp. Cƣờng độ lớp đất

bùn sét (An Giang và Đồng Tháp) cao do có độ ẩm

tự nhiên (61.5÷65.6%) lớn hơn giới hạn nhão (WL,

53.1 ÷ 53.8%) và qu lớp sét pha (Đồng Tháp) cao

vì trƣớc khi thi công cọc đất ximăng đƣợc khoan

làm mềm và tơi đất với nƣớc nên độ ẩm tự nhiên

thực tế của đất lớn hơn so với độ ẩm tự nhiên

nguyên dạng. Lớp đất sét dẻo (An Giang) có độ ẩm

nhỏ hơn giới hạn nhão nên cƣờng độ đạt đƣợc thấp

(thể hiện ở hình 9). Nguyên nhân có thể do đất ở

trạng thái nhão thì lƣợng nƣớc trong đất vừa đủ cho

phản ứng hoá học giữa đất – ximăng, nếu độ ẩm tự

nhiên trong đất nhỏ thì không đủ lƣợng nƣớc để

phản ứng thuỷ hoá xảy ra hoàn toàn, nếu độ ẩm quá

lớn trong đất lớn thì lƣợng nƣớc dƣ sẽ làm giảm

cƣờng độ của đất ximăng và đất ở trạng thái nhão

cũng giúp việc trộn đều đất với ximăng dễ hơn.

Ngoài ra, chỉ số dẻo cao của lớp Sét pha (An

Giang) và Bùn sét (Đồng Tháp) lần lƣợt là 28 và

27.5 cũng làm giảm hiệu quả cải thiện.

Hình 9: Đường cong tích lũy thành phần hạ


Hình 10. Ảnh hưởng của độ ẩm tự nhiên đến cường độ cọc đất ximăng

3.4. Ảnh hƣởng độ pH

Không có sự ảnh hƣởng rõ ràng của độ pH

đến cƣờng độ cọc đất ximăng. Hai khu vực

thử nghiệm có môi trƣờng trung tính, độ pH

của đất dao động không lớn (độ pH ở An

Giang từ 7.71÷7.81 và Đồng Tháp từ

7.43÷7.79) nên sự ảnh hƣởng của độ pH đến

các phản ứng hoá học giữa đất và ximăng

không lớn, biểu đồ hình 11 cho thấy cƣờng độ

không có sự thay đổi lớn ở những vị trí có độ

pH khác nhau. Nƣớc có độ pH cao thúc đẩy

phản ứng pozzolanic tạo ra các sản phẩm dạng

keo liên kết các hạt đất lại với nhau, nhiều kết

quả nghiên cứu cho thấy cƣờng độ đất ximăng

trong môi trƣờng acid cao hơn trong môi

trƣờng kiềm, đất có độ pH < 5 thì mức độ gia

tăng cƣờng độ thấp hơn pH > 5.

Hình 11: Ảnh hưởng độ pH đến cường độ đất ximăng


3.5. Ảnh hƣởng của hàm lƣợng hữu cơ

Đất có hàm lƣợng hữu cơ cao thì cƣờng

độ đất ximăng thấp. Cƣờng độ cọc đất

ximăng ở An Giang nhìn chung thấp hơn so

với Đồng Tháp do hàm lƣợng hữu cơ đất

An Giang (5.86÷6.43%) lớn hơn Đồng Tháp

(4.73÷5.3%) (Hình 12). Trong phạm vi thử

nghiệm ở An Giang, lớp Sét dẻo có cƣờng

độ thấp hơn do hàm lƣợng hữu cơ cao hơn

so với lớp Bùn sét. Thành phần hữu cơ

trong đất có chứa các chất làm chậm quá

trình phản ứng nhƣ mùn và axit hữu cơ.

Axit hữu cơ làm giảm độ pH của nƣớc trong

đất khiến phản ứng pozzolanic xảy ra chậm.

Mặt khác, axit hữu cơ tác dụng với

Ca(OH)2 tạo ra chất không tan bao quanh

các hạt đất cản trở sự tiếp xúc giữa hạt đất

và ximăng và lƣợng tạp chất hữu cơ không

tham gia vào phản ứng hoá học là nguyên

nhân giảm cƣờng độ [16].

Hình 12: Ảnh hưởng của hàm lượng hữu cơ đến cường độ đất ximăng

IV. KẾT LUẬN

Ảnh hƣởng địa chất hiện trƣờng đến chất

lƣợng cọc đất ximăng đƣợc đánh giá dựa trên

các cọc thử nghiệm gia cố hai đoạn đƣờng đê

ở An Giang và Đồng Tháp. Quá trình thử

nghiệm gồm 3 nội dung: Thi công cọc đất

ximăng, khoan lấy lõi và thí nghiệm nén nở

hông tự do ở 240 ngày tuổi. Việc phân tích

dựa trên sự khác biệt về các chỉ tiêu cơ lý của

các lớp đất. Các mẫu đƣợc đánh giá với cùng

điều kiện về hàm lƣợng ximăng, năng lƣợng

trộn và bảo dƣỡng.

Địa chất An Giang và Đồng Tháp phù

hợp với công nghệ cọc đất ximăng thi công

bằng thiết bị NSV theo phƣơng pháp trộn

ƣớt – trộn sâu, cọc tạo ra có tính đồng nhất

và liên tục.

Địa chất ở Đồng Tháp tạo cọc đất ximăng

có cƣờng độ cao hơn địa chất ở An Giang.

Cƣờng độ cọc đất ximăng trong lớp đất sét

pha (Đồng Tháp) đạt giá trị cao nhất, lớp sét

dẻo (An Giang) thấp nhất.

Thành phần cấp phối của đất nguyên dạng

ảnh hƣởng lớn đến cƣờng độ đất ximăng. Đất

có thành phần hạt thô càng lớn thì cƣờng độ

càng cao và đất có hàm lƣợng sét lớn thì

cƣờng độ thấp.

Đất có độ ẩm tự nhiên lân cận giới hạn

nhão và chỉ số dẻo thấp sẽ cho cọc có cƣờng

độ cao.


Độ pH của nƣớc ở An Giang và Đồng Tháp

từ 7.4÷7.8 không ảnh hƣởng rõ ràng đến

cƣờng độ cọc đất ximăng.

Hàm lƣợng hữu cơ lớn cho cọc đất

ximăng có cƣờng độ thấp.


1. Lê Xuân Việt và Trần Nguyễn Hoàng

Hùng. “Nghiên cứu chống sạt lở tại km 88 +

937 trên quốc lộ 91, Bình Mỹ, An Giang,”

Tạp chí Giao Thông Vận Tải, số 6/2011, trang

17-20, 2011.

M. Kitazume and M.Terashi. The Deep

Mixing Method. CRC Press, Balkema Book,

UK, 2013, 405 pp.

2. Lê Phi Long, Lê Khắc Bảo, Trần Nguyễn

Hoàng Hùng, và Quách Hồng Chƣơng. “Phân

tích chất lƣợng cọc xi măng - đất hiện trƣờng từ

công nghệ trộn sâu - ƣớt để gia cố đƣờng đê ven

sông ở Đồng Tháp”, Tạp chí Xây dựng, số

1/2015, trang 21-28, 2015.

3. Lê Khắc Bảo, Lê Phi Long, Đỗ Thị Mỹ

Chinh, và Trần Nguyễn Hoàng Hùng. “Nghiên

cứu ứng xử của đất Đồng Tháp trộn xi măng,

trộn ƣớt - sâu ứng dụng gia cố đê bao chống lũ

ở Đồng Tháp”, Tạp chí Xây dựng, số 6/2014,

trang 77-83, 2014.

Mai Anh Phƣơng, Nguyễn Bình Tiến,

Trƣơng Đắc Châu, và Trần Nguyễn Hoàng

Hùng. “Nghiên cứu ứng xử của đất ở An Giang

trộn xi măng bằng công nghệ trộn ƣớt và trộn

sâu”, Tạp chí Địa kỹ thuật, số 2/2014, trang 34-

43, 2014.

C.Q. Cai, X. Li, J. Zhang, and Q.S. Guo.

“Study on influence factors of cement -

stabilized soil compressive strength.” Global

Geology. No. [15], pp. 130-134, 2012.

4. H. M. Kwon, A. T. Le, and N. T.

Nguyen, “Influence of Soil Grading on

Properties of Compressed Cement-soil”,

KSCE Journal of Civil Engineering, vol. 14,

pp. 845-853, 2010.

Người phản biện: PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG


ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP KHÔNG LƯỚI CHO TÍNH TOÁN CỌC ĐƠN TRONG MÔI TRƯỜNG ĐẤT ĐÀN HỒI BA CHIỀU

LÊ ĐỖ KIÊN, VƢƠNG VĂN THÀNH

NGHIÊM MẠNH HIẾN*

The meshless method for single pile behavior in tri-dimentioned

elastic medium

Abstract: This paper presents a novel method to analyze the behavior of the

pile-soil system in a linear elastic soil medium based on the meshless method.

The meshless method used in this study is Moving Least Square (MLS).

Results of an analysis of single pile under vertical load using meshless

method are good agreement with the results from finite element analysis.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ *

Phƣơng pháp phần tử hữu hạn (PTHH) là

một phƣơng pháp phổ biến áp dụng vào cơ học

tính toán trong nhiều thập kỷ qua, phƣơng pháp

này đã có những đóng góp đáng kể cho sự phát

triển của khoa học và kỹ thuật. Tuy nhiên,

phƣơng pháp PTHH không hoàn toàn phù hợp

với các vấn đề có lƣới biến dạng phức tạp của

vật liệu hay trƣờng hợp xuất hiện những biến

dạng không liên tục nhƣ lan truyền vết nứt dọc

theo đƣờng bất kỳ và các vết nứt phức tạp. Bên

cạnh đó, phƣơng pháp PTHH cũng gặp khó

khăn liên quan đến việc chia lƣới và chia lại

lƣới trong vấn đề tối ƣu hóa lƣới phần tử hoặc

trong phân tích ảnh hƣởng của vật liệu đa miền.

Khác với các phƣơng pháp PTHH, phƣơng

pháp không lƣới chỉ sử dụng một tập hợp các

điểm nút, các xấp xỉ và hàm dạng đƣợc xây dựng

hoàn toàn dựa trên các nút, không sử dụng lƣới

hoặc các phần tử trong phƣơng pháp này. Điều

này hạn chế đƣợc những khó khăn liên quan đến

hệ lƣới và đƣa ra một cách tiếp cận linh hoạt hơn

trong các ứng dụng vào tính toán cơ học.

Phƣơng pháp không lƣới bắt đầu đƣợc phát

triển từ những năm 1980, đến nay đã có rất nhiều

* Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội

DĐ: 0972056219


phƣơng pháp không lƣới khác nhau đƣợc xây

dựng nhƣ: Phƣơng pháp không lƣới bình phƣơng

di chuyển nhỏ nhất MLS, phƣơng pháp không

lƣới cục bộ Petrov-Galerkin (MLPG), phƣơng

pháp không lƣới sử dụng tích phân điểm PIM [3]

… Trong bài báo, tác giả trình bày quy trình cụ

thể của phƣơng pháp không lƣới bình phƣơng di

chuyển nhỏ nhất (MLS) áp dụng cho bài toán địa

kỹ thuật, đồng thời phát triển phƣơng pháp này

để phân tích bài toán tƣơng tác của cọc đơn và

nền đất đàn hồi ba chiều.

2. PHƢƠNG PHÁP KHÔNG LƢỚI ÁP

DỤNG TRONG BÀI TOÁN BA CHIỀU

Quy trình của phƣơng pháp không lƣới bình

phƣơng di chuyển nhỏ nhất MLS cũng giống

nhƣ các phƣơng pháp không lƣới khác, đều bao

gồm 2 bƣớc [2],[4]:

- Bƣớc 1: Lập hàm dạng.

- Bƣớc 2: Phân tích không lƣới.

2.1. Lập hàm dạng

Hàm dạng không lƣới đƣợc xây dựng thông

qua các hàm xấp xỉ hoàn toàn dựa trên các nút.

Xét một hàm vô hƣớng chƣa xác định của một

biến trƣờng u(x) trong miền . Các xấp xỉ bình

phƣơng di chuyển nhỏ nhất MLS của u(x) đƣợc

xác nghĩa nhƣ sau [4]:

1

( ) ( ).a ( ) ( ).a( )m

h T

i ii

u x p x x p x x

(1)


Trong đó:

- p(x): là hàm cơ sở của các không gian tọa

độ x, các hàm cơ sở p(x) đƣợc xây dựng từ tam

giác Pascal.

- pt : là hàm chuyển của p.

Trong không gian ba chiều, hàm cơ sở

( )Tp x bậc 2 đƣợc định nghĩa nhƣ sau [2]:

2 2 2( ) 1, , , , , , , , ,Tp x x y z x y z xy yz zx .

- m: là số lƣợng các hàm cơ sở.

- a(x) : là các hệ số tƣơng ứng và là hàm của

tọa độ không gian x. Số lƣợng các hệ số a(x)

phụ thuộc vào bậc và kích thƣớc của hàm cơ sở.

Hệ số a(x) đƣợc xác định theo phƣơng trình

tuyến tính sau [2],[4]:

A(x)a(x)=B(x)U

hay a(x) = A-1

(x).B(x)U (2)

trong đó 1 2{u ,u ,...,u }T

nU (3)

1

W ( )p( )p ( )n

t

I I II

A x x x

(4)

1 1 2 2{ ( )p( ), ( )p( ),.., ( )p( )}

n nB W x x W x x W x x (5)

W( )i

x : là hàm trọng số tại nút thứ I.

Tác giả lựa chọn các miền hỗ trợ có dạng

hình chữ nhật, kích thƣớc của miền hỗ trợ theo

các hƣớng x, y và z tƣơng ứng là dsx , dsy và dsz.

Hàm trọng số tƣơng ứng với miền hỗ trợ hình

chữ nhật đƣợc xác định nhƣ sau:

Wi(x)= W ix(x). W iy(x).

W iz(x) = W rx. W ry. W rz (6)

với W ix(x), W iy(x) và W iz(x) là hàm trọng

số tiêu chuẩn theo hƣớng x, y và z. Các hàm

trọng số có dạng đƣờng cong bậc 4 đƣợc xác

định theo GR Liu và Liu [2],[4]:

2 3 4

ix ix ix ix

ix

ix

1 6r 8r 3r víi 0 r 1W(r )

0 víi r 1

2 3 4

iy iy iy iy

iy

iy

1 6r 8r 3r víi 0 r 1W(r )

0 víi r 1 (7)

2 3 4

iz iz iz iz

iz

iz

1 6r 8r 3r víi 0 r 1W(r )

0 víi r 1

Với

i

ix

sx

x xr

d;

i

iy

sy

y yr

d

và

i

iz

sz

z zr

d

Kết hợp (1) và (2), xấp xỉ u(x) có thể đƣợc

biểu diễn nhƣ sau: ' 1( ) ( )A ( ) B(x) U ( ) Uhu x p x x x (8)

trong đó: ' 1( ) ( )A ( ) B(x)x p x x là hàm dạng.

2.2. Phân tích không lƣới

Xét vấn đề của cơ học vật rắn đàn hồi tuyến

tính trong một miền Ω đƣợc giới hạn bởi biên Γ.

Hệ phƣơng trình vi phân từng phần và điều kiện

biên đƣợc viết dƣới dạng sau [1],[2]:

- Phƣơng trình cân bằng:

0TL b trong Ω (9).

- Điều kiện biên tự nhiên:

n t trên Γt (10)

- Điều kiện biên cần thiết:

u u trên Γu (11)

Trong đó:

- : Véc tơ ứng suất.

- u: Véc tơ chuyển vị, đối với vấn đề 3 chiều,

x

y

z

u

u v

- b: Véc tơ lực khối.

- t : Lực kéo quy ƣớc trên lực kéo biên (biên

tự nhiên).

- u : Chuyển vị quy ƣớc trên chuyển vị biên

(biên cần thiết).

- n: Các véc tơ đơn vị tại một điểm trên biên

tự nhiên.

- L: Toán tử khác biệt, đối với vấn đề 3 chiều


0 0

0 0

0 0

0

0

0

x

y

zL

z y

z x

y x

Các biến phân tiêu chuẩn hình thức dạng yếu của phƣơng trình (9) có dạng sau [2]:

( ) ( ) 0t

T T TL u DLu d u bd u td

(12).

D là ma trận ứng suất – biến dạng, đối với vật liệu đẳng hƣớng:

2 2

2 2

2 2

1

3

3

3

1 0 0 0

1 0 0 0

1 0 0 0

0 0 0 0 0

0 0 0 0 0

0 0 0 0 0

D

với 1

(1 )

(1 )(1 2 )

E

;

21

và 3

1 2

2(1 )

Sử dụng các hàm dạng không lƣới MLS trên n nút trong các miền hỗ trợ cục bộ:

( ) ( )n

h

I II

u x x u hoặc

0 0

0 0

0 0

II

h

IIn n

h

II I II I

I I

u

uu

vu uv

(13)

Sử dụng phƣơng trình (13), Luh

trở thành:

nh

I II

Lu L u =

0 0

0 00 0

0 00 0 .

00 0

0

0

In

I II

I

x

y

zu

z y

z x

y x

,

,y

,z

,z ,y

,z ,

,y ,

0 0

0 0

0 0

0

0

0

I x

I

nI

I I III I

I I x

I I x

u B u

(14)

Trong đó ,I x , ,yI

và ,zI là các đạo hàm của hàm dạng MLS đối với x, y và z.


BI là ma trận biến dạng của nút I.

Thay phƣơng trình (13) và (14) vào phƣơng trình (12) trở thành:

d d d 0t

T T Tn n n n

I I J I I I I II J I I

B u D B u u b u t

(15)

- Xét thành phần thứ nhất trong phƣơng trình (15)

d d

Tn n n n

T T

I I J I I I J II J I J

B u D B u u B D B u

=

IJ

IJB DB d .

n nn nT T T

I I J J I JI J I J

K

u u u K u

= 1 11 1 2 12 2 1...T T T

N N Nu K u u K u u K u + 2 21 1 2 22 2 2 2

...T T T

N Nu K u u K u u K u

+….+ 1 1 2 2...T T T

N N N N N NN Nu K u u K u u K u =

TU KU (16)

Với K: là ma trận độ cứng tổng thể đƣợc xây dựng từ ma trận độ cứng của các nút.

U: là véc tơ chuyển vị tổng thể đƣợc xây dựng từ véc tơ chuyển vị của các nút.

- Tiếp theo, xét thành phần thứ hai trong phƣơng trình (15):

Tu bd

= bd d

bI

Tn n n

T T T b

I I I I I II I I

F

u u b u F

(17)

với F1b là véc tơ lực khối của nút, b T

I IF bd

Vế phải của phƣơng trình (17) : n

T b

I II

u F = 1 1 2 1...T b T b T b

N Nu F u F u F

= 1

1 (1 2 )

(2 1)

... ...

b

T T

N x Nb

N Nx

F

u u

F

= T bU F (18)

Fb là véc tơ lực khối tổng thể đƣợc tập hợp từ

các vectơ lực khối của tất cả các nút trong toàn

bộ miền tính toán.

Thực hiện tƣơng tự với thành phần thứ 3 của

phƣơng trình (15), véc tơ lực khối đƣợc thay thế

bởi các véc tơ lực kéo trên biên tự nhiên và tích

phân trên miền biên tự nhiên Γ. Các véc tơ lực

kéo tại nút là: dt T

I IF t

(19)

Kết hợp các phƣơng trình (16), (18) và (19),

phƣơng trình (15) trở thành: ( ) ( ) 0T T b T tU KU U F U F

Hoặc ( ) ( ) 0T b tU KU F F (20)

Do U là bất kỳ, phƣơng trình (20) thỏa

mãn chỉ khi: ( ) ( ) 0b tKU F F hoặc KU F (21)

với F là véc tơ lực khối tổng thể: ( ) ( )b tF F F

Các chuyển vị nút thu đƣợc bằng cách giải

phƣơng trình (20), sau đó thông qua mối quan

hệ tuyến tính giữa ứng suất – biến dạng có thể

xác định đƣợc trạng thái ứng suất tại các điểm

trong môi trƣờng đất đàn hồi.

Tác giả đã xây dựng các chƣơng trình con

tính hàm dạng và các đạo hàm của hàm dạng, bổ

sung vào phần mềm SSI3D để tính toán chuyển

vị và ứng suất tại các điểm của hệ cọc – đất.


3. VÍ DỤ MINH HỌA

Tính toán cọc đơn có đƣờng kính 1,0m ;

chiều dài 30m chịu tải trọng đứng tại đỉnh cọc

P= 1000 tấn. Các đặc trƣng của vật liệu cọc và

môi trƣờng mà cọc nằm trong đƣợc trình bày

trong bảng 1 và bảng 2. Do tính đối xứng nên

chỉ 1/4 mô hình thực tế đƣợc xây dựng để giảm

thời gian tính toán, mô hình tính toán đƣợc trình

bày trong hình 1.

Bảng 1: Đặc trƣng vật liệu làm cọc

Đặc trƣng Đơn vị Giá trị

Mô đun đàn hồi T/m2 2700000

Hệ số Poisson - 0.2 Trọng lƣợng riêng T/m

3 2.5

Bảng 2: Đặc trƣng đất nền

Đặc trƣng Đơn vị Giá trị

Mô đun đàn hồi T/m2 4000

Hệ số Poisson - 0.3 Trọng lƣợng riêng T/m

3 1.9

a) b) c)

Hình 1: Vị trí các nút

a) không gian b) mặt bằng c) mặt đứng

Kết quả tính toán chuyển vị của cọc theo độ

sâu đƣợc trình bày trong hình 2. Mô hình tƣơng

tự đƣợc xây dựng trên phần mềm Plaxis 2D theo

bài toán đối xứng trục. Kết quả chuyển vị tính

toán thu đƣợc tại đỉnh cọc là 0.017 m và tại mũi

cọc là 0.01 m, kết quả này phù hợp với kết quả

tính toán theo phƣơng pháp không lƣới bằng

phần mềm SSI3D.

STT Điểm Tọa độ

điểm (X)

Tọa độ

điểm (Y)

Chuyển vị thẳng

đứng UY (m) STT Điểm

Tọa độ

điểm

(X)

Tọa độ

điểm

(Y)

Chuyển vị

thẳng đứng

UY (m)

1 16178 0 0 0,017144468 16 10163 0 -15 0,01186453

2 15777 0 -1 0,016591175 17 9762 0 -16 0,011636637

3 15376 0 -2 0,016167579 18 9361 0 -17 0,011422201

4 14975 0 -3 0,015735774 19 8960 0 -18 0,011221083

5 14574 0 -4 0,015327275 20 8559 0 -19 0,011033172

6 14173 0 -5 0,014934254 21 8158 0 -20 0,010858398


STT Điểm Tọa độ

điểm (X)

Tọa độ

điểm (Y)

Chuyển vị thẳng

đứng UY (m) STT Điểm

Tọa độ

điểm

(X)

Tọa độ

điểm

(Y)

Chuyển vị

thẳng đứng

UY (m)

7 13772 0 -6 0,014558229 22 7757 0 -21 0,010696728

8 13371 0 -7 0,014198372 23 7356 0 -22 0,010548174

9 12970 0 -8 0,013854434 24 6955 0 -23 0,010412801

10 12569 0 -9 0,013526035 25 6554 0 -24 0,010290737

11 12168 0 -10 0,013212843 26 6153 0 -25 0,010182188

12 11767 0 -11 0,012914536 27 5752 0 -26 0,01008744

13 11366 0 -12 0,012630816 28 5351 0 -27 0,010007087

14 10965 0 -13 0,012361406 29 4950 0 -28 0,009941257

15 10564 0 -14 0,012106053 30 4549 0 -29 0,009892469

16 10163 0 -15 0,01186453 31 4035 0 -30 0,00986384

Hình 2: Chuyển vị nút theo độ sâu

4. KẾT LUẬN

Trong bài báo, tác giả đã trình bày quy trình

cụ thể của phƣơng pháp không lƣới bình

phƣơng di chuyển nhỏ nhất và vận dụng phƣơng

pháp này cho bài toán tính toán cọc đơn trong

môi trƣờng đất nền đàn hồi tuyến tính. Ví dụ

tính toán đối với cọc đơn chịu tải trọng đứng

cho kết quả tính toán phù hợp với kết quả tính

toán theo phần mềm Plaxis 2D.


1. G.R. Liu (2003); “Meshfree Method:

Moving beyond the finite element Method”.

National University of Singapore, Singapore.

2. G.R. Liu and Y.T. Gu, (2003); “An

Introduction to Meshfree Methods and Their

Programming”. National University of

Singapore, Singapore.

3. Huafeng Liu and Pengcheng Shi, (2003);

“Meshfree Particle Method”. Department of

Electrical and Electronic Engineering Hong

Kong University of Science and Technology,

Hong Kong.

4. Youping Chen, James D. Lee and Azim

Eskandarian, (2006); “Meshless Methods in Solid

Mechanics”. Springer Science+Business Media,

Inc., 233 Spring Street, New York, USA.

Người phản biện: GS.TS. ĐỖ NHƢ TRÁNG


NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA VÙNG XÁO TRỘN ĐẾN NỀN ĐẤT YẾU ĐƯỢC XỬ LÝ BẰNG GIẾNG CÁT CHO BÃI CHỨA VẬT LIỆU- NHÀ MÁY CHẾ TẠO ỐNG THÉP

TỈNH TIỀN GIANG

VÕ PHÁN*

NGUYỄN HOÀNG TÂN**

Research Influence Of Smear Zone For Soft Soil Treated By Sand Drain

In Storage Yards – Steel Pile Factory In Tien Giang Province.

Abstract: Treating soft soil by sand drain is a simple and common method,

it make ground has a stable settlement quickly and reduces time of process

of treating soft soil. However, in process of treating soft soil, smear zone is

created and it effect on soft soil which is being treated. This paper show

research of influnce of smear zone of sand drain for soft soil treated by

sand drain with preloading. Finite element method is used in this

reasearch by Plaxis program 2D v8.5.

1. GIỚI THIỆU *

Khi thi công công trình trên nền đất yếu thì

độ lún cố kết của nền là một vấn đề đáng quan

tâm nhất. Do đó cần có biện pháp để giải quyết

độ lún đảm bảo công trình xây đƣợc ổn định và

giếng cát là một biện pháp xử lí nền hiệu quả,

đơn giản, thông dụng và kinh tế. Giếng cát đƣợc

thiết kế nhằm tăng tốc độ thoát nƣớc của nền,

giúp nền mau đạt đến độ lún ổn định, việc bố trí

giếng cát dựa trên tính toán thiết kế. Tuy nhiên,

trong quá trình thi công tạo giếng có những tác

động đến nền đất xung quanh thiết bị thi công

và vùng xáo trộn đƣợc hình thành, gây ảnh

hƣởng ít nhiều đến của nền đất yếu đang đƣợc

xử lý. Vì vậy, việc tìm hiểu rõ hơn về ảnh

hƣởng của vùng xáo trộn gây ra bởi quá trình thi

*

Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM

268 Lý Thường Kiệt, Q.10, TP.Hồ Chí Minh.

DD : 0913867008

Email: [email protected] **

Công ty TNHH Kỹ Thuật Gouvis

3C - 4C Cư Xá Phan Đăng Lưu, P.3,

Q.Bình Thạnh, TP.Hồ Chí Minh.

DD: 0984890093


công đến nền đất yếu là cần thiết, để từ đó có

thể sử dụng hiệu quả phƣơng pháp giếng cát

trong xử lí nền đất yếu.

2. PHƢƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU

2.1. Cơ sở lý thuyết tính toán giếng cát

2.1.1. Lý thuyết cố kết theo phương đứng của

Tezaghi

Lƣu lƣợng dòng thấm ra khỏi phân tố phải

bằng sự thay đổi thể tích lỗ rỗng :

2

2

1

1v

h ek

z t e

Nếu hệ số cố kết đƣợc định nghĩa là

(1)v

v w

kC

m

Độ cố kết trung bình của nền :

2

2

81 exp (2)

4o vU T

Trong đó :

2(3)v

v

C tT

h

h : Là chiều dài đƣờng thấm;

Cv : Hệ số cố kết theo phƣơng đứng;

t : Thời gian cố kết;




k : Hệ số thấm đứng của đất;

mv: Hệ số nén tƣơng đối.

2.1.2. Lời giải lăng trụ cố kết của Hansbo

(1981) :

Phƣơng trình áp lực nƣớc lỗ rỗng trung bình

khi xét xáo trộn và cản giếng :

2 (4)2

we z

h

u rk t

Theo Terzaghi

'v v

um m

t t t

Từ đó ta có phƣơng trình áp lực nƣớc lỗ rỗng

trung bình :

2

2

we z v

h

uu r m

k t

Độ cố kết thấm theo phƣơng ngang :

81 exp (5)h

h

z

TU

Trong đó :

2

(6)4

hh

e

C tT

r

(7)hh

v w

kC

m

223

ln ln ( ) (8)4 2

h hz

s w

k kn zs lz

s k q

; (9)e s

w w

r rn s

r r

kh : Hệ số thấm của đất theo phƣơng ngang

trong vùng không xáo trộn;

ks : Hệ số thấm của đất theo phƣơng ngang

trong vùng xáo trộn;

Ch: Hệ số cố kết theo phƣơng ngang;

re : Bán kính vùng ảnh hƣởng của giếng cát;

rw: Bán kính của giếng cát;

rs : Bán kính vùng xáo trộn của giếng cát;

s = rs/rw : Hệ số mở rộng vùng xáo trộn.

2.2. Mô phỏng bài toán giếng cát theo

phƣơng pháp phần tử hữu hạn.

Trong thực tế quá trình cố kết của giếng cát

là một bài toán đối xứng hình trụ (3D) nhƣng

khi sử dụng phƣơng pháp phần tử hữu hạn thì để

đơn giản trong việc mô phỏng bài toán, thƣờng

chuyển bài toán về dạng phẳng (2D). Việc

chuyển từ 3D sang 2D bằng cách xem giếng cát

nhƣ một tƣờng thấm phẳng. Từ đó, tính quy đổi

hệ số thấm ngang của đất trong mô hình đối

xứng hình trụ sang hệ số thấm ngang tƣơng

đƣơng của đất trong mô hình phẳng.

2.2.1. Phƣơng pháp 1: Theo Hird (1992):

B là phân nửa bề rộng của mô hình dạng phẳng,

R là bán kính vùng ảnh hƣởng của giếng cát trong

mô hình đối xứng trụ. Trong điều kiện giữ nguyên

dạng hình học của mô hình thì B = R.

Phƣơng pháp của Hird (1992) qui đổi hai hệ

số thấm trong vùng xáo trộn và không xáo trộn

thành một hệ số thấm duy nhất gọi là gọi hệ số

thấm tƣơng đƣơng.

Ảnh hƣởng cản giếng đƣợc xem là độc lập.

2

2(10)w w

BQ q

R

Trong đó :

Qw – lƣu lƣợng của giếng cát trong mô hình

dạng phẳng.

qw – lƣu lƣợng của giếng cát trong mô hình

dạng đối xứng hình trụ.

Hệ số thấm tƣơng đƣơng của đất trong mô

hình dạng phẳng:

2

2

2(11)

33 (ln( ) ln( ) )

4

hahp

ha

sa

B kk

knR s

s k

Trong đó:

khp – Hệ số thấm ngang tƣơng đƣơng của đất

trong mô hình dạng phẳng.

kha – Hệ số thấm ngang của đất của vùng

không xáo trộn trong mô hình đối xứng hình trụ.

ksa – Hệ số thấm ngang của đất của vùng xáo

trộn trong mô hình đối xứng hình trụ.

n = re/rw ; s = rs/rw

Khi xét ảnh hƣởng của vùng xáo trộn s ≠ 1,


còn khi không có ảnh hƣởng của vùng xáo trộn

thì s =1.

2.2.3. Phƣơng pháp 2: Theo Indraratna và

Redana (1997):

Phƣơng pháp này xem xét cả 2 nhân tố là hệ

số thấm của đất và khoảng cách của giếng cát,

vùng xáo trộn đƣợc mô hình một cách rõ ràng.

Trong mô hình dạng phẳng thì cùng một lớp đất

sẽ có 2 giá trị hệ số thấm là trong vùng xáo trộn

và vùng không xáo trộn.


hình dạng phẳng (chỉ xét ảnh hƣởng của vùng

xáo trộn ): '

(12)3

(ln( ) ln( ) )4

hp

hp hahp

ha sa

k

k knks

k s k


hình dạng phẳng trong vùng không xáo trộn

đƣợc tính theo công thức của Hird el at.1992 với

B = R và s =1.

2

33(ln( ) ln(1) )

1 4

2(13)

33(ln( ) )

4

hahp

ha

sa

ha

kk

kn

k

k

n

Trong đó :

khp – Hệ số thấm ngang qui đổi của đất trong

mô hình dạng phẳng trong vùng không xáo trộn.

k’hp - Hệ số thấm ngang qui đổi của đất trong

mô hình dạng phẳng trong vùng xáo trộn.

kha – Hệ số thấm ngang của đất của vùng

không xáo trộn trong mô hình đối xứng hình trụ.

ksa – Hệ số thấm ngang của đất của vùng xáo

trộn trong mô hình đối xứng hình trụ.

n = re/rw ; s = rs/rw

Theo Indraratna và Redana (2005): 3

2

2

2

2 ( )

3 ( 1)

2( 1) 1[ ( 1) ( 1)]

( 1) 3

n s

n n

sn n s s s

n n

3. ỨNG DỤNG TÍNH TOÁN CHO BÃI

CHỨA VẬT LIỆU – NHÀ MÁY CHẾ TẠO

ỐNG THÉP TỈNH TIỀN GIANG

3.1. Giới thiệu công trình

Nhà máy chế tạo ống thép do Công ty cổ

phần sản xuất ống thép dầu khí Việt Nam

(PVPIPE) đầu tƣ xây dựng tại khu công nghiệp

dịch vụ Dầu khí Soài Rạp, huyện Gò Công

Đông, tỉnh Tiền Giang

Khu đất xây dựng nhà máy có diện tích 46.4

ha nằm về phía Đông Nam Khu công nghiệp.

Phía Đông Bắc là bờ sông

Soài Rạp dài 595m. Ba mặt còn lại là đƣờng

nội bộ. Khu công nghiệp và đất trống chƣa sử

dụng. Diện tích sử dụng đất của nhà máy hiện

tại là 22.9 ha, trong đó diện tích nhà xƣởng 4.2

ha, diện tích bãi chứa ống thành phẩm 12 ha.

Khu vực bãi chứa ống có tải trọng khai thác

3 T/m2. Do đó cần xử lý nền đất yếu khu vực

bãi chứa để đảm bảo tính ổn định của nền trong

quá trình khai thác.

3.2. Thông số thiết kế của giếng cát xử lý

nền đất yếu

Bảng 1: Thông số tính toán giếng cát

Bố trí giếng cát Hình vuông

Khoảng cách giữa các giếng cát (m) 1.5

Bán kính vùng ảnh hƣởng giếng cát : re (m) 0.8475

Bán kính giếng cát : rw (m) 0.2

n = re / rw 4.2375

Hệ số thấm đứng của đất yếu kv (m/ngày) 3.629E-05


Bảng 2: Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất hố khoan BH19:

STT Tên Ký hiệu Đơn vị Cát đắp

Lớp 1 :

Cát san

lắp

Lớp 2: Bùn

sét trạng

thái chảy

Lớp 3 : Sét

dẻo thấp đến

dẻo cao xám

nâu,

vàng,trạng thái

dẻo cứng đến

nửa cứng

Lớp 4 : Sét

dẻo thấp đến

dẻo cao,

màu xám

xanh vàng

,trạng thái

dẻo cứng

đến nửa

cứng

Giếng

Cát

1 Chiều dày lớp đất m 2.4 3.3 10.6 7.7 13.2

2 Dung trọng tự nhiên ɣunsat kN/m3 18 18 8.14 16.16 15.35 18

3 Dung trọng bão hòa ɣsat kN/m3 19 19 14.91 19.98 19.49 20

4 Modul đàn hồi Eref kN/m2 20000 20000 500 6800 5100 800

5 Hệ số Poison ν 0.3 0.3 0.35 0.3 0.3 0.3

6 Lực dính c kN/m3 1 3 5.6 21.5 30.7 1

7 Góc ma sát trong φ 0 30 30 3 18.5 18.5 30

8 Góc giãn nở ψ 0 0 0 0 0 0 0

Hệ số thấm ngang kx m/ngày 1 1 6.16E-06 3.46E-06 10

Hệ số thấm đứng ky m/ngày 1 1 3.08E-06 1.73E-06 10

10 Phần tử tiếp xúc 1 1 0.7 0.8 0.8 1

11 Ứng xử đất Drained Drained Undrained Undrained Undrained DrainedType

9

R inter

Hình 1: Mặt cắt địa chất công trình


3.3. Qui đổi hệ số thấm lớp đất yếu

Bảng 3: Hệ số thấm tƣơng đƣơng lớp đất yếu ( lớp 2) theo Hird

Vùng xáo trộn kha (m/ngày) ksa (m/ngày) khp (m/ngày)

s = rs/rw = 1 7.258E-05 3.629E-05 6.972E-05

s = rs/rw = 2 7.258E-05 3.629E-05 3.488E-05

s = rs/rw = 3 7.258E-05 3.629E-05 2.699E-05

s = rs/rw = 4 7.258E-05 3.629E-05 2.326E-05

Bảng 4: Hệ số thấm tƣơng đƣơng lớp đất yếu (lớp 2) theo Indraratna

Vùng xáo trộn kha (m/ngày) ksa (m/ngày) α β khp (m/ngày) k'hp (m/ngày)

s = rs/rw = 1 7.258E-05 3.629E-05 0.38914 0 6.972E-05 0

s = rs/rw = 2 7.258E-05 3.629E-05 0.12846 0.26068 6.972E-05 1.509E-05

s = rs/rw = 3 7.258E-05 3.629E-05 0.02173 0.36741 6.972E-05 1.507E-05

s = rs/rw = 4 7.258E-05 3.629E-05 0.00015 0.38899 6.972E-05 1.357E-05

3.4. Mô hình nền xử lý bằng giếng cát trong Plaxis v8.5:

Hình 2 : Mô hình nền xử lý bằng giếng cát

4. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

4.1. Độ lún của cả nền theo Hird, Indraratna

và so sánh giữa các phƣơng pháp mô phỏng

Hình 3: Biểu đồ độ lún của nền theo thời gian

theo Hird khi thay đ i vùng xáo trộn

Hình 4 : Biểu đồ độ lún của nền theo thời gian

theo Indraratna khi đ i vùng xáo trộn


Hình 5: So sánh độ lún của nền giữa các phương

pháp mô phỏng khi không có vùng xáo trộn

Hình 6: So sánh độ lún của nền giữa các

phương pháp mô phỏng khi vùng xáo trộn s = 2

4.2. Áp lực nƣớc lỗ rỗng tại điểm giữa lớp

đất yếu (lớp 2) theo Hird, Indraratna:

Hình 7: Biểu đồ áp lực nước lỗ rỗng theo Hird

khi thay đ i vùng xáo trộn

Hình 8: Biểu đồ áp lực nước lỗ rỗng theo

Indraratna khi thay đ i vùng xáo trộn

4.3. Độ cố kết lớp đất yếu (lớp 2) theo các

phƣơng pháp mô phỏng:

Hình 9 : So sánh độ cố kết lớp đất yếu theo các

phương pháp mô phỏng khi s = 1

Hình 10: So sánh độ cố kết lớp đất yếu theo các

phương pháp mô phỏng khi s = 3


5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

5.1. Kết luận

1. Khi vùng xáo trộn đƣợc mở rộng, nó làm

giảm độ lún nền tại cùng thời điểm khi không có

vùng xáo trộn, mức độ tiêu tán áp lực nƣớc lỗ

rỗng trong lớp đất yếu đƣợc xử lý chậm đi, độ

cố kết nền đất yếu giảm, làm tăng thời gian thi

công xử lý nền để đạt độ lún yêu cầu.

2. Từ kết quả phân tích số và mô phỏng bằng

plaxis 2D cho thấy khi không xét đến ảnh hƣởng

của vùng xáo trộn thì phƣơng pháp mô phỏng

theo Hird hay Indraratna và Redana đều cho kết

quả độ lún, độ cố kết gần giống với giải tích.

Khi xét đến vùng xáo trộn thì phƣơng pháp mô

phỏng theo Indraratna cho kết quả độ lún nhỏ

hơn 5% - 10% so với theo Hird. Khi hoàn thành

đợt gia tải, áp lực nƣớc lỗ rỗng ban đầu dùng

phƣơng pháp mô phỏng theo Indraratna cho kết

quả lớn hơn 2% -3% so với theo Hird và

Indraratna thể hiện rõ ràng hơn sự tiêu tán áp

lực nƣớc lỗ rỗng chậm đi. Độ cố kết nền đất yếu

dùng phƣơng pháp mô phỏng theo Indraratna

gần với giải tích hơn, chênh lệch 3% - 4% so

với giải tích.

3. Đây chỉ là các khảo sát thuần túy trên phần

mềm và chƣa có số liệu đo thực tế kiểm chứng.

5.2. Kiến nghị

1. Công trình đƣợc nghiên cứu, phân tích

nhƣng chƣa xét đến sự ảnh hƣởng của cản giếng

cát và sự thay đổi của vùng xáo trộn theo độ

sâu nên cần mở rộng nghiên cứu vấn đề này.

2. Khi xét đến vùng xáo trộn kiến nghị dùng

phƣơng pháp mô phỏng theo Indraratna cho nền

có 1 lớp đất yếu nằm ở trên cùng.


[1]. Trần Quang Hộ, Công trình trên nền đất

yếu, Nhà xuất bản Đại học quốc gia TP.HCM,

năm 2009. (Tr. 294 – 314 )

[2]. Châu Ngọc Ẩn, Cơ học đất, Nhà xuất

bản Đại học quốc gia TP.HCM, năm 2010

[3]. I. Wayan Redana, Effectiveness of

vertical drains in soft clay with special

reference to smear effect, University of

Wollongong (1999). (Tr 1 - 126)

[4]. C. Rujikiatkamjorn, B. Indraratna, C.

Jian, Numerical modelling of soft soil stabilized

by vertical drains, combining surcharge and

vacuum preloading for a storage yard,

University of Wollongong (2007).

[5]. Parsa-Pajouh A., Fatahi H., Khabbaz B,

Numerical Analysis to Quantify the Influence of

Smear Zone Characteristics on Preloading

Design in Soft Clay, School of Civil and

Environmental Engineering, University of

Technology Sydney (UTS), Sydney, Australia.

[6]. Tuan Anh Tran, Toshiyuki Mitachi,

Finite element modeling of peaty soft ground

preconsolidated by vertical drains under

vacuum-surcharge preloading.

Người phản biện: PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG

http://www.academia.edu/3251640/Numerical_modelling_of_soft_soil_stabilized_by_vertical_drains_combining_surcharge_and_vacuum_preloading_for_a_storage_yard




ĐÁNH GIÁ ẢNH HƯỞNG CỦA MỰC NƯỚC NGẦM GIA TĂNG ĐẾN HỆ SỐ TẬP TRUNG ỨNG SUẤT ĐẦU CỌC TRONG

GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN BẰNG CỌC BÊ TÔNG CỐT THÉP KẾT HỢP VỚI VẢI ĐỊA KỸ THUẬT

NGUYỄN TUẤN PHƢƠNG *,

CHÂU NGỌC ẨN **

, VÕ PHÁN ***

Rating affection’ of the groundwater increase to the stress concentration

ratio on the top piles in the soft ground treatment solution by concrete

pile systems combine geotextle.

Abstract: Soft soil improvement by geosynthetic and concrete pile systems

is an interesting and more popular technique on condition that this

solution is practical. However, today some works are constructed and used

to appearing some problems such as subsidence displacement or cracked

structure surface caused by the groundwater increase combine with heavy

rains caused local flooding. The content of paper concentrates on rating

affection’s the groundwater increase caused by the groundwater increase

combine with heavy rains caused local flooding to the stress concentration

ratio on the top piles in the soft ground treatment solution by concrete pile

systems combine geotextile.

1. GIỚI THIỆU

Trong những năm gần đây một công nghệ nền

móng mới hình thành có tên “ Vải địa kỹ thuật kết

hợp phần tử cọc đỡ công trình đất đắp trên nền đất

yếu”. Những “phần tử cọc” (cọc bê tông cốt thép,

cột đá, cọc gỗ, cột cát có bao, cột đất trộn xi

măng, tƣờng trong đất…) đƣợc phân bố đều trong

nền đất yếu đến tận lớp chịu lực bên dƣới, “phần

tử cọc” đƣợc sắp xếp theo lƣới tam giác hoặc ô

vuông là một giải pháp hy vọng giải quyết đƣợc

vấn đề vừa nêu. Trọng lƣợng của khối đất đắp có

thể truyền trực tiếp lên đầu cọc bởi hiệu ứng vòm

hoặc gián tiếp qua các hiệu ứng màng của lớp vải

địa kỹ thuật. Tải mà “phần tử cọc” gánh đỡ truyền

vào lớp nền cứng dƣới mũi cọc và ma sát cọc với

đất yếu xung quanh.

Terzaghi (1943) đã đƣa ra kết quả nghiên cứu

ảnh hƣởng của hiệu ứng vòm thông qua giải

phƣơng trình cân bằng ứng suất dựa trên mô

hình cửa sập, đồng thời đã vẽ đƣờng ứng suất

đứng trong cát đắp trong trƣờng hợp có hiệu

ứng vòm và không có hiệu ứng vòm dựa trên

quan hệ giữa hệ số tải trọng (P/γH) và tỷ số hình

dạng (H/B đƣợc thể hiện trong hình 1.

Hình 1. Ảnh hưởng của hiệu ứng cung vòm

đến đường ứng suất tĩnh

*, **, *** Trường Đại học Bách Khoa Tp. HCM

số 268 Lý Thường Kiệt, quận 10, TP. Hồ Chí Minh,

ĐT: 083 8636822 *

ĐT: 0919 070096,

Email: [email protected] **

ĐT: 0908 299105, Email:[email protected] ***

ĐT: 0913 867008, Email: [email protected]


Hình 2: Ảnh hưởng của hiệu ứng cung vòm

đến đường ứng suất theo phương pháp

Terzaghi và đường ứng suất tĩnh

Dựa trên lý thuyết cung vòm của Hewlett và

Randolph (1988) Tiêu chuẩn Đức đã xây dựng

kết quả trên giả thuyết cung vòm trong đất có

dạng hình vòm. Chiều dày của cung vòm là 2

b

(với b: cạnh của cọc).

Hình 3: Phân tích lực tác dụng trên phần tử

cung vòm theo Tiêu chuẩn Đức

Tiêu chuẩn Anh BS 8006 (1995) Anh đã

hoàn chỉnh phƣơng pháp tính của Jones (1990)

dựa nghiên cứu của Marston và Anderson

(1913) về cung vòm trong đỉnh của nhóm cọc.

Phƣơng pháp tính trong Tiêu chuẩn này đƣợc

giả thuyết cung vòm nhƣ một bán cầu vòm phụ

thuộc vào lực kéo căng bề mặt của khối cát đắp.

Hình 4: Bán cầu theo Tiêu chuẩn Anh BS 8006

2. THÍ NGHIỆM MÔ HÌNH TỶ LỆ

THỰC 1:1

Xây dựng mô hình thí nghiệm thực tế với 16

cọc bê tông cốt thép có B.20 (M.250), chiều dài

cọc L = 14m gồm 02 mô đun mỗi mô đun

7m.Vải địa kỹ thuật loại dệt cƣờng độ cao khả

năng chịu kéo đạt 100 kN/m, độ giãn dài tối đa

đạt 10%. Cát đắp trên đầu cọc là cát hạt to có γtn

= 19 kN/m3. Cát đắp gia tải là cát mịn γtn = 16

kN/m3 với chiều cao đắp hđ = 4m trên tắm bê

tông cốt thép B.20 dày 200mm có tác dụng phân

bố đều tải trọng.

Hình 5: Mặt bằng mô hình thí nghiệm

thực tỷ lệ 1:1


Hình 6: Mặt cắt mô hình thí nghiệm thực tỷ lệ 1:1

3. NGUYÊN LÝ LÀM VIỆC CỦA THIẾT

BỊ ĐO ỨNG SUẤT

Cảm biến là thiết bị đo biến dạng (ε) dƣới

tác dụng của ngoại lực tác dụng. Biến dạng (ε)

là sự thay đổi về kích thƣớc hình học của vật

liệu nhƣ hình 7

ε = ΔL/L

Hình 7. Biến dạng kích thước của vật liệu

Hình 8. Hình dạng cảm biến

Ứng dụng lý thuyết biến dạng tấm mỏng chịu

áp lực phân bố nhƣ hình 9.

Hình 9: Lực phân bố lên tấm mỏng

Dƣới tác dụng của áp lực, tấm kim loại mỏng

biến dạng đàn hồi, làm thay đổi điện trở của

cảm biến dán dính trên tấm kim loại. Từ sự biến

đổi điện trở của cảm biến, cƣờng độ dòng điện

qua cảm biến cũng thay đổi. Bằng thiết bị đo, có

thể ghi nhận sự biến đổi của dòng điện theo

từng áp lực tác dụng lên tấm mỏng.

Vật liệu dùng chế tạo cảm biến là vật liệu dẫn

điện, có quan hệ giữa biến dạng và điện trở biểu

hiện qua tỷ số giữa biến thiên tƣơng đối của

điện trở với biến thiên tƣơng đối của chiều dài

cảm biến gọi là hệ số cảm biến (Gauge factor).

lR

A

r=

Với R: Điện trở ( )

ρ: Điện trở suất ( mm)

l: Chiều dài vật dẫn điện (mm)

A: Diện tích tiết diện dẫn điện (mm2)

/

/

R RGF

L L

d

d=

Với GF: Hệ số cảm biến

Rd : Độ biến thiên cảm biến

R: Điện trở ( )

Ld : Độ biến thiên chiều dài

L: Chiều dài (mm)

Nguyên lý của hệ thống đo: Ứng dụng mạch

cầu Wheatstone.

Hệ thống sẽ đƣợc cấp nguồn điện không đổi

VS. Khi cảm biến không bị biến dạng (ΔR=0 và

Rx= R1 = R2 = R3 =R0) thì VG=0. Khi cảm biến

bị biến dạng làm thay đổi giá trị RX và giá trị VG

theo công thức bên dƣới. Đo giá trị điện áp VG

ta sẽ suy ra đƣợc giá trị biến dạng.


2

3 1 2

( )xG s

x

R RV V

R R R R

(1)

1

41

2

G

S

V GF

VGF

(2)

4

(2 )

G

G S

V

GF V V

(3)

Hình 10. Sơ đồ mắc nối tiếp Strain gauge

và các điện trở.

Các đầu đo ứng suất trong mô hình thí

nghiệm đƣợc đặt tại các vị trí nhằm thu thập các

giá trị ứng suất tại các điểm để phân tích ảnh

hƣởng của hiệu ứng vòm trong giải pháp thiết

kế xử lý nền bằng cọc bê tông cốt thép kết hợp

với vải địa kỹ thuật. Các thiết bị đƣợc đặt trên

tắm đệm phẳng nhằm tránh lệch thiết bị trong

quá trình thí nghiệm.

Ps7 là đầu đo áp lực nƣớc lỗ rỗng đặt tại giữa

khoảng cách 02 cọc.

Ps3 là đầu đo áp lực nƣớc lỗ rỗng đặt tại giữa

tâm 04 cọc.

Ps9 là đầu đo ứng suất đặt trên đầu cọc

nhƣng dƣới lớp vải địa kỹ thuật.

Ps1 là đầu đo ứng suất đặt giữa 02 cọc nhƣng

trên lớp vải địa kỹ thuật.

Ps4 là đầu đo ứng suất đặt trên đầu cọc đo

ứng suất đứng theo phƣơng ngang.

Ps8 là đầu đo ứng suất đặt cách cọc ¼ khoảng cách

cọc nhƣng trên lớp vải địa kỹ thuật.

Ps10 là đầu đo ứng suất đặt trên đầu cọc

nhƣng trên lớp vải địa kỹ thuật.

Ps14 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát đắp

cách đầu cọc 0.4m theo phƣơng đứng.





Ps2 là đầu đo ứng suất đặt trong lớp cát

đắp cách đầu cọc 1.6m theo phƣơng đứng.

4. Kết quả thí nghiệm mô hình tỷ lệ thực 1:1

Kết quả thu đƣợc từ các thiết bị đo đƣợc

thông qua biểu đồ sau.

Ứng suất tại đầu cọc có giá trị lớn hơn nhiều lần

so với ứng suất tại vị trí đất nền xung quanh cọc.

Biểu đồ 1: Ứng suất tại các thiết bị đo khi mực

nước ngầm ở trạng thái tự nhiên

Độ dốc của đƣờng ứng suất tại đầu cọc lớn

hơn nhiều so với độ dốc đƣờng ứng suất tại vị

trí đất nền giữa khoảng cách 02 cọc.

Biểu đồ 2: Ứng suất thiết bị đo Ps9 và Ps1 khi

mực nước ngầm ở trạng thái tự nhiên

RX= R0 +

ΔR

VS

V

G


Ứng suất tính theo phƣơng pháp giải tích là

đƣờng tuyến tính phát triển theo chiều sâu. Ứng

suất theo mô hình thí nghiệm là đƣờng phi tuyến

không phát triển theo chiều sâu, cho thấy khi

xuất hiện hiện tƣợng tập trung ứng suất một

phần ứng suất đã chuyển tập trung lên đầu cọc

nên không còn tuyến tính.

Biểu đồ 3: Ứng suất theo phương pháp giải tích

và đo từ mô hình thí nghiệm khi mực nước

ngầm ở trạng thái tự nhiên.

Ứng suất tại đầu cọc có giá trị lớn hơn so với

ứng suất tại vị trí đất nền xung quanh cọc khi

mực nƣớc ngầm tăng thêm 50cm.

Biểu đồ 4: Ứng suất tại các thiết bị đo khi mực

nước ngầm tăng thêm 50cm

Độ dốc của đƣờng ứng suất tại đầu cọc lớn

hơn nhiều so với độ dốc đƣờng ứng suất tại vị

trí đất nền giữa khoảng cách 02 cọc khi mực

nƣớc ngầm tăng thêm 50cm.

Biểu đồ 5: Ứng suất thiết bị đo Ps9 và Ps1 khi

mực nước ngầm tăng thêm 50cm

Ứng suất tính theo phƣơng pháp giải tích là

đƣờng tuyến tính phát triển theo chiều sâu. Ứng

suất theo mô hình thí nghiệm là đƣờng phi tuyến

không phát triển theo chiều sâu, cho thấy khi

xuất hiện hiện tƣợng tập trung ứng suất một

phần ứng suất đã chuyển tập trung lên đầu cọc

nên không còn tuyến tính khi mực nƣớc ngầm

tăng thêm 50cm.

Biểu đồ 6 ứng suất theo phƣơng pháp giải

tích và đo từ mô hình thí nghiệm khi khi mực

nƣớc ngầm tăng thêm 50cm.

Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc n = s

c

Với бc : ứng suất tập trung đầu cọc;

бs : ứng suất phân bố trên nền đất yếu gữa

các cọc.

Khoảng cách bố trí cọc S=1,0m, chiều cao

cát đắp H = 1,6m.


Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc từ mô hình

thí nghiệm hiện trƣờng trong trƣờng hợp mực

nƣớc ngầm ở trạng thái tự nhiên n = 10,84 (ứng

suất phân bố trên nền đất yếu đạt ζs = 5,95

kN/m2 trong khi ứng suất tập trung đầu cọc ζc =

64,49 kN/m2).

Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc trong

trƣờng hợp khi mực nƣớc ngầm tăng thêm

50cm, n = 7,119 (ứng suất phân bố trên nền đất

yếu đạt ζs = 8,609 kN/m2 trong khi ứng suất tập

trung đầu cọc ζc = 61,293 kN/m2).

5. KẾT LUẬN

Qua nội dung nghiên cứu hệ số tập trung ứng

suất đầu cọc trong giải pháp xử lý nền bằng cọc

bê tông cốt thép kết hợp với vải địa kỹ thuật

thông qua mô hình thí nghiệm có xét đến ảnh

hƣởng của mực nƣớc ngầm tăng thêm 50cm có

thể đƣợc rút ra đƣợc kết luận nhƣ sau:

1. Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc giảm

30% trong trƣờng hợp mực nƣớc ngầm tăng

thêm 50cm.

2. Hệ số tập trung ứng suất đầu cọc giảm ảnh

hƣởng đến biến dạng của nền đất xung quanh

cọc, làm gia tăng biến dạng lệch của khối đất

trên đầu cọc và khối đất giữa 04 cọc, gây ra

những vết nứt trên bề mặt nền công trình.


[1]. Aubeny, C.P./Li, Y./ Briaud, J.L. (2002):

Geosynthetics reinforced pile supported

embankments: numerical simulation and design

needs; Geosynthetics- 7th ICG- Delmas,

Gourc& Girard (eds), pp. 365-368.

[2]. B. Le Hello, B. Chevalier, G. Combe, P.

Villard, Coupling finite elements and discrete

elements methods, application to reinforced

embankment by piles and geosynthetics.

[3]. BS 8006 (1995): British Standard, code

of practice of strengthened/ reinforced soils and

other fills, chapter 9.

[4]. Bergado, D. T., Anderson, L. R, Miura,

N. and Balasubramaniam, A. S. (1996). Soft

Ground Improvement in Lowland and Other

Environments, ASCE.

[5]. Châu Ngọc Ẩn (2012): Nền Móng Nhà

xuất bản Đại học Quốc gia Tp.HCM, pp

453÷446.

[6]. Collin, J.G. / Watson, C.H. / Han, G.

(2005): Column-Supported Embankments

solves time constraint for new road

construction; Proceedings of the Geo-Frontiers

Congress, Austin, Texas, pp. 1-9.

[7]. D.T. Bergado, J.C. Chai, Những biện

pháp kỹ thuật mới cải tạo đất yếu trong xây

dựng, Nhà xuất bản giáo dục 1994, pp 58÷60.

[8]. EBGEO (2007): Empfehlung for den

Enwurf und die Berechnung von Erdkurpern mit

Bewehrung aus Geokunststoffen; 2007. [9].

Goh, A.T.C. / The, C.I. / Wong, K.S. (1997):

Analysis of piles subjected to embankment

induced lateral soil movements; Journal of

Geotechnical and Geoenviromental

Engineering, Vol. 123, No. 9, pp. 792-801

[10]. Gourge Samir Fahmi Farag, Leateral

Spreading in basal reinforced embankments

supported by pile – like element, University

Kassel, Germany 2008, pp 125

[11]. Hans-Georg Kempfert Berhane

Gebreselassie, Excavations and Foundations in

Soft Soils , University Kassel, Germany.

Người phản biện: GS.TS. VƢƠNG VĂN THÀNH

Documents

TỔNG BIÊN TẬP Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT GS.TS. NGUYỄN ...ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2015 1 Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT ISSN - 0868 - 279X NĂM THỨ 19 SỐ 3 NĂM 2015