Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. Đ2À1 7HẾ …

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2 - 2021 1

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT

ISSN - 0868 - 279X

NĂM THỨ 25

SỐ 2 NĂM 2021

MỤC LỤC

LẠI VĂN QUÍ, HUỲNH QUỐC THIỆN, TRÀ

HỮU THỜI, TRẦN DUY TÂN: Phân tích ứng xử

hố đào sâu trong nền sét bão hòa nƣớc bằng phƣơng pháp FEM 3

TÔ VĂN LẬN, LÊ PHÖ HỮU: Nghiên cứu giải pháp

xử lý nền nhà máy chế biến gỗ Kiên Giang bằng cọc

xi măng đất 11 LÊ VINH, V CHÍ H N , LIÊN PH ỚC HUY

PH ƠN : Phân tích ảnh hƣởng của việc dâng m c nƣớc ngầm đến sức chịu tải cọc 20

HÀ N ỌC NH, TH I HỒN NH, HOÀN HẢI

YẾN, N UYỄN VIỆT TIẾN: Ảnh hƣởng của s biến

đổi tính chất cơ lý theo độ ẩm đến độ ổn định mái

dốc trên các loại đất sƣờn tàn tích khu v c Đà Lạt 28

NGÔ DOÃN HÀO: Nghiên cứu, đề xuất giải pháp nâng cao độ ổn định lò dọc vỉa than mức -103, vỉa

6 đông mở rộng tầng mức -150 đến mức -80, mỏ

Mạo Khê 36 ĐỖ THỊ MỸ CHINH, TRẦN N UYỄN HOÀN

HÙN , QU CH HỒN CH ƠN , N UYỄN DUY

PHON , HUỲNH N UYÊN HIỆP, ĐẶN CHÍ CÔN ,

N UYỄN QUỐC NH: Ứng xử Soilcrete tạo từ bùn

sét Củ Chi phục vụ công tác gia cố lún đƣờng đầu cầu

Tân Thạnh Đông bằng Jet Grouting 47

N UYỄN ĐỨC ĐẢM, ĐẶN PH ƠN N M, LÊ

THANH BÌNH, D N ỌC TH I, VŨ THẾ SON ,

LÊ VĂN HIỆP, PHẠM TH I ÌNH: Nghiên cứu

phân vùng nguy cơ sạt lở sử dụng mô hình giá trị

thông tin 56

N UYỄN M I CHI: Thiết lập biểu thức xác định

sức chống nhổ của neo xoắn trên mái nghiêng 66

TRẦN THẾ VIỆT, ÙI THỊ IÊN TRINH, TRỊNH

QUANG TOÀN, N UYỄN ĐỨC HÀ, N UYỄN

TRUN IÊN, N UYỄN MẠNH C ỜN : Phân tích

nguy cơ trƣợt lở đất ở lƣu v c sông Thao theo một

số tác nhân chính 72 LÊ BÁ VINH, ĐOÀN TẦN DUY, N UYỄN

NHỰT NHỨT: Tối ƣu hóa hệ móng bè cọc của cống kênh thủy lợi 81

TRẦN THẾ VIỆT, HOÀNG VIỆT HÙN , ÙI VĂN

TR ỜN , ĐỖ CHÍNH PH ƠN : Nghiên cứu

nguyên nhân s cố sụt lún mặt đê từ Km25+600 đến

K25+750 đê Hữu Cầu, Bắc Phú, Sóc Sơn, Hà Nội 89

PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. ĐOÀN THẾ T ỜN

HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP

PGS.TS. PHÙNG MẠNH ĐẮC

PGS.TS. HOÀNG VIỆT HÙNG

PGS.TS. PHẠM QUANG HƯNG

PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ

TS. PHÙNG ĐỨC LONG

GS. NGUYỄN CÔNG MẪN

PGS.TS. NGUYỄN ĐỨC MẠNH

PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC

GS.TS. VŨ CÔNG NGỮ

PGS.TS. VÕ PHÁN

PGS.TS. NGUYỄN HUY PHƯƠNG

GS.TS. TRẦN THỊ THANH

PGS.TS. VƯƠNG VĂN THÀNH

TS. LÊ THIẾT TRUNG

GS.TS. ĐỖ NHƯ TRÁNG

PGS.TS. TRẦN THƯƠNG BÌNH

TS. NGUYỄN TRƯỜNG HUY

PGS.TS. ĐẬU VĂN NGỌ

PGS.TS. TẠ ĐỨC THỊNH

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) 152 Lê Duẩn - Đống Đa - Hà Nội Tel: 024. 22141917.

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

Xuất bản 3 tháng 1 kz Nộp lưu chiểu: tháng Sáu 2021 In tại Công ty TNHH in và Thương mại Mê Linh

iá: 20.000 đ


VIETNAM GEOTECHNIAL JOURNAL

ISSN - 0868 - 279X

VOLUME 25

NUMBER 2 - 2021

CONTENTS

LAI VAN QUI, HUYNH QUOC THIEN, TRA HUU

THOI, TRAN DUY TAN: Finite Element Method

(FEM) for Analing behavior of a deep excavation in soft clay 3

TO VAN LAN, LE PHU HUU: Soils-cement pile

application for foundation treatment at the Kien

Giang Wood Processing Factory 11

LE BA VINH, VO CHI KHANG, LIEN PHUOC HUY

PHUONG: Analyzing the Effects of Increasing

Grounwater to the Pile Resistance 20

HA NGOC ANH, THAI HONG ANH, HOANG HAI

YEN, NGUYEN VIET TIEN: Changes in geotechnical

paramenters of residual soils with water content and factor of safety of assumed slope in Dalat 28

NGO DOAN HAO: Research on the solution for

improving the stability of drift at level -103, 6 seam

to expand exploitation level from -150 to -80 at Mao

Khe coal mine 36

DO THI MY CHINH, TRAN NGUYEN HOANG

HUNG, QUACH HONG CHUONG, NGUYEN DUY

PHONG, HUYNH NGUYEN HIEP, DANG CHI

CONG, NGUYEN QUOC ANH: Mechanical

behaviors of soilcrete specimens by Jet Grouting

technology from Cu Chi soft clay to treat differential

settlement of Tan Thanh Dong bridge 47

NGUYEN DUC DAM, DANG PHUONG NAM, LE

THANH BINH, DU NGOC THAI, VU THE SONG,

LE VAN HIEP, PHAM THAI BINH: Landslide

Susceptibility Mapping Using Information Value

Model 56

NGUYEN MAI CHI: The estalishment of pulled-out

bearing capacity equation of screw anchor on the

soils slope 66

TRAN THE VIET, BUI THI KIEN TRINH, TRINH

QUANG TOAN, NGUYEN DUC HA, NGUYEN

TRUNG KIEN, NGUYEN MANH CUONG: Analyze landslide risk for the Thao river catchment using

main impact factors 72

LE BA VINH, DOAN BA TAN DUY, NGUYEN

NHUT NHUT: Optimization of rafts- piles

foundations of irrigation canals 81

TRAN THE VIET, HOANG VIET HUNG, BUI VAN

TRUONG, DO CHINH PHUONG: Study on critical

DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF

Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG

EDITORIAL BOARD

Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC

Assoc. Prof., Dr. HOANG VIET HUNG

Assoc. Prof., Dr. PHAM QUANG HUNG

Assoc. Prof., Dr. NGUYEN BA KE

Dr. PHUNG DUC LONG

Prof. NGUYEN CONG MAN

Assoc. Prof. Dr. NGUYEN DUC MANH

Assoc. Prof., Dr. NGUYEN SY NGOC

Prof.,Dr. VU CONG NGU

Assoc. Prof., Dr. VO PHAN

Assoc. Prof., Dr. NGUYEN HUY

PHUONG

Prof., Dr. TRAN THI THANH

Assoc. Prof., Dr. VUONG VAN THANH

Dr. LE THIET TRUNG

Prof., Dr. DO NHU TRANG

Assoc. Dr. TRAN THUONG BINH

Dr. NGUYEN TRUONG HUY

Assoc. Prof., Dr. DAU VAN NGO

Assoc. Prof., Dr. TA DUC THINH

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: 152 Le Duan, Dong Da, Hanoi

Tel: 024.22141917. Email: [email protected];

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

Copyright deposit: June 2021


subsidence incident of Huu Cau dike in Soc Son

district, Ha Noi 89


PHÂN TÍCH ỨNG XỬ HỐ ĐÀO SÂU TRONG NỀN SÉT BÃO HÕA NƯỚC BẰNG PHƯƠNG PHÁP FEM

LẠI VĂN QUÍ*, HUỲNH QUỐC THIỆN

**

TRÀ HỮU THỜI**

, TRẦN DUY TÂN***

Finite Element Method (FEM) for Analing behavior of a deep

excavation in soft clay

Abstract: The paper uses Plaxis 2D with some soils modelling (Mohr-

Coulomb, Hardening Soil) for predicting behavior of deep excavation in

saturead soft clays. The prediction data are compared with mesuring in

field and find out that hardening soil modell seems the most fitting.

1. GIỚI THIỆU *

Chuyển vị của tƣờng chắn đất trong bài

toán hố đào sâu là một trong những vấn đề

quan trọng vì nó ảnh hƣởng đến ổn định hố

đào sâu, c ng nhƣ các công trình lân cận

Chuyển vị ngang tƣờng chắn và ổn định hố

đào sâu phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác nhau

nhƣ địa chất, độ cứng của tƣờng chắn và hệ

thanh chống, c ng nhƣ ảnh hƣởng của tải

trọng và các yếu tố khác

Hiện tại việc d đoán chuyển vị của tƣờng

chắn trong thi công hố đào sâu cho những d án

th c tế, c ng nhƣ các nghiên cứu thƣờng đƣợc

sử dụng bằng phần mềm phần tử hữu hạn,

Plaxis 1-11 Trong đó, các mô hình đất thƣờng

đƣợc áp dụng nhất: Mô hình Mohr Coulomb

(MC), mô hình Hardening Soil (HS) Kèm theo

đó là các phƣơng pháp phân tích ứng xử của đất

không thoát nƣớc theo phƣơng pháp ứng suất

hữu hiệu gọi là Undrained , Undrained B và

phân tích theo ứng suất tổng gọi là Undrained C

Tuy nhiên trong các nghiên cứu gần đây ở Việt

Nam 12-14 , v n chƣa có nghiên cứu, đánh giá

* Kh Th y D g T g i học Bách

Khoa - i học Q c Gi Th h ph Hồ Chí Mi h ** T g i học D y T - Nẵ g *** T g i học Gi Thô g V tải Th h ph

Hồ Chí Mi h

ƣu nhƣợc điểm của các mô hình đất khác nhau,

c ng nhƣ l a chọn loại phân tích phù hợp cho

ứng xử của đất bùn sét yếu

Do đó, trong bài báo này tập trung nghiên

cứu, đánh giá các mô hình đất và phân tích ứng

xử của đất sét bão hòa nƣớc để có thể d đoán

chính xác chuyển vị ngang của tƣờng chắn hố

đào sâu trong đất yếu khu v c thành phố H Chí

Minh Từ đó, l a chọn mô hình tính toán và

phƣơng pháp phân tích phù hợp nhất với mục

tiêu d đoán chính xác chuyển vị ngang của

tƣờng chắn trong đất yếu

2. CÁC MÔ HÌNH VẬT LIỆU

2.1. Mô hình Mohr-Coulomb

Mô hình Mohr-Coulomb là mô hình đất cơ

bản và phổ biến với ứng xử đàn h i - d o lý

tƣởng và sử dụng tiêu chuẩn phá hoại của Mohr-

Coulomb Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng

của mô hình Mohr-Coulomb đƣợc thể hiện

Hình 1 Các thông số của mô hình bao g m:

Thô g hồi:

E: Mô đun đàn h i Young (kN m2)

: Hệ số poison

Thô g há h i d :

c': L c dính hữu hiệu (kN m2)

': Góc ma sát trong hữu hiệu (độ)

: Góc giãn nở (độ)


Hình 1. Q hệ giữ ứ g ấ v biế d g

trong mô hình Mohr-Coulomb

2.2. Mô hình Hardening Soil

Mô hình tăng bền đ ng hƣớng Hardening Soil

(HS) là mô hình đất nâng cao dùng để mô phỏng

ứng xử của nhiều loại đất khác nhau, dành cho cả

đất mềm và đất cứng Tăng bền cắt dùng để mô

phỏng các biến dạng không h i phục của đất nền

khi chịu ứng suất lệch (ứng suất cắt) ban đầu

Tăng bền nén dùng để mô phỏng các biến dạng

không h i phục của đất nền khi chịu tải nén 1

trục ban đầu (nén cố kết hay nén đ ng hƣớng)

Các thông số mô hình bao g m:

c': L c dính hữu hiệu (kN m2)

': Góc ma sát trong hữu hiệu (độ)

E50: Mô đun cát tuyến từ thí nghiệm nén 3

trục cố kết thoát nƣớc (kN m2)

Eoed: Mô đun tiếp tuyến từ thí nghiệm nén cố

kết (kN m2)

Eur: Độ cứng gia và dở tải (kN m2)

m: Hệ số m

ur: Hệ số poisson gia và dở tải

pref: Áp l c tham chiếu (kN m2)

Hình 2. M d g hô g gi ứ g ấ

chí h c ô h h H de i g S i

2.3. P t t át ớ với ứ

suất ữu iệu (U drai ed-Couple Analysis)

Phân tích Undrained đƣợc sử dụng nhằm

mục đích xem xét ứng xử của đất nền theo ứng

suất hữu hiệu, có kể đến quá trình phát triển áp

l c nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ trong đất theo lý

thuyết cố kết của Terzaghi: σ=σ’+σw

P á ( t t e ứ suất

ữu iệu) U drai ed

Ứng xử vật liệu: Undrained

Thông số sức chống cắt hữu hiệu: c’, ’, ’

Thông số độ cứng hữu hiệu: E50’, ’

P á ( t t e ứ suất

ữu iệu) U drai ed

Ứng xử vật liệu: Undrained

Thông số sức chống cắt không thoát nƣớc

c=cu, =0, =0

Thông số độ cứng hữu hiệu: E50’, ’

P á C ( t t e ứ suất

tổ ) U drai ed C

Thông số sức chống cắt không thoát nƣớc

(ứng suất tổng) c=cu, =0, =0

Thông số độ cứng không thoát nƣớc:

Eu, u =0.495

Nếu không muốn sử dụng tu chọn

Undrained trong Plaxis để phân tích ứng xử

không thoát nƣớc, chỉ có thể mô phỏng ứng xử

không thoát nƣớc bằng cách chọn kiểu vật liệu

Non-porous và nhập tr c tiếp thông số đàn h i

không thoát nƣớc và thông số sức chống cắt

không thoát nƣớc

2.4. P t t át ớ với ứ suất ữu

iệu (Drai ed-Uncouple Analysis)

Phân tích Drained đƣợc sử dụng nhằm mục

đích không phát sinh áp l c nƣớc lỗ rỗng thặng

dƣ trong đất nền Đất và nƣớc đƣợc xem nhƣ 1

vật liệu duy nhất đang chịu tải (không liên quan

gì đến thoát nƣớc) Phân tích Drained chủ yếu

áp dụng cho các loại đất rời (thoát nƣớc nhanh)

và ứng xử lâu dài của đất sét

3. TỔN QU N DỰ N

Vị trí d án căn hộ The Golden Star nằm

giữa trung tâm phát triển năng động và hiện đại


D án tọa lạc tại vị trí vàng quận 7 mặt tiền số

72 đƣờng Nguyễn Thị Thập Phối cảnh và vị trí

d án đƣợc thể hiện ở Hình 3.

Hình 3. Vị í d á 72 Ng yễ Thị Th

q 7

Hình 4. ích h ớc h h học c cô g h

Hình 5. M b g hiệ g x g q h d á

D án căn hộ The Golden Star với quy mô 2

tầng hầm có diện tích hầm hơn 4500m2. Móng

đại trà có cao độ trung bình là -6,65m, hố pít là -

9,65m. Kích thƣớc hình học chính của công

trình có thể đƣợc thể hiện ở Hình 5 và Hình 6,

thể hiện mặt bằng hiện trạng và mặt cắt ngang

sẽ phân tích trong bài báo này

Hình 6. M c h h học g h h hiệ

c g

Trình t thi công mô phỏng trong Plaxis bao

g m các bƣớc nhƣ sau:

Bƣớc 1: Kích hoạt tải bề mặt

Bƣớc 2: Thi công ép cừ

Bƣớc 3: Đào đất đến cao độ -1,3mGL

Bƣớc 4: Lắp hệ giằng H350 cao độ -0,8mGL

Bƣớc 5: Đào đất đến cao độ -4,05mGL

Bƣớc 6: Lắp hệ giằng H400 cao độ -3,5mGL

Bƣớc 7: Đào đất đến cao độ đáy móng đại trà

-6.65mGL

Bƣớc 8: Thi công ép cừ 9m khu v c hố pít

Bƣớc 9: Thi công sàn và móng đại trà xung

quanh hố pít, lắp hệ giằng H350

Bƣớc 10: Đào đất khu v c hố pít đến cao

trình -9.65mGL

Bƣớc 11: Thi công móng l i thang khu v c

hố pít và thi công full sàn B2

D a và mặt bằng d án, trình t thi công, tải

bề mặt, các lớp đất và d a vào cách xác định

điều kiện biên bên trên để th c hiện mô hình mô

phỏng nhƣ Hình 7.


Hình 7. M t c t mô phỏng

4. BÀI TOÁN PHÂN TÍCH

Trong mô hình Plaxis có các phƣơng pháp

phân tích undrained khác nhau. Bài toán phân

tích sử dụng mô hình Hardening Soil theo

phƣơng pháp phân tích undrained và phƣơng

pháp undrained B phục vụ cho việc tính toán

biện pháp thi công hố đào sâu đƣợc sử dụng cho

d án này nhằm mục đích so sánh kết quả phân

tích thu đƣợc với kết quả quan trắc th c tế tại

hiện trƣờng Ngoài ra tác giả còn sử dụng

phƣơng pháp undrained C để làm bài toán phân

tích ngƣợc để chọn ra thông số tối ƣu cho địa

chất khu v c c ng nhƣ so sánh đánh giá kết quả

tính toán với các phƣơng pháp khác nhau

4.1. P t u ể vị a t ờ ắ

ằ Harde i S i t e

á t U drai ed

ả 1. ả tổ ợ á t số địa

t e á U drai ed

Thông số địa chất sử dụng trong phần mềm

Plaxis theo phƣơng pháp Undrained cho lớp

bùn sét yếu (lớp 1 bùn sét d o chảy) là thông số

hữu hiệu đƣợc xác định từ thí nghiệm 3 trục

CU. Bảng 1 tổng hợp các thông số địa chất theo

phƣơng pháp phân tích Undrained

4.2. P t u ể vị a t ờ ắ

ằ Harde i S i t e

á t U drai ed

ả 2. ả tổ ợ á t số

t t á t e á

Thông số địa chất của lớp bùn sét yếu theo

phƣơng pháp phân tích Undrained B đƣợc xác

định từ thí nghiệm cắt cánh hiện trƣờng Sức

chống cắt không thoát Su lấy từ kết quả thí

nghiệm cắt cánh Giá trị độ cứng của đất đƣợc

lấy theo tƣơng quan E=(100-300)Su tăng theo

độ sâu Lớp bùn sét yếu dày 20m đƣợc chia là 3

lớp nhỏ mỗi lớp dày 7m từ lớp 1,1 đến lớp 1,3.

Mục đích chia nhỏ để đƣa thông số sức chống


cắt không thoát nƣớc Su vào một cách sát với

th c tế vì có s thay đổi giá trị Su theo độ sâu

lớn Bảng 2 thể hiện các thông số nhập vào mô

hình phân tích theo phƣơng pháp Undrained B

cho lớp bùn sét yếu và các lớp còn lại tƣơng t

nhƣ Bảng 1

C ng tƣơng t nhƣ phƣơng pháp Undrained

B, thông số địa chất cho phƣơng pháp

Undrained C c ng đƣợc xác định từ thí nghiệm

cắt cánh hiện trƣờng và công thức độ cứng theo

tƣơng quan E=(100-300)Su Lớp đất bùn sét yếu

đƣợc chia làm 4 lớp Giá trị Su và E đƣợc biểu

diễn tăng theo độ sâu nhờ sử dụng những thông

số nâng cao trong mô hình Morh-Coulomb.

Bảng 3 thể hiện thông số đất cho phƣơng pháp

Undrained C.

ả 3. ả tổ ợ á t số

t t á t e á C

5. KẾT QUẢ PHÂN TÍCH

Kết quả chuyển vị ngang của cừ giai đoạn

đào đất đến -9,65m theo phƣơng pháp phân tích

Undrained và Undrained B lần lƣợt đƣợc thể

hiện ở Hình 8 và Hình 9.

Hình 8. Chuy n vị ngang cừ Ux=15,1cm

(HS Undrained A)

Hình 9. Chuy n vị ngang cừ Ux=19,2cm

(HS Undrained B)

Kết quả d đoán ứng xử của hố đào sâu bằng

mô hình HS theo 2 phƣơng pháp phân tích


Undrained và B đƣợc tổng hợp và so sánh với

kết quả quan trắc th c tế thể hiện ở Bảng 4, bao

g m chuyển vị ngang của cừ, nội l c hệ giằng 1

và hệ giằng 2, lún nền và hệ số ổn định tổng thể

ả 4. S sá t t t á iữa á

á và qua trắ t ự t

Kết quả so sánh Bảng 4 cho thấy phƣơng

pháp Undrained sử dụng thông số hữu hiệu

từ thí nghiệm CU cho kết quả chuyển vị và độ

lún d đoán nhỏ hơn kết quả quan trắc th c tế,

chuyển vị cừ tính toán theo phƣơng pháp là

15,1cm trong khi quan trắc là 18,9cm, điều này

thiên về nguy hiểm, nội l c hệ giằng theo

phƣơng pháp phân tích này sẽ lớn hơn th c tế

do cừ chuyển vị lớn hơn d đoán Phƣơng pháp

phân tích Undrained B cho kết quả chuyển vị

cừ và lún nền gần sát quan trắc hơn, sai số là

nhỏ hơn 5%

Căn cứ vào sức chống cắt không thoát nƣớc

Su từ 2 thí nghiệm CU và cắt cánh VST ở

Hình 10 Sức chống cắt không thoát nƣớc từ

thí nghiệm trong phòng đang lớn hơn sức

chống cắt từ thí nghiệm hiện trƣờng Điều đó

d n tới kết quả d đoán theo phƣơng pháp

Undrained nhỏ hơn giá trị quan trắc đƣợc

Vì vậy việc tính toán theo thí nghiệm trong

phòng ở d án này chƣa đảm bảo Ngoài ra,

kết hợp với hệ số quá cố kết OCR theo độ sâu

Hình 11, nhận thấy lớp mặt từ 0-8m là đất quá

cố kết với hệ số (OCR>1), tuy nhiên từ độ sâu

8m đến độ sâu 21m là đất chƣa cố kết bởi

trọng lƣợng bản thân (OCR<1) nên việc tính

toán theo phƣơng pháp đang thiếu an toàn

vì chƣa xét đến hệ số cố kết OCR Phƣơng

pháp B sức chống cắt không thoát nƣớc Su

đƣợc đƣa tr c tiếp vào mô hình nên không bị

ảnh hƣởng bởi hệ số OCR Do đó tính toán

theo phƣơng pháp phân tích Undrained B đảm

bảo đƣợc giá trị Su đúng với th c tế của đất,

không phụ thuộc vào điều kiện cố kết

Phƣơng pháp phân tích Undrained tính

toán sức chống cắt Su và độ cứng phụ thuộc vào

trạng thái ứng suất ban đầu với hệ số OCR luôn

lớn hơn 1 Điều kiện của phƣơng pháp phân tích

Undrained đƣợc xem nhƣ là đất cố kết

thƣờng, đối với trƣờng hợp đất chƣa cố kết nhƣ

đã phân tích trong trƣờng hợp này là không phù

hợp và thiên về trạng thái không an toàn Đối

với trƣờng hợp đất yếu có hệ số OCR < 1 tính

toán theo phƣơng pháp chƣa đủ độ tin cậy,

nhiều trƣờng hợp đất yếu chƣa cố kết bởi trọng

lƣợng bản thân thì dễ gây ra nhầm l n trong việc

ƣớc lƣợng giá trị Su ban đầu của đất d n đến kết

quả d đoán nhỏ hơn th c tế quan trắc đƣợc

Việc l a chọn phƣơng pháp thiết kế cho

công trình này cần d a trên các yếu tố nhƣ sức

chống cắt không thoát nƣớc Su, hệ số quá cố

kết OCR để đánh giá mức độ an toàn của 2

phƣơng pháp trên, từ đó l a chọn phƣơng

pháp thích hợp

Hình 10. Giá ị ức ch g c hô g h á

ớc he


Hình 11. Hệ OCR he

Kết quả phân tích tính toán ứng với từng giai

đoạn theo cả 3 Phƣơng pháp: Phƣơng pháp ,

Phƣơng pháp B, Phƣơng pháp C và kết quả

quan trắc th c tế đƣợc so sánh trên cùng một

biểu đ Hình 12 và Hình 13.

Hình 12. S á h ế q ả 3 h ơ g há

Gi i -6,65mGL)

Hình 13. S á h ế q ả 3 h ơ g há

Gi i -9,65mGL)

Kết quả so sánh ở Hình 12 và Hình 13 cho

thấy rằng cả 2 phƣơng pháp phân tích

Undrained B bằng mô hình HS và Undrained C

bằng mô hình MC cho kết quả tƣơng đ ng với

nhau và tƣơng đ ng với kết quả quan trắc th c

tế Đặc điểm chung khi sử dụng 2 phƣơng pháp

này là giá trị sức chống cắt không thoát nƣớc Su

của đất bùn sét bão hòa nƣớc đƣợc đƣa tr c tiếp

vào mô hình từ kết quả thí nghiệm xác định sức

kháng cắt tại hiện trƣờng Độ cứng đất bùn sét

yếu E=(100-300)Su, giá trị E tăng theo độ sâu

6. KẾT LUẬN

Phƣơng pháp phân tích Undrained với mô

hình Hardening Soil không phù hợp sử dụng để

phân tích ứng xử của đất bùn sét yếu có hệ số cố

kết OCR < 1

Phƣơng pháp phân tích Undrained B với mô

hình Hardening Soil và Undrained C với mô hình

Morh Coulomb phù hợp để phân tích ứng xử của

đất bùn trong mọi trƣờng hợp của hệ số OCR

Kết quả phân tích d án Golden Star cho kết quả

d đoán chuyển vị cừ sát với th c tế quan trắc

đƣợc Phân tích thiên về an toàn và là cơ sở tốt

để áp dụng phƣơng pháp phân tích ngƣợc

Quan trắc

Quan trắc


Đối với đất bùn sét yếu việc xác định sức

kháng cắt không thoát nƣớc Su từ thí nghiệm cắt

cánh hiện trƣờng là quan trọng khi hệ số

OCR<1 Tƣơng quan giữa Mô đun đàn h i E và

sức chống cắt không thoát nƣớc Su có thể chọn

E= (100-300) Su. Trong tính toán nên phân chia

lớp bùn sét dày thành các lớp bùn sét nhỏ khác

nhau và lấy độ cứng E tăng theo độ sâu tƣơng

ứng với 100Su, 200Su, 300Su

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Burland, J B (1965) The yieding and

dilation of clay correspondence,

Geotechnique, 15(1), 211-214.

2. Banerjee, P. K., & Butterfield, R. (Eds.).

(1991) dvanced Geotechnical nalyses

Developments in Soil Mechanics and

Foundation Engineering-4. CRC Press.

3. Chang-Yo Ou (2006), Deep Excavation -

Theory and Practice, Taylor & Francis Group

London.

4. Zhang, W., Li, Y., Goh, A. and Zhang, R.

2020. "Numerical study of the performance of

jet grout piles for braced excavations in soft

clay." Computers and Geotechnics 124: 103631.

5. Hung, N. K. and Phienwej, N. 2016.

"Practice and experience in deep excavations in

soft soil of Ho Chi Minh City, Vietnam." KSCE

Journal of Civil Engineering 20(6): 2221-2234.

6. Huynh, Q. T., Tran, V. T. and Nguyen, M.

T. 2020. Analyzing the settlement of adjacent

buildings with shallow foundation based on the

horizontal displacement of retaining wall.

Geotechnics for Sustainable Infrastructure

Development, Springer: 313-320.

7. Hòa Bình Group (2017), Hƣng Phát 3

construction method statement, Ho Chi

Minh City.

8. Hu nh Quốc Thiện, Nguyễn Minh Tâm ,

Lê Trọng Nghĩa 2018 Phân tích chuyển vị giới

hạn tƣờng vây theo mức độ ảnh hƣởng đến công

trình lân cận, Tạp chí Xây D ng.

9. Hu nh Quốc Thiện, Nguyễn Minh Tâm.

2018 Ƣớc lƣợng module cát tuyến E50 của

tầng cát dày khu v c quận 1, Tp. H Chí Minh

bằng phƣơng pháp phần tử hữu hạn, Tạp chí

xây d ng.

10. Lại Văn Quí, Hu nh Quốc Thiện, Đỗ

Thanh Hải. 2020. Phân tích hiệu quả làm việc

của hệ tƣờng chắn kết hợp- tƣờng vây và tƣờng

cọc cắt- trong việc tăng chiều sâu tầng hầm. Tạp

chí xây d ng.

Ng i hả biệ : PGS, TS. NGUYỄN VĂN DŨNG


NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN NHÀ MÁY CHẾ BIẾN GỖ KIÊN GIANG BẰNG CỌC XI MĂNG ĐẤT

TÔ VĂN LẬN*, LÊ PHÖ HỮU

**

Soils-cement pile application for foundation treatment at the Kien Giang

Wood Processing Factory

Abstract: The soft ground condition often brings difficult and complicated

challenges with much time and cost consuming for foundation treatment.

Thus, the designing and constructing progress must offer suitable solutions

h e i cc d ce wi h i e’ ge gic c di i d di g c e

to ensure quality insurance and cosntruction time with low cost. This

article examines the cement pile application for foundation treatment at

the Kien Giang Wood Processing Factory with different recommended

measurements, and then compare with the ground treatment solution using

the vacuum consolidation method to explore the target approaches. The

results could be used as a reference for similar constructions and

geological conditions.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ *

Kiên Giang là khu v c có nền đất tƣơng đối

yếu, với các đặc tính địa kỹ thuật nhƣ: tính nén

lún cao, sức chịu tải thấp, độ ẩm cao và chứa

các thành phần hữu cơ trong đất Do vậy, khi

đầu tƣ các công trình xây d ng trên địa bàn tỉnh,

việc l a chọn các giải pháp xử lý nền phù hợp,

tiết kiệm, có hiệu quả là vấn đề rất cần thiết

Sử dụng coc xi măng đầt (XMĐ) đang là giải

pháp đƣợc sử dụng khá phổ biến ở nƣớc ta hiện

nay trong xây d ng các công trình xây d ng dân

dụng - công nghiệp, giao thông và thủy lợi nói

chung c ng nhƣ ở Kiên Giang nói riêng Cọc

XMĐ có một số ƣu, nhƣợc điểm chính nhƣ sau:

- u điể :

+ Thi công nhanh, kỹ thuật thi công không quá

phức tạp, yếu tố rủi ro thấp Tiết kiệm thời gian thi

công so với sử dụng cọc bê tông cốt thép do

không phải chờ đúc cọc và đạt đủ cƣờng độ

+ Phạm vi áp dụng rộng, thích hợp với các

* Giả g viê h y d g T g H. iế úc TP.

Hồ Chí Mi h ** Học viê c học g h h x y d g T g

H. iế úc TP. Hồ Chí Mi h

loại đất yếu (từ cát thô cho đến bùn yếu) Nếu

địa chất nền đất là cát thì rất phù hợp và độ tin

cậy cao

+ Thiết bị nhỏ gọn do đó thi công đƣợc trong

điều kiện mặt bằng chật hẹp, ngập trong nƣớc

Khả năng xử lý nền đất sâu

+ Khi thi công ít chấn động, ít tiếng n, hạn

chế tối đa ảnh hƣởng đến các công trình lân cận,

giảm thiểu vấn đề ô nhiễm môi trƣờng

- N ợ điể :

+ Cƣờng độ trụ tại hiện trƣờng bị ảnh hƣởng

của nhiều yếu tố vì thế cƣờng độ hiện trƣờng rất

khó xác định chính xác trong giai đoạn thiết kế

sơ bộ

+ Phụ thuộc nhiều vào công nghệ thi công

nên yêu cầu có hệ thống tiêu chuẩn, các quy

trình, quy định thi công nghiêm ngặt

+ Cọc XMĐ chịu cắt kém và không phù hợp

với điều kiện thủy văn phức tạp

Bài viết này nghiên cứu giải pháp cọc XMĐ

xử lý nền đất yếu của d án Nhà máy Chế biến

gỗ Kiên Giang nhằm so sánh với trƣờng hợp xử

lý nền của d án bằng giải pháp bơm hút chân

không, một trong các phƣơng án đã đƣợc đề


xuất trong giai đoạn lập d án đầu tƣ Qua tính

toán kỹ thuật, kinh tế rút ra nhận xét, đánh giá,

đề xuất l a chọn phƣơng án hợp lý cho d án

2. C C YẾU TỐ ẢNH H ỞN ĐẾN

C ỜN ĐỘ CỦ CỌC XMĐ

2.1 Ả ở ủa ại đất

Bản chất hóa lý của đất (nhƣ đƣờng cong thành

phần hạt, hàm lƣợng ngậm nƣớc, giới hạn silicat

và nhôm, pH của nƣớc lổ rỗng và hàm lƣợng mùn

hữu cơ) ảnh hƣởng đến tính chất của khối XMĐ.

Nói chung nếu hàm lƣợng sét tăng thì số lƣợng xi

măng yêu cầu c ng tăng; có thể đó là do với các

hạt nhỏ thì diện tích bề mặt lớn và lƣợng tiếp xúc

giữa xi măng và các hạt đất sẽ tăng 1

2.2 Ả ở ủa à ợ xi ă

Khi lƣợng xi măng tăng thì cƣờng độ của

XMĐ c ng tăng, phụ thuộc vào loại đất và tính

chất của xi măng Các kết quả nghiên cứu cho

thấy mối quan hệ giữa tỷ lệ xi măng dùng với

cƣờng độ nén nở hông của m u XMĐ gần nhƣ là

tuyến tính Lƣợng xi măng càng cao thì cƣờng độ

nén nở hông càng cao Tùy theo yêu cầu của thiết

kế cần cƣờng độ nén nở hông của m u XMĐ nhƣ

thế nào ta có thể tính toán ngoại suy nội suy cho

lƣợng xi măng cần dùng trong 1 m3 đất

2.3 Ả ở ủa ợ ớ và độ H

tr đất

Việc tăng lƣợng nƣớc trong đất sẽ làm giảm

cƣờng độ khối XMĐ. Kết quả một số nghiên

cứu cho thấy ảnh hƣởng của hàm lƣợng nƣớc

thay đổi từ 60 đến 120% trên m u thí nghiệm

cho một loại đất biển xử lý với 5 đến 20% xi

măng, sau 60 ngày ninh kết Kết quả cho thấy

cƣờng độ giảm cho mọi hàm lƣợng xi măng

Các kết quả cho thấy rằng trong một phạm vi

nhất định, độ pH của đất có ảnh hƣởng tích c c

hoặc tiêu c c đến cƣờng độ của m u XMĐ.

Trong giới hạn này, cƣờng độ nén nở hông

không đơn giản phụ thuộc vào độ pH của đất mà

còn d a vào độ ẩm của đất (tức là lƣợng nƣớc

có chứa trong đất), xét đến các ảnh hƣởng của tỷ

lệ giữa nƣớc hàm lƣợng xi măng tƣơng ứng đến

cƣờng độ nén nở hông

2.4. Ả ở ủa tuổi ọ XMĐ

Cƣờng độ của XMĐ tăng lên theo thời gian,

tƣơng t nhƣ bê tông Các kết quả cho thấy ảnh

hƣởng của tuổi từ 2-2000 ngày đối với đất sét

biển gia cố bởi xi măng Porland

Cƣờng độ của cọc XMĐ tăng lên theo thời

gian, tƣơng t nhƣ bê tông Nhƣng vấn đề là đối

với mỗi loại đất và loại lƣợng chất kết dính khác

nhau, cần nghiên cứu mối tƣơng quan của s

phát triển cƣờng độ đó Do đó, đối với mỗi công

trình, luôn cần thiết chỉ r đƣợc về cơ bản mối

quan hệ giữa cƣờng độ nén 7 ngày và 28 ngày

Từ đó có thể nội suy ngoại suy các kết quả cần

d đoán d a vào mối tƣơng quan này D đoán

mối trƣơng quan này có ý nghĩa rất lớn trong vấn

đề rút ngắn tiến độ đáng kể cho các d án

3. CÁC QUAN ĐIỂM THIẾT KẾ CỌC XMĐ

Th c tế hiện nay có các quan điểm tính toán

cọc XMĐ nhƣ sau:

- Xem cọc XMĐ làm việc nhƣ cọc cứng;

- Xem cọc XMĐ và nền cùng làm việc đ ng

thời, còn gọi là nền tƣơng đƣơng;

- Một số nhà khoa học đề nghị phƣơng pháp

thứ 3 là kết hợp hai phƣơng pháp trên, còn gọi

lả phƣơng pháp hỗn hợp, nghĩa là về sức chịu

tải thì tính nhƣ cọc , còn tính về biến dạng thì

nhƣ nền tƣơng đƣơng

Dƣới đây giới thiệu tóm tắt một số lý thuyết

tính toán theo các quan điểm này

3.1. Theo qua điểm cọc XMĐ làm việc

ọc cứng

a. Đánh giá theo trạng thái giới hạn 1

Để móng cọc ổn định đảm bảo an toàn cần

thỏa mãn các điều kiện sau:

Nội l c lớn nhất của cọc:

Nmax < [Nvật liệu]/k

Mô men lớn nhất trong cọc:

Mmax < [Mvật liệu] /k

Chuyển vị của khối móng:

ωy < ωy]

Trong đó: Nvật liệu] - Tải trọng giới hạn của

cọc XMĐ (kN)

[Mvật liệu] - Mô men giới hạn của cọc XMĐ (kNm)


k - hệ số an toàn

ωy] - chuyển vị cho phép (m)

b. Đánh giá theo trạng thái giới hạn 2

Tổng độ lún của móng: ΣSi < [S]

Trong đó:

[S] - Độ lún giới hạn cho phép (m).

ΣSi - Độ lún tổng cộng của móng (m).

3.2. Theo qua điểm cọc làm việ ền

t đ

Nền đất sau gia cố đƣợc xem là một hệ (đất -

cọc - đất) Khi tính ta quy đổi hệ này thành một

nền tƣơng đƣơng có các đặc trƣng cơ lý phụ

thuộc vào đặc trƣng cơ lý của đất - cọc XMĐ và

dạng bố trí cọc XMĐ 3 ; 5

Hình 1. Q y ổi nề ơ g ơ g

(a). Nền th c tế, (b). Nền quy đổi tƣơng đƣơng

1. Cọc XMĐ, 2 Đất xung quanh cọc

Các tham số của nền tƣơng đƣơng bao g m:

mô đun đàn h i tƣơng đƣơng Etd, l c dính đơn

vị tƣơng đƣơng ctd, góc ma sát trong tƣơng

đƣơng td, khối lƣợng thể tích tƣơng đƣơng ρtd đƣợc tính đổi theo công thức sau:

Etd = tEc + (1- t)Ep

ctd = tcc + (1- t)cp td = t c + (1- t) p

ρtd = tρc + (1-t)ρp

Trong đó: t - Tỷ lệ giữa diện tích cọc và diện

tích đất nền bao quanh cọc

Với: t = c/Ap; ở đây, c là diện tích cọc

XMĐ; p là diện tích đất nền đƣợc gia cố

3.3 Một số qua điểm tính toán hỗn hợp

Tính toán hỗn hợp, theo quan điểm này nghĩa

là khi tính về sức chịu tải thì tính cọc XMĐ nhƣ

cọc cứng, còn khi tính toán độ lún thì tính nhƣ

một nền tƣơng đƣơng

Thuộc nhóm này có các phƣơng pháp: theo

Viện Công nghệ Á châu ( IT); Tiêu chuẩn châu

Âu và Tiêu chuẩn Thƣợng Hải - Trung Quốc

4. ỨN DỤN TÍNH TO N XỬ LÝ NỀN

NHÀ M Y CHẾ IẾN Ỗ IÊN I N

ẰN CỌC XMĐ

4.1. iới t iệu về dự á

a. Quy mô dự án

- Tên d án: Nhà máy chế biến gỗ Kiên

Giang [8].

- Địa điểm xây d ng: Khu công nghiệp Thạnh

Lộc, huyện Châu Thành, tỉnh Kiên Giang

- Chủ đầu tƣ: Tập đoàn Công nghiệp cao su

Việt Nam

- Quy mô d án: D án Nhà máy chế biến gỗ

Kiên Giang có quy mô diện tích sử dụng đất là:

89,113 m2; công suất: 75 000 m

3 năm; tổng mức

đầu tƣ d án khoảng 1 491 tỷ đ ng

b. Số liệu về địa chất công trình

Căn cứ kết quả tại 10 hố khoan, từ HK1 đến

HK11, địa tầng tại vị trí xây d ng công trình

đƣợc phân thành các lớp đất:

- Lớp : Cát san lấp, dày 1,1 - 1,8 m;

- Lớp 1: Bùn sét, màu xám nâu đen, trạng

thái chảy, dày 10,8 - 14,1 m;

- Lớp 2: Sét pha, nâu vàng - xám trắng, trạng

thái d o cứng, dày 10,1 - 24,5 m;

- Lớp 3: Cát pha, nâu vàng - xám đen, trạng

thái d o, dày 4,2 - 7,7 m;

- Lớp 3a: Sét pha, xám đen, trạng thái d o

cứng, dày 7,3 - 14,5 m;

- Lớp 3b: Cát pha, vàng nâu, trạng thái d o,

chƣa tắt ở đáy hố khoan.

Số liệu về địa chất công trình đƣợc tổng hợp

trong Bảng 1

c. Số liệu về tải trọng

H h 2. Ph i cả h ổ g b g h

Nh áy Chế biế gỗ iê Gi g


Tải trọng tác dụng lên bãi gỗ bao g m tải

trọng kết cấu áo đƣờng và tải trọng khai thác

trên mặt sàn bãi gỗ tính toán đƣợc

Ptc

= 78,70 kN/m2.

ả 1. ả tổ ợ iá trị ý t t ờ ủa á ớ đất

Chỉ tiêu cơ lý Ký

hiệu Đơn vị

Lớp đất

1 2 3 3a 3b

Thành

phần hạt

Sỏi sạn - % - - - - 1,4

Hạt cát - % 9,8 41,7 74,9 54,6 81,1

Hạt bụi - % 40,5 34,2 17,9 23,1 10,9

Hạt sét - % 49,7 24,1 7,3 22,4 6,6

Độ ẩm W % 74,48 26,89 24,55 26,97 22,77

Dung trọng t nhiên γ kN/m3

15,3 19,1 19,2 19,1 19,6

Dung trọng khô γd kN/m3

8,8 15,0 15,4 15,0 16,0

Dung trọng đẩy nổi γ' kN/m3

5,5 9,5 9,6 9,4 10,0

Tỷ trọng hạt Gs - 2,67 2,71 2,67 2,70 2,67

Hệ số rỗng e0 - 2,038 0,806 0,733 0,801 0,668

Độ bão hòa Sr % 97,7 90,4 89,4 91,0 91,0

Giới hạn chảy WL % 70,1 35,6 27,0 34,4 24,6

Giới hạn d o Wp % 37,7 21,7 20,7 22,2 19,0

Chỉ số d o Ip % 32,4 13,9 6,3 12,2 5,6

Độ sệt IL - 1,13 0,38 0,61 0,39 0,67

Góc ma sát trong độ 03058

’ 12

043

’ 21

028

’ 12

058

’ 24

038

’

L c dính c kN/m2

5,9 25,5 7,8 25,0 7,7

Hệ số nén lún a1-2 m2/kN.10

-2 0,230 0,032 0,022 0,031 0,013

Mô đun biến dạng E1-2 kN/m2 1,20 5548,6 8,64 5,87 13,10

Mô đun tổng BD E0(1-2) kN/m2 1,20 14572,0 17,77 14,85 26,67

Chỉ số SPT N Búa 0 ÷ 2 9 ÷ 29 18 ÷ 35 23 ÷ 30 18 ÷ 40

d. Lựa chọn sơ bộ phương án xử lý nền

Một số phƣơng án đƣợc đề xuất, tính toán sơ

bộ làm cơ sở l a chọn phƣơng án tối ƣu g m:

cọc XMĐ, bơm hút chân không, giếng cát kết

hợp với gia tải trƣớc

Trong phạm vi bài viết này, sẽ tính toán chi tiết

cho phƣơng án cọc XMĐ, so sánh với kết quả đã

tính toán cho phƣơng án bơm hút chân không về

các chỉ tiêu kỹ thuật và kinh tế để rút ra kết luận

e. Lựa chọn các thông số về cọc

Do tính toán giai đoạn chuẩn bị d án nên d

án chƣa có số liệu thí nghiệm các chỉ tiêu cơ lý

đặc trƣng của cọc XMĐ Các chỉ tiêu cơ lý này

tác giả tham khảo từ kết quả thí nghiệm của

công trình Cầu ông Điệp, tỉnh Sóc Trăng, công

trình có nền đất yếu tƣơng t , theo đó:

+ Cƣờng độ chịu nén đơn của cọc XMĐ ở 28

ngày tuổi với hàm lƣợng xi măng 210 kg m3 đất

t nhiên là: qu = 906,93 kN/m2;

+ Dung trọng của cọc XMĐ: γ = 19 kN/m2.

- Chọn cọc có đƣờng kính D = 0,6 (m) theo

phƣơng pháp trộn khô, chiều sâu xử lý chọn sơ

bộ là 15,2 (m), cắm qua lớp đất yếu ít nhất 1 m

- Chọn sơ đ bố trí lƣới cọc theo hình vuông

Theo TCVN 9906:2013, chọn sơ bộ tỷ lệ diện

tích gia cố ap = 0,12.


12,6%0,126S

0,6

4

π

S

D

4

π22

pa

Khoảng cách giữa các cọc S:

1,54m

3,14

0,4x0,12

0,6S

Đánh giá khả năng tác dụng tƣơng hỗ giữa

các cọc và chi phí xây d ng hợp lý thì khoảng

cách giữa các trụ đƣợc lấy từ 2-3D Từ đó chọn

sơ bộ khoảng cách giữa các cọc là S = 1,5 (m)

Chọn diện tích nền tính toán điển hình: = 15 x

15 = 225 m2.

Số lƣợng cọc trong nền ở phạm vi xem xét là

n = 100 cọc

4.2 T t á về sứ ịu tải á

ọ XMĐ

a. Theo quan điểm nền tương đương

Tính toán các thông số tƣơng đƣơng giữa đất

ban đầu và cọc XMĐ:

- L c dính của cọc XMĐ: Cc = 0,3qu = 272 kN/m2

- Góc ma sát trong của cọc XMĐ: c = 300

- Modun biến dạng của cọc XMĐ:

Ec = 100qu = 90.693 kN/m2

- Góc ma sát trong của lớp đất nền xung

quanh trụ: s = 3,970

- L c dính của lớp đất nền xung quanh trụ:

cs = 5,9 kN/m2

- Mo đun biến dạng của lớp đất nền xung

quanh trụ: Es = 1.199,2 kN/m2

Từ các giá trị trên tính đƣợc:

td = 0,126 x 300 + (1 - 0,126) x 3,97

0 = 7,25

0

ctd = 0,126 x 272 + (1 - 0,126) x 5,9 = 39,43 kN/m2

Etd = 0,126 x 90.693 + (1 - 0,126) x 1.199,2

= 12.475,42 kN/m2

γtd = 0,126 x 19 + (1 - 0,126) x 15,3 = 15,76 kN/m3.

Kiểm tra điều kiện có thể tính toán nền

tƣơng đƣơng:

Với các thông số trên, cƣờng độ tính toán của

đất nền tính theo TCVN 9362:2012, có

R = 239,98 kN/m2.

Nhƣ vậy, ứng suất gây ra do tải ngoài tác

dụng lên nền tƣơng đƣơng thỏa điều kiện

Ptc = 78,70 kN/m

2 < R = 239,98 kN/m

2.

b. Theo quan điểm nền hỗn hợp của

Viện công nghệ Á châu

Tính các thông số tương đương

- Tỷ số diện tích thay thế, as = 0,126

- Mô đun biến dạng tƣơng đƣơng của khối

gia cố đƣợc xác định theo biểu thức:

Etđ = Ecolas + (1-as)Esoil

Trong đó:

Ecol = (100 - 300)qu = (90.693 - 272.079)

(kN/m2), mô đun biến dạng của cọc XMĐ

Chọn Ecol = 100qu = 90.693 kN/m2;

Esoil là mô đun biến dạng của đất nền,

Esoil = 1.199,2 kN/m2.

Thay các giá trị trên ta đƣợc vào biểu thức ta

đƣợc Etđ = 12.475,41 kN/m2.

Tƣơng t , tính đƣợc các thông số tƣơng

đƣơng của khối gia cố:

- Cƣờng độ kháng cắt không thoát nƣớc

tƣơng đƣơng Ctđ = 62,29 kN/m2

- Dung trọng: γtđ = 14,76 29 kN/m3

Xác định tải trọng tác dụng xuống cọc

Tải trọng tác dụng lên cọc XMĐ tại cao độ

đầu cọc đƣợc xác định bằng biểu thức:

161,91kN

x9069312475,41

78,700,283xE

E

qAQ

col

tđ

colcol

Ứng suất do tải trọng tác dụng lên phần đất

xung quanh tại cao độ đầu cọc đƣợc xác định

bằng biểu thức:

2

soil

tđ

soilkN/m57,7x1199,2

12475,41

78,70E

E

qσ

Ứng suất phân bố dƣới đáy khối gia cố đƣợc

xác định theo biểu thức:

σp = q + γH = 78,7 + 15,3 x 15,2 = 311,26 kN m2

Tính toán sức chịu tải

* Sức chịu tải của cọc XMĐ theo vật liệu

Sức chịu tải theo vật liệu đƣợc xác định d a

vào biểu thức sau:

Qv,col = Acol (3,5Cucol + 3σh) = 0,298 x (3,5 x

453,46 + 3 x 340,76) = 738,46 kN

Ở đây: σh là áp l c ngang tổng cộng tác động

lên trụ tại mặt cắt giới hạn:

σh = σp + 5Cusoil

= 311,26 + 5 x 5,9 = 340,76 kN/m2


Nhƣ vậy:

Qcol = 161,91 kN < Qv,col /FS = 738,46 / 2,5 =

295,38 kN; đạt yêu cầu

* Sức chịu tải cọc XMĐ theo đất nền

Sức chịu tải của theo đất nền đƣợc xác định

d a vào biểu thức:

Qult,col = (πdLcol + 2,25πd2)Cusoil = (3,14 x 0,6

x 15,2 + 2,25 x 3,14 x 0,62) = 183,96 kN

Ta có:

Qcol = 161,91 kN < Qult,col = 183,96 kN; đạt

yêu cầu

* Sức chịu tải giới hạn của nhóm cọc

Điều kiện: Fs = Qgroup/Pgroup ≥ 2,5

Sức chịu tải của đất đƣợc xác định theo biểu

thức của Terzaghi:

Qgroup = 2CusoilH(B+L) + 6CusoilBL

= 2 x 453,46 x 15,2 x (15+15) + 6 x

5,9 x 15 x 15 = 421.520,5 kN

Tổng tải trọng tác dụng tính đến m i cọc:

Pgroup = qBL + γtđBLHn

= 78,7 x 15 x 15 + 15,76 x 15 x 15 x

15,2 x 1,1 = 76.996,6 kN

Nhƣ vậy: Fs = Qgroup/Pgroup = 421.520,5 /

76.996,6 = 5,47 > 2,5;

Thỏa mãn về điều kiện sức chịu tải tính theo

nhóm cọc

4.3. Tính toán về độ lún phƣơng án cọc XMĐ

a. Tính toán bằng giải tích

Độ lún tổng, S của nền gia cố đƣợc xác định

bằng tổng độ lún của bản thân khối gia cố và độ

lún của đất dƣới khối gia cố: S = S1 + S2

Độ lún của bản thân khối gia cố: S1

Độ lún của bản thân khối gia cố, S1 đƣợc tính

theo công thức:

sctb

1a)E(1aE

qH

E

qHS

Thay các giá trị đã có vào biểu thức ta tính

đƣợc S1 = 0,09 m

Độ lún của đất dưới khối gia cố: S2

Biến dạng nền dƣới đáy khối gia cố S2 th c

hiện theo phụ lục C, TCVN 9362:2012.

Tính toán theo phƣơng pháp cộng từng lớp,

phạm vi vùng ảnh hƣởng lún đến chiều sâu mà tại

đó áp l c gây lún không vƣợt quá 20% áp l c đất t

nhiên. Lập bảng tính, có kết quả độ lún S2 = 0,10 m

Độ lún tổng S của nền gia cố:

S = S1 + S2 = 0,09 + 0,10 = 0,19 m < [S]

= 0,20 m;

Thỏa mãn về điều kiện độ lún cho phép.

a. Tính toán bằng Plaxis

Thông số đầu vào

Sử dụng phần mềm Plaxis 2D-V8 5 để mô

phỏng và tính toán độ lún của nền bãi sau khi

gia cố bằng cọc XMĐ Nền tính toán có đặc

điểm nhƣ sau:

- Tải trọng tác dụng lên bãi gỗ: 78,7 kN m2

- Cọc có chiều dài L = 15,2 m, đƣờng kính

cọc 0,6 m

- Khoảng cách cọc: a = 1,5 m

- Khi mô phỏng, cọc sẽ đƣợc mô hình hóa

thành phần tử đất biến dạng ph ng theo nguyên

tắc cân bằng tỷ lệ diện tích thay thế

Khi đó bề rộng quy đổi sẽ là:

0,189m1,5

4

π0,6

a

AW

2

p

n

Trong đó: p là diện tích mặt cắt ngang của

cọc, m2

Thiết lập mô hình bằng Plaxis 2D-V8.5

Bƣớc 1: Thiết lập tổng thể bài toán

Bƣớc 2: Thiết lập đƣờng bao, dạng mô hình

Bƣớc 3: Khai báo điều kiện biên

Bƣớc 4: Khai báo vật liệu

Bƣớc 5: Khai báo tải trọng

Bƣớc 6: Chia lƣới phần tử

Bƣớc 7: Xác lập m c nƣớc ngầm, tính toán

áp l c nƣớc lỗ rỗng, trọng lƣợng bản thân

Bƣớc 8: Thiết lập các giai đoạn tính toán

Bƣớc 9: Chọn điểm

Bƣớc 10: Tiến hành tính toán

Bƣớc 11: Xem và xuất kết quả

Các gia đoạn thi công xử lý nền

Giai đoạn 1: Thi công cọc XMĐ

Giai đoạn 2: Thi công vải địa kỹ thuật

Giai đoạn 3: Thi công hoàn thiện các lớp kết

cấu mặt nền bãi (tải tác dụng)


Kết quả tính toán

Hình 3. Tổ g ch y vị ớ hấ c ề

hi chấ ải S = 0 164

Hình 4. Tổ g ch y vị ớ hấ c ề

hi ã c ế x g S = 0 186 m)

ả 2. T số đầu và tr P axis 2D V8.5

TT Đặc trƣng Ký hiệu Đơn vị Lớp 1 Lớp 2 Cọc XMĐ

1 Mô hình - - MC MC LE

2 Ứng xử của đất - - Undrain Drained Non-porous

3 Dung trọng t nhiên γ kN/m3 15,3 19,1 19

4 Dung trọng bão hòa γsat kN/m3

15,5 19,5 -

5 Hệ số thấm theo

phƣơng ngang Kx m ngđ 0,044E

-3 0,046E

-3 -

6 Hệ số thấm theo

phƣơng đứng Ky m ngđ 0,022E

-3 0,023E

-3 -

7 Module đàn h i E kN/m2

1199,2 5548,6 90.693

8 Hệ số nở hông 0,35 0,25 0,25

9 L c dính c kN/m2

5,9 25,5 453,46

10 Góc ma sát trong độ 3,97 12,72 30

11 Góc giãn nở độ - - -

ả 3. ả tổ ợ t quả t t á á ọ XMĐ

STT Nội dung Giá trị

I. Tính toán sức chịu tải

1. Tính toán theo quan điểm nền tƣơng đƣơng

Sức chị ải c ề ơ g ơ g R = 239,98 kN/m2

Sức chị ải c c h c ề ơ g ơ g theo PP Terzaghi qu = 693,12 kN/m2


STT Nội dung Giá trị

2. Tính toán theo quan điểm hỗn hợp của Viện Công nghệ châu Á

Sức chị ải c cọc he v iệ Qult,col = 738,46 kN

Sức chị ải cọc he ấ ề Qult,soil = 183,96 kN

Sức chị ải giới h c h cọc Qgroup = 421.520 kN

3. Tính toán theo TCVN 9403:2012

C g há g c c ề gi c Ctb = 62,29 kN/m2

II. Tính toán độ lún

1. Độ lún tổng S của nền gia cố giải tích S = 19,0 cm

2. Độ lún tổng S của nền gia cố tính theo Plaxis S = 18,7 cm

5. PH ƠN N XỬ LÝ NỀN ẰN

ƠM HÖT CHÂN HÔN

a. Lựa chọn chiều sâu cắm bấc thấm

Chiều sâu cắm bấc thấm đƣợc thay đổi phụ

thuộc vào chiều dày lớp đất yếu Chiều sâu cắm

bấc sẽ thay đổi từ 14-30 m tính từ cao trình

+2 00 m (cách đỉnh lớp cát 2 m để tránh thoát áp

l c chân không xuống lớp cát)

Riêng góc phía Tây của d án có chiều dày

lớp bùn sét khoảng 9,5 m, bên dƣới là lớp sét

d o cứng nên chiều sâu cắm bấc thấm hết lớp

bùn sét.

b. Hệ thống thoát nước ngang

Hệ thống thoát nƣớc ngang bao g m ống

lọc nƣớc, ống chính và bơm chân không đƣợc

bố trí để hút nƣớc cố kết từ bấc thấm ra rãnh

thoát nƣớc

Cách bố trí các thiết bị của hệ thống thoát

nƣớc ngang nhƣ sau:

- ng lọc nƣớc: đƣợc đặt trong rãnh đào

trong lớp cát đắp thứ nhất với độ sâu 0,1m -

0,2m theo chiều song song với chiều rộng của

vùng gia cố nền Vị trí đặt ống nằm giữa 2 hàng

bấc thấm

- ng chính có vai trò phân bố áp l c chân

không trên bề mặt vùng gia cố nền, đ ng thời

thu nƣớc từ ống lọc đến bơm chân không ng

chính đƣợc bố trí trong rãnh đào lớp cát đắp thứ

nhất với độ sâu 0,1m - 0,2 m theo chiều vuông

góc với chiều rộng của vùng gia cố nền Khoảng

cách đặt ống là 10 m ng chính kết nối tr c

tiếp với ống lọc và bơm chân không

- Bơm chân không đƣợc bố trí với mật độ

phù hợp để đảm bảo duy trì áp l c chân không

70 kPa trong quá trình gia cố nền

c. Kết quả tính toán về độ lún

ả 4. ả tổ ợ t quả

dự á độ ố t

Khu v c

Chiều

sâu

bấc

(m)

Thời

gian

XLN

(ngày)

Độ

cố

kết

(%)

Độ

lún

(m)

Độ lún

còn lại

(cm)

Vùng

còn lại 24~27 270 100 3,41 < 1

Góc

phía Tây 9,5 270 > 96 1,75 < 6

6. ẾT LUẬN

- Về h : Cả hai phƣơng án xử lý

nền bằng cọc XMĐ và bơm hút chân không về

mặt kỹ thuật, các thông số tính toán về sức chịu

tải và độ lún đều thỏa mãn với các giá trị cho

phép Tuy nhiên, ở phƣơng án xử lý bằng bơm

hút chân không, phạm vi xử lý cho toàn bộ khu

v c, trong khi ở phƣơng án gia cố bằng cọc

XMĐ, có thể có những khu v c không cần phải


xử lý nhƣ khu v c cây xanh, khu không có tải

sử dụng, do vậy có thể giảm bớt diện tích cần

phải xử lý, d n tới chi phí có thể giảm đi

- Về i h ế: Qua kết quả tính toán phân

tích ở phần trên cho thấy khi chọn giải pháp xử

lý nền đất yếu theo phƣơng án cọc XMĐ để xử

lý nền thì chi phí theo phƣơng án cọc XMĐ có

hiện quả kinh tế hơn so với giải pháp xử lý nền

đất yếu theo phƣơng án bơm hút chânkhông.

Kết quả tính toán cho thấy cả hai giải pháp

đều đáp ứng về yêu cầu kỹ thuật Tuy nhiên về

mặt kinh tế thì phƣơng án cọc XMĐ mang lại

hiệu quả hơn so với phƣơng án bơm hút chân

không Chi phí xử lý theo phƣơng án cọc XMĐ

với đƣờng kính D600 mm, hàm lƣợng xi măng

210 kg/m3 bằng 92% so với chi phí xử lý theo

phƣơng án phƣơng án bơm hút chân không

TÀI LIỆU TH M HẢO

[1]. Đậu Văn Ngọ (2009), "Các nhân tố

ảnh hƣởng đến cƣờng độ xi măng đất",

Science & Technology Development (Vol

12, No.05 - 2009);

2 TCVN 9362:2012, Tiêu chuẩn thiết kế

nền nhà và công trình;

[3]. TCVN 9403:2012, Gia cố đất nền yếu -

Phƣơng pháp trụ xi măng đất;

[4]. TCVN 9906:2012, Công trình thủy lợi -

cọc xi măng đất thi công theo phƣơng pháp Jet-

grouting - Yêu cầu thiết kế thi công và nghiệm

thu cho xử lí nền đất yếu;

[5]. TCVN 9842:2013, Xử lý nền đất yếu

bằng phƣơng pháp cố kết hút chân không có

màng kín khí trong xây d ng các công trình

giao thông - thi công và nghiệm thu;

6 TCVN 9354:2012, Đất xây d ng -

Phƣơng pháp xác định mô đun biến dạng tại

hiện trƣờng bằng tấm nén ph ng;

[7]. H sơ báo cáo kết quả khảo sát địa chất,

công trình Nhà máy chế biến gỗ MDF Kiên

Giang, Khu công nghiệp Thạnh Lộc, huyện

Châu Thành, tỉnh Kiên Giang;

[8]. H sơ d án, thiết kế bản vẽ thi công,

công trình Nhà máy chế biến gỗ MDF Kiên

Giang, Khu công nghiệp Thạnh Lộc, huyện

Châu Thành, tỉnh Kiên Giang;

9 Lê Phú Hữu, Phân tích đề xuất giải

pháp hợp lý xử lý nền Nhà máy Chế biến gỗ

MDF VRG Kiên Giang , Luận văn Thạc sĩ,

Trƣờng Đại học Kiến trúc TP HCM, năm 2020

Ng i hả biệ : PGS, TS TRƢƠNG QU NG THÀNH


PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG CỦA VI C DÂNG M C NƯỚC NG M ĐẾN SỨC CHỊU TẢI CỌC

LÊ BÁ VINH

*

V CHÍ H N , LIÊN PH ỚC HUY PH ƠN

Analyzing the Effects of Increasing Grounwater to the Pile Resistance

Abstract: In this paper the finite element method through commercial

software Plaxis 3D is applied to analyze the change in load bearing

capacity of single pile and pile group when the groundwater level rises.

The analysis results show that when the groundwater level fluctuates,

changes in soil mechanical parameters affect the load capacity of pile,

when the groundwater level rises, the bearing capacity of the pile is

reduced.


Hiện nay, việc khai thác nƣớc ngầm trong

các đô thị đang diễn ra với cƣờng độ cao, vào

thời điểm nhu cầu sử dụng nƣớc sinh hoạt

của ngƣời dân cao, các giếng khoan hoạt

động hết công suất d n đến m c nƣớc ngầm

giảm mạnh, vì vậy m c nƣớc ngầm sẽ giao

động nhiều, ngoài ra những khu v c gần

sông, rạch m c mƣớc ngầm còn ảnh hƣởng

bởi thủy triều, và m c nƣớc ngầm còn thay

đổi theo mùa (mùa mƣa và mùa khô) Việc

thay đổi m c nƣớc ngầm nhƣ vậy ảnh hƣởng

lớn đến một số công trình ngầm, kết cấu

ngầm và đặc biệt móng là kết cấu chịu ảnh

hƣởng lớn nhất Ngoài ra các biện pháp kiểm

soát, cấp phép c ng nhƣ các quy định về khai

thác nƣớc ngầm đã đƣợc áp dụng nhiều nơi

trong hoàn cảnh th c tế nƣớc ngầm đang bị

khai thác một cách bừa bãi và cạn kiệt Với

các chính sách và biện pháp trên, trong tƣơng

lai m c nƣớc ngầm sẽ có khuynh hƣớng dâng

cao và cân bằng trở lại Với quan điểm thiết

kế hiện nay m c nƣớc ngầm sẽ không thay

đổi trong suốt vòng đời d án (m c nƣớc

* B ô ị Cơ - Nề g h th t Xây d g

T g i học Bách h - i học Q c gi Th h

ph Hồ Chí Mi h

Email: [email protected]

ngầm ngay tại thời điểm khảo sát) sẽ không

đánh giá hết đƣợc sức chịu tải cọc khi m c

nƣớc ngầm thay đổi. Vì vậy ta cần xem xét

đến sức chịu tải của cọc khi m c nƣớc ngầm

thay đổi.

Paul Robert James Morrison. (1994) tại

trƣờng đại học London đã chỉ rằng, khi m c

nƣớc ngầm dâng cao thì thành phần ma sát và

ứng suất theo phƣơng đứng sẽ thay đổi, và

chúng có ảnh hƣởng đến sức chịu tải của cọc.

Để đánh giá một cách chính xác hơn họ đã

tiến hành th c hiện các thí nghiệm với địa chất

là đất sét ở London.

Bảng 1. Thông số của mô hình

thí nghiệm RW6-RW11

mailto:[email protected]


Bảng 2. Thông số của mô hình

thí nghiệm RW12-RW16

Hình 1. Mô hình thí nghiệm

Hình 2. Sơ ồ hí ghiệ

Sau khi lắp đặt xong mô hình, tiến hành cho

m c nƣớc ngầm tăng lên, chia làm 3 giai đoạn

lần lƣợc là 30%, 60% và cuối cùng là 87% chiều

dài cọc, và các đầu đo đƣợc lắp đặt và ghi lại

ứng suất tại các vị trí 50mm, 100mm, và

150mm.

Từ số liệu thí nghiệm, đƣa ra một số kết luận

nhƣ sau:

Sức chịu tải theo thành phần ma sát thân cọc

sẽ giảm trung bình 10% khi ứng suất hữu hiệu

trung bình giảm 36% trên toàn bộ chiều dài cọc

ả 3. t quả ủa t iệ

RW10 và RW15

Sức chịu tải theo thành phần sức kháng m i

sẽ giảm 20% khi ứng suất hữu hiệu tại vị trí m i

cọc giảm 39%

ả 4. t quả ủa t iệ

RW6 và RW7


2. PHÂN TÍCH ẢNH H ỞN CỦ

VIỆC DÂN MỰC N ỚC N ẦM ĐẾN

SỨC CHỊU TẢI CỦ CỌC

2.1. Phân t ả ở ủa việ d

a ự ớ ầ đ sứ ịu tải ọ đ

Tác giả sử dụng thông số địa chất ở Quận 2,

TP.HCM để phân tích

Để xác định chính xác thông số địa chất, tác

giả sẽ hiệu chỉnh thông số địa chất thông qua thí

nghiệm nén tĩnh .

ả 5. T số ọ t

ả 6. T số địa ất

Khai báo mô hình Plasix 3D cho cọc đơn:

H h 3. iề iệ biê ô h h

H h 4. h i bá ị chấ

H h 5. Thi cô g cọc


H h 6. Gi ải ch cọc

H h 7. Mô h h hi h ích

Theo tiêu chuẩn TCVN 10304: 2014 Móng

Cọc - Tiêu Chuẩn Thiết Kế sức chịu tải cọc

đƣợc xác định theo mục 7 3 xác định sức chịu

tải cọc theo kết quả thí nghiệm hiện trƣờng,

sức chịu tải c c hạn của cọc Rc,u lấy bằng tải

trọng thử cọc ứng với độ lún S đƣợc xác định

theo công thức sau :

S=ξSgh

Trong đó :

Sgh là độ lún giới hạn trung bình của móng

nhà hoặc công trình cần thiết kế và đƣợc quy

định trong TCVN 9362:2012 tiêu chuẩn thiết kế

nền nhà và công trình, hoặc trong Phụ Lục E

của tiêu chuẩn này

ξ là hệ số chuyển tiếp từ độ lún giới hạn

trung bình sang độ lún cọc thử tải tĩnh với độ

lún quy ƣớc

Hệ số ξ lấy bằng 0,2 khi thử cọc với độ lún

ổn định quy ƣớc theo quy định trong TCVN

9393:2012.

Sức chịu tải cọc trong từng trƣờng hợp m c

nƣớc ngầm thay đổi đƣợc xác định nhƣ sau:

H h 8. Sức chị ải c c h c c cọc hi

c ớc g c -42m


c ớc g c -24m



c ớc g c -6m

ả 7. ả tổ ợ sứ ịu tải ự ạ

ủa ọ t e a độ ự ớ ầ

Khi m c nƣớc ngầm dâng cao sẽ làm giảm

sức chịu tải của cọc vì khi m c nƣớc ngầm dâng

cao ứng suất hữu hiệu giảm, các chỉ tiêu cơ lý,

cƣờng độ đất nền giảm, d n đến giảm sức chịu

tải của cọc

H h 11. Bi ồ q hệ giữ c MNN

v ức chị ải cục h c cọc

Sức chịu tải c c hạn của cọc đơn giảm 6 8%

khi m c nƣớc ngầm dâng lên từ cao trình -42m

đến -24m và giảm 21% khi m c nƣớc ngầm

dâng lên từ cao trình -24m đến mặt đất t nhiên

2.2. Phân tích nh hƣ ng c vi c m c nƣ c

ng m d ng l n đ n s c ch u t i nh m cọc

2.2.1 Thô g v .

Tác giả sử dụng thông số địa chất và cọc nhƣ

trên, phân tích cho đài móng có 16 cọc, kích

thƣớc đài 7,2x7,2m, chiều cao đài 2m, cọc đƣợc

bố trí nhƣ hình 12

Hình 12. M b g b í cọc g i

Hình 13. M c b í cọc g i


Khai báo mô hình Plasix 3D cho nhóm cọc:

Hình 14. iề iệ biê ô h h

Hình 15. h i bá ị chấ

Hình 16. Thi cô g cọc v i

Hình 17. Gi ải ch i

Hình 18. Mô h h hi h ích

2.2.2 ế q ả h ích ức chị ải cọc

g h cọc:

Sức chịu tải cọc 01 trong nhóm cọc cho từng

trƣờng hợp m c nƣớc ngầm thay đổi đƣợc xác

định nhƣ sau:

H h 19. Sức chị ải c cọc 01 hi

c ớc g c -42m


H h 20. Sức chị ải c cọc 01 hi c ớc

g c -24m

H h 21. Sức chị ải c cọc 01 hi c

ớc g c -6m

Phân tích tƣơng t nhƣ cọc đơn ta thấy khi

m c nƣớc ngầm dâng cao sẽ làm giảm sức chịu

tải của cọc trong đài

Phân tích s thay đổi sức chịu tải của cọc

đơn và cọc trong nhóm cọc khi m c nƣớc ngầm

dâng lên:

H h 22. Sức chị ải cọc 01 v cọc ơ

hi c ớc g c -42m


hi c ớc g c -42m


hi c ớc g c -42m

Phân tích tƣơng t cho các cọc còn lại trong

nhóm cọc, ta sẽ có bảng tổng hợp sức chịu tải

các cọc trong nhóm cọc thay đổi theo cao độ

m c nƣớc ngầm nhƣ sau:

ả 8. ả tổ ợ sứ ịu tải ự ạ

ủa ọ đ và ọ tr đài t e a độ

ự ớ ầ


Khi m c nƣớc ngầm thay đổi sức chịu tải của

tất cả các cọc trong nhóm cọc thay đổi gần nhƣ

giống nhau

Sức chịu tải c c hạn của cọc trong nhóm cọc

giảm 6 8% khi m c nƣớc ngầm dâng lên từ cao trình

-42m đến -24m và giảm 28 7% khi m c nƣớc ngầm

dâng lên từ cao trình -24m đến mặt đất t nhiên

Ở cùng cao trình m c nƣớc ngầm, sức chịu

tải c c hạn của cọc trong nhóm cọc giảm trung

bình 36% so với cọc đơn.

ả 9. ả tổ ợ sứ ịu tải ự ạ ủa ọ tr đài t e a độ ự ớ ầ

2.3. N ậ x t và t ả uậ

Khi thiết kế móng cọc nói riêng và nền móng

nói chung, ta cần xác định cao độ m c nƣớc

ngầm tại vị trí bất lợi nhất có thể xảy ra, đặc biệt

những khu v c có m c nƣớc ngầm dao động

lớn, những khu v c m c đông dân cƣ m c nƣớc

ngầm có thể dao động trong ngày, ngoài ra

những khu v c gần sông, rạch m c mƣớc ngầm

còn ảnh hƣởng bởi thủy triều và m c nƣớc

ngầm còn thay đổi theo mùa

Do đó trƣớc khi đi vào thiết kế ngoài h sơ

khảo sát địa chất, ngƣời thiết kế cần thu thập,

tìm hiểu quá trình biến động của m c nƣớc

ngầm trong quá khứ c ng nhƣ d đoán xu

hƣớng m c nƣớc ngầm trong tƣơng lai, từ đó

ngƣời thiết kế có thể l a chọn cao độ m c nƣớc

ngầm hợp lý, phòng tránh đƣợc những rủi ro

cho công trình khi m c nƣớc ngầm dâng lên

3. ẾT LUẬN VÀ IẾN N HỊ

Sức chịu tải c c hạn của cọc khi m c nƣớc

ngầm dâng lên đƣợc phân tích trong 2 trƣờng

hợp là cọc đơn và nhóm cọc đều giảm Trong đó

sức chịu tải c c hạn của cọc trong đài giảm 6 8%

khi m c nƣớc ngầm dâng lên từ cao trình -42m

đến -24m và giảm trung bình 32% khi m c nƣớc

ngầm dâng lên từ cao trình -24m đến mặt đất t

nhiên Sức chịu tải c c hạn của cọc trong nhóm

cọc giảm trung bình 36% so với sức chịu tải c c

hạn cọc đơn ở cùng cao trình m c nƣớc ngầm

Vì vậy, s dâng lên của m c nƣớc ngầm cần

đƣợc lƣu ý trong quá trình thiết kế, để đảm bảo

điều kiện làm việc bình thƣờng và kết cấu an

toàn trong suốt vòng đời d án Đối với những

công trình quan trọng, xây d ng trên khu v c

địa chất có m c nƣớc ngầm nhiều biến động, ta

cần quan trắc m c nƣớc ngầm theo thời gian để

có biện pháp xử lý kịp thời khi m c nƣớc ngầm

dâng cao, nhằm đảm bảo an toàn cho công trình

c ng nhƣ thu thập số liệu làm cơ sở thiết kế cho

các d án tiếp theo


1. TCVN 10304:2014 Móng Cọc-Tiêu chuẩn

thiết kế

2. TCVN 9393:2012 - Cọc - Phƣơng pháp

thử nghiệm tại hiện trƣờng bằng tải trọng tĩnh

ép dọc trục

3. Morrison, P.D.J. (1994). Performance of

foundations in a rising groundwater

environment. (Unpublished Doctoral thesis,

City University London).

Ng i hả biệ : PGS,TS NGUYỄN HUY PHƢƠNG


ẢNH HƯỞNG CỦA S BIẾN ĐỔI TÍNH CHẤT CƠ LÝ THEO ĐỘ ẨM ĐẾN ĐỘ ỔN ĐỊNH MÁI DỐC TRÊN CÁC LOẠI

ĐẤT SƯỜN TÀN TÍCH KHU V C ĐÀ LẠT

HÀ N ỌC NH, TH I HỒN NH*,

HOÀN HẢI YẾN, N UYỄN VIỆT TIẾN

Changes in geotechnical paramenters of residual soils with water

content and factor of safety of assumed slope in Dalat

Abstrast: Landslide has occurred more and more seriously in Da Lat city

in recent years. Public articles based on landslide assessment, landslide

zonation mapping to prevent and mitigate negative consequence. Changes

in geotechnical paramenters of residual soils with water content were

invetigated in this study. Shear strength of the soil are alterated resulting

on an increase in water content were calculated on nature moisture

content, optimum water content, and saturated water content. The results

were used to calculated factor of safety of assumed slope. The results show

that cohesion and angle of internal friction were decreased with

increasing saturated degrees and the decrease of cohesion was more

significant than that of angle of internal friction. Valuas of factor of safety

decreased from 34 - 60 in percentage.

Keywords: residual soil, water content, shear strength, internal friction

angle, cohensive, factor of safety


Tai biến trƣợt lở đất khu v c thành phố Đà

Lạt những năm gần đây có chiều hƣớng gia

tăng Trên địa bàn thành phố đã ghi nhận 214

điểm nứt, sụt đất, trƣợt lở đất 1 Trƣợt lở đất

xảy ra tập trung chủ yếu vào mùa mƣa và các vị

trí trƣợt lở chủ yếu xảy ra dọc các tuyến đƣờng

giao thông, các khu v c san gạt mặt bằng để

quy hoạch làm khu đô thị, khu tái định cƣ, chân

sƣờn dốc bị cắt x để xây d ng công trình, các

khu đất đ i đƣợc cải tạo bóc bỏ lớp phủ th c vật

để chuyển đổi mục đích sử dụng

Quy mô trƣợt lở c ng rất đa dạng từ nhỏ đến

vừa, vật liệu trƣợt là các loại đất sƣờn tàn tích

có mặt trong khu v c là sản phẩm của quá trình

* Việ ị chấ - Việ H h học v Cô g ghệ

Việ N

D : 0363801689;

Email: [email protected]

phong hóa các đá trên các loại đá granit (hệ tầng

Định Quán, hệ tầng nkoret - Cà Ná), ryolit

dacit (hệ tầng Đơn Dƣơng) bazan (hệ tầng Xuân

Lộc), sét kết, bột kết (hệ tầng La Ngà) Trƣợt lở

phát triển trên mái dốc có thành phần là đất

sƣờn tàn tích phong hóa từ đá thuộc hệ tầng

Định Quán và nkoret - Cà Ná [2].

Đặc điểm trƣợt lở phụ thuộc nhiều vào tính

chất của vật liệu trƣợt Đánh giá tai biến trƣợt lở

cần quan tâm đến các yếu tố ảnh hƣởng, trong

đó tính chất cơ lý của vật liệu trƣợt, xác định

định lƣợng s ảnh hƣởng của độ ẩm đến s suy

giảm sức kháng cắt c ng nhƣ hệ số ổn định của

mái dốc 3

Tính chất vật lý của đất chủ yếu ảnh hƣởng

đến đến sức kháng cắt của đất bao g m cấp phối

thành phần hạt, độ lỗ rỗng, độ ẩm và tính thấm

4 Quá trình xâm nhập của nƣớc mƣa d n đến


thay đổi độ ẩm của đất cùng với s suy giảm

cƣờng độ kháng cắt của đất và hệ số ổn định

mái dốc 5].

Bài báo sử dụng phƣơng pháp điều tra th c

địa, thu thập m u nguyên trạng; Thí nghiệm

trong phòng xác định các chỉ tiêu cơ lý Phân

tích đánh giá ảnh hƣởng của độ ẩm đến tính chất

cơ học của các loại đất sƣờn tàn tích khu v c

thành phố Đà Lạt, phân tích mô hình về s suy

giảm hệ số ổn định mái dốc ở những điều kiện

khách nhau.

2. ĐẶC ĐIỂM C C LOẠI ĐẤT S ỜN

TÀN TÍCH HU VỰC N HIÊN CỨU

Thành phố Đà lạt có cấu trúc nền g m 90%

diện tích đất là sản phẩm sƣờn tàn tích phát triển

trên các loại đá granit (hệ tầng Định Quán, hệ

tầng nkoret - Cà Ná), ryolit dacit (hệ tầng Đơn

Dƣơng) bazan (hệ tầng Xuân Lộc), sét kết, bột

kết (hệ tầng La Ngà) Khoảng 10 % diện tích là

các sản phẩm trầm tích hiện đại Đối tƣợng

nghiên cứu của đề tài nhằm đến các loại đất

sƣờn tàn tích trong khu v c nghiên cứu thƣờng

phân bố ở các sƣờn dốc trong khu v c

Đất sườn tàn tích hệ tầng Định Quán

Đất sƣờn tàn tích phát triển trên magma xâm

nhập granite hạt nhỏ - trung sáng màu, granite

biotit hạt trung - lớn dạng porphyr, có bề dày

biến đổi từ 8-15m với thành phần chủ yếu là sét

pha l n dăm sạn màu nâu đỏ, nâu vàng; xuất

hiện nhiều tảng lăn trên các sƣờn dốc Lớp phủ

phong hoá trên đá magma xâm nhập granodiorit

- biotite hạt vừa - nhỏ, có bề dày biến đổi từ 10 -

15 m với thành phần chủ yếu là sét, sét pha màu

nâu đỏ l n dăm sạn chứa nhiều thạch anh

Đất sườn tàn tích hệ tầng Ankoret - Cana

Phân bố chủ yếu ở phần phí tây - tây nam

thành phố Đà Lạt và phần phía nam H Xuân

Hƣơng Thành phần chủ yếu là sét lần dăm, sạn,

cát, trạng thái nửa cứng Chiều dày của vỏ

phong hóa phát trển trên các đá thuộc hệ thầng

Ankoret - Ca Ná khoảng khá mỏng từ 1 m đến

khoảng 8-10 m.

Đất sườn tàn tích hệ tầng Đơn Dương

Lớp phủ trên các đá trầm tích núi lửa có bề

dày biến đổi từ 5-10m với thành phần chính

là sét, sét pha l n dăm sạn, màu xám xanh,

loang lổ; trạng thái từ d o mềm – d o cứng

Phân bố chú yếu ở phía đông, đông nam

thành phố Đà Lạt

Đất sườn tàn tích hệ tầng La Ngà

Lớp phủ phong hóa trên các đá trầm tích có

bề dày biến đổi thay đổi từ 2 – 5m Thành phần

chủ yếu là sét, sét pha màu nâu đỏ, nâu tím,

trạng thái d o mềm - d o cứng, v n giữ đƣợc

cấu trúc Phân bố chủ yếu ở phân trung tâm,

phía bắ và phía đông bắc thành phố Đà Lạt

Đất sườn tàn tích hệ tầng Xuân Lộc

Sản phẩm phong hóa thƣờng s m màu, đen

Diện phân bố của loại vỏ phong hóa này không

lớn tập trung ở khu v c sân bay Cam Ly và xã

Xuân Thọ, tuy nhiên bề dày của loại vỏ phong hóa

này có thể đến 20m, địa hình khu v c phân bố loại

này có độ dốc lớn, có nguy cơ cao xảy ra trƣợt lở,

cần có những nghiên cứu đánh giá cụ thể

2. VẬT LIỆU VÀ PH ƠN PH P

N HIÊN CỨU

Các m u đất trong khu v c đƣợc lấy đại diện

cho đất sƣờn tàn tích trong khu v c Với mỗi

loại đất, tiến hành đóng 3 m u đất nguyên dạng

ở các độ sâu từ 0,5m đến 1m Các m u đất sau

khi thu thập đƣợc bảo quản và chuyển về phòng

thí nghiệm để xác định các chỉ tiêu cơ lý của

đất Với mỗi loại đất sƣờn tàn tích c ng tiến

hành thu thập các m u đất không nguyên dạng

để thí nghiệm đầm nện Proctor cải tiến Thành

phần hạt trung bình của các m u đất thể hiện

trong bảng 1 Các chỉ tiêu vật lý đƣợc thể hiện

trong bảng 2

Kết quả thí nghiệm xác định thành phần hạt

các m u đất cho thất nhóm hạt sét và hạt bụi

chiếm ƣu thế với tỷ lệ là từ 26-29 % và 32-37%,

theo thứ t Từ kết quả phân tích thành phần hạt

và chỉ số d o, đất đƣợc xếp vào loại đất sét

trạng thái d o cứng đến cứng Ở trạng thái t

nhiên, các m u đất có độ ẩm trung bình từ 40

đến 60%


ả 1. T à ầ ạt tru á ẫu đất u vự t à ố Đà Lạt

Loại đất

Hà ợ % á ó ạt

Hạt sạn sỏi Hạt cát Hạt bụi Hạt

sét

>

10 m

m

10-5

2-5

2-1

1-0

,5

0,5

-0,2

5

0,2

5-0

,10

0,1

0-0

,05

0,0

5-0

,01

0,0

1-0

,005

<0,0

05m

m

edQ(K2ac) -

- - - 2,0 1,8 1,79 1,41 29,3 19,3 10,6 32,2

edQ(K2 q) -

- - - - 1,1 1,34 1,96 33,3 16,6 10,6 35,1

edQ(K2 d) -

- - 0,6 0,8 1,1 1,5 1,7 32,9 17,3 11,2 32,8

edQ(J2ln) -

- 1,8 6,7 2,1 2,0 1,5 1,6 25,2 15,7 10,5 32,9

edQ(Q2xl) -

- 0,3 0,8 0,2 1,2 1,2 1,8 28,7 18,1 10,2 37,4

ả 2. iá trị ỉ tiêu ý tru á ẫu đất u vự t à ố Đà Lạt

Số

hiệu

m u

Độ

ẩm

t

nhiên

Khối lƣợng thể

tích Khối

lƣợng

riêng

Độ lỗ

rỗng

Hệ số

rỗng

Giới

hạn

chảy

Giới

hạn

d o

Chỉ số

d o t

nhiên khô

W γ γc Δ n e WL Wp PI

% g/cm3 g/cm

3 g/cm

3 % % %

edQ(K2 q) 19,6 1,68 1,41 2,75 48,7 0,97 39,7 21,3 18,4

edQ(K2ac) 21,0 1,83 1,51 2,75 47,5 0,91 43,1 23,6 19,5

edQ(K2 d) 28,7 1,82 1,41 2,75 48,6 0,95 47,7 26,4 21,3

edQ(J2ln) 30,3 1,79 1,33 2,75 51,7 1,08 55,2 32,8 22,4

edQ(Q2xl) 38,5 1,76 1,27 2,75 54,1 1,21 60,2 34,6 25,6

Thí nghiệm đầm nện Proctor cải tiến

Thí nghiệm đầm nện Proctor cải tiến đƣợc

tiến hành trên 5 m u đất không nguyên dạng

theo tiêu chuẩn STM D-1557 Các m u đất

sau khi đƣợc phơi khô gió đƣợc sàng qua rây

No 4 US và lấy theo phƣơng pháp chia 4 Tiến

hành đầm nền theo 3 lớp, mỗi lớp đầm 25 chày

M u sau khi đƣợc xác định độ ẩm, khối lƣợng

đƣợc giã nhỏ vỡ bằng chày cao su, bổ sung

thêm khoảng 5% nƣớc và tiến hành đầm nện

lần tiếp theo

Thí nghiệm cắt phẳng trực tiếp

Thí nghiệm cắt ph ng tr c tiếp đƣợc tiến

hành trên máy cắt ph ng t động th c hiện

theo tiêu chuẩn STM D 3080 để xác định

các thông số độ bền kháng cắt của m u đất


nguyên dạng, m u đất ở trạng thái bão hòa và

ở trạng thái khối lƣợng thể tích khô lớn nhất

(m u đầm nện)

Tính toán hệ số ổn định mái dốc

Hệ số ổn định mái dốc đƣợc tính toán qua

phần mềm Geo-Slope, modul Slope W, áp dụng

phƣơng pháp Bishop đơn giản hoá tính theo

điều kiện cân bằng mômen ít gây xoắn vặn các

mảnh đất, ít ảnh hƣởng tới l c cắt giữa các

mảnh Các trƣờng hợp tính toán hệ số ổn định

mái dốc đƣợc xây d ng ở trạng thái t nhiên,

trạng thái bão hòa và trạng thái đất có khối

lƣợng thể tích khô lớn nhất Kích thƣớc hình

học của mái dốc đƣợc giả định cho trƣờng hợp

chiều cao mái dốc là 5m, góc dốc 45o để đánh

giá mức độ giảm hệ số ổn định trƣợt khi tăng độ

ẩm và giảm giá trị kháng cắt của đất

3. ẾT QUẢ VÀ THẢO LUẬN

K t qu thí nghi m đ m n n Proctor c i ti n

Thí nghiệm đầm nện Proctor cải tiến đƣợc

tiến hành trên 5 loại đất sƣờn tàn tích trong khu

v c nghiên cứu Kết quả của thí nghiệm đƣợc

thể hiện trên biểu đ biểu diễn s thay đổi của

khối lƣợng thể tích khô theo độ ẩm (hình 1)

Khối lƣợng thể tích khô ứng với độ ẩm tốt nhất

của các m u edQ(K2 q), edQ(K2ac),

edQ(K2 d), edQ(J2ln) và edQ(Q2xl) lần lƣợt

theo thứ t là 1,52g cm3 – 18,1%, 1,57g/cm

3 –

21,3%, 1,46g/cm3 – 27,2%, 1,49g/cm

3 – 26,7%

và 1,52g/cm3 - 30.4%.

Từ thí nghiệm đầm nên Proctor cải tiến, các

giá trị độ ẩm tốt nhất đối với từng loại m u

đƣợc sử dụng để tính toán lƣợng nƣớc thêm vào

để đầm nện chế bị m u có độ chặt lớn nhất M u

chế bị có độ chặt lớn nhất sau đó đƣợc thí

nghiệm cắt ph ng tr c tiếp bằng máy cắt t

động Coopper TS-2060 để xác định sức kháng

cắt của m u

a)

b)

c)

d)

e)

Hình 1. Bi ồ ế q ả hí ghiệ ệ P c cải iế

a: edQ(K2 q), b: edQ(K2ac), c: edQ(K2 d), d: edQ(J2ln), e: edQ(Q2xl)


Kết quả thí nghiệm cắt phẳng trực tiếp

Các đặc trƣng của sức kháng cắt 5 m u đất

edQ(K2 q), edQ(K2ac), edQ(K2 d), edQ(J2ln)

và edQ(Q2xl) ở trạng thái nguyên dạng, sau

bão hòa 5h, bão hòa 24h và m u đầm nện

Proctor cải tiến thể hiện trong bảng 3 và hình

3 Sức kháng cắt của m u đầm nện thể hiện

trong hình 2.

Trong 2 đặc trƣng về sức kháng cắt của các

m u đất, s suy giảm của l c dính kết thấy r

hơn so với góc ma sát trong Các m u đất sét tàn

tích khi ở trạng thái bão hòa độ dày lớp nƣớc

màng mỏng bao bọc các hạt sét tăng lên làm độ

chặt c ng nhƣ l c dính kết giữa các hạt suy

giảm đáng kể Kết quả này phù hợp với kết quả

của Nguyễn Thị Ngọc Hƣơng, Trịnh Minh Thụ

(2013), Kai Cui và Ye Yang (2014) S suy

giảm nhanh của l c dính kết là do trong thành

phần khoáng của đất có các khoáng chất có tính

kháng nƣớc kém, dễ bị tan rã và do đó làm l c

dính kết giữa các hạt giảm đi đáng kể khi bị

ngâm trong nƣớc

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 2 4 6 8 10 12 14 16

1 kg2 kg3 kg

Horizontal displacement (mm)

edQ(K2đq)

0

20

40

60

80

100

120

140

0 2 4 6 8 10 12 14 16

1 kg2 kg3 kg


edQ(K2ac)

0

50

100

150

200

0 2 4 6 8 10 12 14 16

1 kg2 kg3 kg


edQ(K2đd

-50

0

50

100

150

0 2 4 6 8 10 12 14 16

1 kg2 kg3 kg


edQ(J2ln)


-20

0

20

40

60

80

100

0 2 4 6 8 10 12 14 16

3 kg2 kg1 kg

Horizontal displacement (mm) edQ(Q2xl)

H h 2. ế q ả hí ghiệ c hẳ g c iế các ẫ ệ P c cải iế

ả 3. iá trị ự d t và ó a sát tr ủa á ẫu đất

Số hiệu m u

Nguyên dạng M u đầm nện Bão hòa 5h Bão hòa 24h

C

kG/cm2

C

kG/cm2

C

kG/cm2

C

kG/cm2

edQ(K2 q) 17°49' 0,28 20°32' 0,33 14°44' 0,17 13°54' 0,17

edQ(K2ac) 20°15' 0,33 22°30' 0,38 10°57' 0,19 17°40' 0,15

edQ(K2 d) 21°43' 0,27 23°49' 0,29 12°57' 0,15 11°39' 0,14

edQ(J2ln) 20°05' 0,36 21°43' 0,38 14°18' 0,21 8°35' 0,15

edQ(Q2xl) 19°18' 0,33 22°12' 0,36 17°04' 0,23 14°09' 0,19

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

TNDN5h24h

edQ(K2dq)

edQ(K2ac)

edQ(K2dd)

edQ(J2ln)

edQ(Q2xl)

a)

8

12

16

20

24

TNDN5h24h

edQ(K2dq)

edQ(K2ac)

edQ(K2dd)

edQ(J2ln)

edQ(Q2xl)

b)

H h 3. S biế ổi c c dí h ế C v g c á g φ

b c các ẫ ấ ích h c h h h L


Ảnh hưởng độ ẩm đến sức kháng cắt và hệ

số ổn định

Để đánh giá ảnh hƣởng của độ ẩm đến sức

kháng cắt và hệ số ổn định mái dốc, mô hình giả

định mái dốc đƣợc thiết lập với góc dốc bằng

45o, chiều cao mái dốc là 20m, thành phần là các

loại đất sƣờn tàn tích trong khu v c nghiên cứu

(hình 4). Trong nghiên cứu này ảnh hƣởng của

áp l c thủy tĩnh và thủy động chƣa đƣa vào nhằm

thấy r s ảnh hƣởng của độ ẩm đến hệ số ổn

định của mái dốc Các thông số đầu vào đƣa vào

trong mô hình tính toán hệ số ổn định thể hiện

trong bảng 3 Kết quả tính toán theo phƣơng

pháp Bishop đơn giản trình bày trong bảng 6

ả 6. Hệ số ổ đị ái dố iả đị trê á ại đất s ờ tà t t à ố Đà Lạt

Trạ t ái Hệ số ổ đị

edQ(K2 q) edQ(K2 d) edQ(J2ln) edQ(J2ln) edQ(Q2xl)

T nhiên 1,31 1,38 1,43 1,29 1,15

Bão hòa 0,73 0,91 0,78 0,52 0,65

Mức độ suy giảm (%) 43,95 34,04 45,17 59,81 43,61

H h 4. Mô h h í h á hệ ổ ị h

Hệ số ổn định của mái dốc giả định đối với

các loại đất sƣờn tàn tích đều có giá trị lớn hơn

1 khi ở trạng thái t nhiên, độ ẩm của đất nhỏ

hơn độ ẩm ở trạng thái bão hòa Khi các loại đất

này khi ở trạng thái bão hòa nƣớc, hệ số ổn định

giảm từ 34 % đến 60 % (bảng 6) tức là mái dốc

sẽ mất ổn định Kết quả này chỉ là tính toán cho

mái dốc giả định Th c tế, ổn định của mái dốc

còn phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác Trong s

biến đổi của độ ẩm trong mái dốc t nhiên còn

phụ thuộc vào hệ số thấm, độ che phủ của mái

dốc, lƣợng mƣa… Mô hình đối với mái dốc cụ

thể cần có những khảo sát chi tiết đối với từng

lớp đất trong mái dốc

4. ẾT LUẬN

Tính chất cơ lý của các loại đất sƣờn tàn

tích (edQ(K2 q), edQ(K2ac), edQ(K2 d),

edQ(J2ln) và edQ(Q2xl)) trong khu v c thành

phố Đà Lạt đóng vai trò quan trọng quyết định

độ ổn định của mái dốc Phân bố của các loại

đất này chiếm 90% diện tích toàn vùng Nghiên

cứu này đã xác định một số chỉ tiêu cơ lý đặc


trƣng cho từng loại đất và đánh giá mức độ suy

giảm các đặc trƣng kháng cắt khi đất ở các

trạng thái khác nhau

Các thông số đặc trƣng kháng cắt của các

m u đất đƣợc khảo sát ở các trạng thái t

nhiên, trạng thái đầm nện có độ ẩm tốt nhất,

bão hòa 5h, bão hòa 24h cho thấy s biến đổi

ở cả 2 thông số l c dính kết và góc ma sát

trong, tuy nhiên s suy giảm sức kháng cắt

của các m u đất chủ yếu phụ thuộc vào s suy

giảm l c dính kết khi độ ẩm tăng dần đến độ

ẩm bão hòa

Hệ số ổn định đƣợc tính toán cho mái dốc

giả định đối với các loại đất sƣờn tàn tích

edQ(K2 q), edQ(K2ac), edQ(K2 d), edQ(J2ln)

và edQ(Q2xl) trong khu v c cho thấy mức độ

suy giảm từ 34 đến 60 % trong điều kiện mái

dốc bão hòa hoàn toàn Để tính toán cụ thể

cho mái dốc th c tế cần khảo sát chi tiết và

đánh giá thêm mức độ làn truyền ẩm trong

mô hình.

LỜI CẢM ƠN

Bài báo đƣợc hoàn thành với s giúp đỡ của

Đề tài DDL 01 20-21 Các tác giả chân thành

cảm ơn s hỗ trợ nhiệt tình của các cơ quan, Sở,

Ban, Ngành, nhân dân ở khu v c nghiên cứu và

Viện Địa chất - Viện HLKHCN VN trong quá

trình nghiên cứu


1. Lê Ngọc Thanh, 2020. Nghiên cứu các tai

biế ịa chất: nứt, sụ ấ ợt l ấ v ề

xuất các giải pháp cả h bá gă gừa và kh c

phục ê ịa bàn thành ph L t, tỉnh Lâm

ồng. Báo cáo tổng kết đề tài.

2 Hoàng Vƣợng và nnk, 1997 Bá cá iề

ị chấ ô hị h h h L . Trung tâm

Thông tin Lƣu trữ Địa chất

3 Nguyễn Thị Thanh Nhàn, Nguyễn Thanh,

2012. Tí h chấ cơ ý ấ á v ả h h g c

chú g ế các q á h dịch ch y ấ á ê

d c ái d c v vù g ồi úi Q ả g T ị -

Thừ Thiê H ế, Tạp trí Khoa học, Đại học

Huế, tập 74B, số 5, -123-132.

4 Nguyễn Văn Thìn, 2007 Ảnh hƣởng của

mƣa đến ổn định mái dốc, Tạp chí khoa học kỹ

thuật Thủy lợi và Môi trƣờng, số 16 p95-99.

5 Nguyễn Thị Ngọc Hƣơng, Trịnh Minh

Thụ, 2013, ác ị h c g ch g c c

ấ hô g bã hò b g hí ghiệ c c

iế . Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Thủy lợi và

Môi trƣờng, số 42, p94-99.

6. Kai Cui1, Ye Yang, 2014. Experimental

Study on Engineering Characteristics of Basalt

Residual. Vols 580-583 (2014) pp 460-463.

Ng i hả biệ : PGS, TS VŨ C O MINH


NGHIÊN CỨU, ĐỀ XUẤT GIẢI PHÁP NÂNG CAO ĐỘ ỔN ĐỊNH LÕ DỌC VỈA THAN MỨC -103, VỈA 6 ĐÔNG MỞ RỘNG

T NG MỨC -150 ĐẾN MỨC -80, MỎ MẠO KHÊ

NGÔ DOÃN HÀO*

Research on the solution for improving the stability of drift at level -103, 6

seam to expand exploitation level from -150 to -80 at Mao Khe coal mine

Abstract: Coal drift at level -103 of 6 seam for expansion from level-150

to -80 at Mao Khe coal mine excavted in the coal seam. The structures of

coal seam are difficult, locally there are some unstable coal seams with

thin bevels, the coal seam includes of hard coal layers, sometimes soft

coal, loose, crushed can be collapsed. Properties of coal with the unit

weight γ = 1 56T/ 3

, coefficient of hardness of coal by M.M Protodiakonov

f = 1 - 2, friction angle φ = 280

.

Existing drift is unstable, the outside wooden plates of steel ribs around

drift are failure, the timber pillars are screwed, squeezed.

Cutting for increasing the cross section of drift and reinforcement by

suppliment timber are used. By the time drift is continuously failured,

making the difficult for transport, ventilation and drainage of drift.

After investigation, evaluation to find the causes of the unstable behaviors

in the drift at level -103 at 6 East seam to expand exploitation areas from -

150 to -80, the cross section of drift is used with one center arch crown

and inclined wall with 830. Drift is supported by flexible steel ribs from 5

segments from SVP-27, spacing of them 0,7m is suitable solution and have

ontained high results.


Trong những năm qua, các công ty khai thác

than hầm lò thuộc Tập đoàn Công nghiệp Than-

Khoáng sản Việt Nam đã và đang mở rộng diện

khai thác và khai thác xuống sâu Khi khai thác

xuống sâu, thƣờng gặp điều kiện địa chất mỏ

phức tạp; đặc biệt là khi gặp đất đá bở rời, mềm

yếu d n đến sạt lở gƣơng đào hoặc mất ổn định

ở các đƣờng lò đã đƣa vào sử dụng d n tới phải

xén, chống gia cƣờng liên tục S mất ổn định

của đƣờng lò đã d n tới chi phí trong khi đào lò

c ng nhƣ chi phí bảo vệ đƣờng lò suốt quá trình

sử dụng sau này tăng cao, thậm chí có thể d n

* i học Mỏ- ị Chấ

S 18 Ph Viê - Ph g ức Th g - Q. B c Từ Liê

- H N i

tới mất an toàn cho ngƣời và thiết bị Có nhiều

nguyên nhân d n tới s mất ổn định của đƣờng

lò, song một trong những nguyên nhân quan

trọng là việc l a chọn hình dạng mặt cắt ngang

đƣờng lò và kết cấu chống chƣa th c s phù

hợp với điều kiện địa chất mỏ

2. THỰC TRẠN VÀ N UYÊN NHÂN

MẤT ỔN ĐỊNH Ở LÕ DỌC VỈ TH N -103

VỈ 6 ĐÔN MỞ RỘN TẦN -150/-80

MỎ MẠO HÊ

2.1. Đặ điể địa ất ỏ u vự ò dọ

vỉa t a -103 [8]:

- Đặc điểm vỉa than: vỉa 6 CB có cấu tạo

phức tạp, cục bộ một vài vị trí vỉa than không ổn

định uốn đảo vát mỏng, vỉa than bao g m các

lớp than cứng ánh kim, đôi chỗ là than cám


mềm bở cuộn vỉa vò nhàu có thể gây trƣợt, tụt

lở, tại thƣợng đá số 4 vỉa than có xu hƣớng tách

vỉa làm 2 lớp: Lớp than vách và lớp than trụ, lớp

đá kẹp phân tách tƣơng đối dày từ 1,40 mét (cúp

15 mức -80) đến 3,80 mét, lớp than vách mỏng

có chiều dày 0,85 mét đến 1,80 mét Than có

trọng lƣợng thể tích γ = 1,56T/m3 (15,6kN/m

3);

hệ số kiên cố f = 1÷2; góc ma sát trong = 280.

- Đặc điểm đá vách, trụ vỉa than:

+ Đặc điểm đá vách vỉa: Vách giả là đá sét

kết, đá sét than dày từ 0,60 ÷ 1,50 mét trung

bình là 1,00 mét (f=2÷4) Đặc điểm của lớp

vách giả là tƣơng đối mềm yếu, gặp nƣớc dễ bị

trƣơng lở Vách tr c tiếp là bột kết màu xám tro

phân lớp mỏng đến trung bình

+ Đặc điểm đá trụ vỉa: Trụ giả là đá sét kết

xen kẹp các lớp than mỏng, tƣơng đối mềm yếu,

gặp nƣớc dễ bị trƣơng lở, bóc lớp gây bùng nền

f = 2 ÷ 4 Chiều dày từ 0,50 ÷ 1,10 mét trung

bình là 0,80 mét Trụ tr c tiếp là sét, bột kết độ

cứng từ f= 4÷8

Nhiều vị trí tiếp giáp trụ vỉa than và than lớp

trụ bị uốn, đảo không ổn định, đôi chỗ là lớp

than cám cuộn mềm bở vò nhàu, than bị ép nén

bở rời, cuộn vỉa Vì vậy khi khai thác than lò

chợ, đào chống lò cần có biện pháp chống giữ

tránh để tụt nóc, trƣợt lở để đảm bảo an toàn

- Đặc điểm địa chất thủy văn: Phần địa hình

trên mặt gần khu v c có suối Bình Minh chảy

qua, nên khi vào mùa mƣa là điều kiện tốt để

cung cấp nƣớc cho tầng đá vách, d n đến điều

kiện địa chất thuỷ văn phức tạp, khi vào mùa

mƣa hầu hết lƣợng nƣớc ngấm chảy qua hệ

thống khe nứt và địa tầng lò c đã khai thác tầng

trên và lò chợ lớp vách đã khai thác chảy tr c

tiếp xuống nóc lò chợ đang khai thác lớp trụ

2.2. Cá t số ả ủa ò dọ vỉa

t a ứ -103

Theo 9 , lò dọc vỉa than mức -103 có mặt

cát ngang dạng nóc hình vòm 1 tâm, tƣờng

th ng, đƣờng lò đƣợc chống giữ bằng thép SVP-

27 với kết cấu chống linh hoạt kích thƣớc loại 3

đoạn, bƣớc chống 0,7m Tiết diện đào chủ yếu

là 8,4m2; Hình dạng và kích thƣớc mặt cắt

ngang đƣợc thể hiện trên hình 2 1 Lò đƣợc đào

qua vỉa than có hệ số kiên cố f= 1÷2

H h 2.1. M c g g g ò dọc

vỉ h -103, S = 8,4m2 [9].

Kích thƣớc đào: chiều rộng đào (Bđ) là

3,52m; chiều cao đào (Hđ) là 2,85m; bán kính

đào (Rđ) là 1,76m; chiều cao tƣờng (Ht) là

1,09m Kích thƣớc sử dụng: chiều rộng sử dụng

(Bsd) là 3,10m; chiều cao sử dụng (Hsd) là

2,63m; bán kính sử dụng (Rsd) là 1,55m; diện

tích sử dung 7,12m2.

2.3. iểu iệ ất ổ đị

Đƣờng lò dọc vỉa than mức -103 đào qua

than và đá bột kết Phần trụ là đá bột kết hạt

mịn đến trung bình có màu xám, phân lớp dày

trung bình 0,2÷0,6m có hệ số kiên cố f= 4÷6

Phần vách là than có hệ số kiên cố f = 1÷2 Do

vỉa phân bố có hình dạng uốn lƣợn thay đổi

nên kích thƣớc và vị trí của trụ và vỉa không

ổn định

Qua khảo sát, thấy các chèn lò bằng gỗ bị

phá hủy, cột chống bị vặn, bóp mép Nhiều cột

chống bị biến dạng và bị đẩy vào khoảng trống

của đƣờng lò; lò bị thu hẹp kích thƣớc tiết diện

ngang, đặc biệt là bên phía vách lò Mỏ đã tiến

hành chống tăng cƣờng nhƣ đánh khuôn hoặc

cột bích Khuôn tăng cƣờng là các khung gỗ với

5 thìu; phía vách đƣợc tăng cƣờng bởi các cột

thủy l c Những biểu hiện mất ổn định của


đƣờng lò và các giải pháp chống gia cƣờng của

mỏ đƣợc thể hiện trên các hình 2 2

2.4. P t u ê ất ổ

đị ò dọ vỉa -103

Nguyên nhân mất ổn định của đƣờng lò có

thể là nguyên nhân chủ quan, c ng có thể là

nguyên nhân khách quan Chính vì vậy, để xác

định đƣợc đúng và đầy đủ nguyên nhân gây mất

ổn định đƣờng lò dọc vỉa -103chúng tôi đã tiến

hành khảo sát, đánh giá tất cả các khâu công

việc từ thiết kế, chế tạo đến thi công lắp d ng

kết cấu chống nhƣ:

- S phù hợp của hình dạng mặt cắt ngang

đƣờng lò với đặc điểm áp l c mỏ;

- Kiểm tra bền của kết cấu chống đang

sử dụng;

- S phù hợp giữa cấu kiện của kết cấu với

biểu đ nội l c trong kết cấu chống;

- Thời điểm lắp d ng kết cấu chống;

- Loại hình kết cấu đang sử dụng

H h 2.2. Nhữ g bi hiệ ấ ổ ị h giải há ch g gi c g ò dọc vỉ -103

* Sự phù hợp của hình dạng mặt cắt ngang

Qua khảo sát hiện trƣờng, c ng nhƣ qua

các tài liệu của phòng KCM- công ty Than

Mạo Khê cung cấp, chúng tôi nhận thấy áp l c

nóc và hông là rất lớn Áp l c nóc và áp l c

hông đã gây ra hiện tƣợng lún chân cột, hai

bên cột bị đẩy vào không gian đƣờng lò làm

giảm diện tích đƣờng lò Từ hiện tƣợng áp l c

gây ra mất ổn định chân cột chống nhƣ trên

chứng tỏ việc sử dụng hình dạng mặt cắt

ngang có dạng hình vòm bán nguyệt, tƣờng

th ng là chƣa hợp lý Vì vậy, cần thiết phải

l a chọn mặt cắt ngang đƣờng lò có dạng sao

cho giảm đƣợc s trƣợt lở của đất đá bên hông

lò, từ đó giảm đƣợc áp l c ngang tác dụng lên

kết cấu chống Vì vậy, căn cứ vào đặc điểm,

trị số áp l c mỏ và các biểu hiện mất ổn định

của lò dọc vỉa -103 chúng tôi đề xuất hình

dạng mặt cắt ngang của lò dọc vỉa -103 là vòm

bán nguyệt, tƣờng xiên

* Kiểm tra, đánh giá bền kết cấu chống

đang sử dụng cho lò dọc vỉa than -103

Sau khi tính toán nội l c theo các thông số

đƣờng lò và loại hình kết cấu chống mà mỏ đã

sử dụng chúng tôi có giá trị nội l c của phần

cột và phần vòm nhƣ trên bảng 2 1 và 2 2; trên

cơ sở đó vẽ đƣợc biểu đ nội l c nhƣ trên

hình 2.3 và 2.4.


ả 2.1. ả iá trị ội ự ầ ột ố

STT XA Vị trí z z

2 qs Mx Qy Nz

kN m m2 kN/m kN.m kN kN

1-1 15,24 0 0 18,06 0,00 15,24 -40,03

2-2 15,24 0,25 0,0625 18,06 3,24 10,72 -40,03

3-3 15,24 0,35 0,1225 18,06 4,23 8,92 -40,03

4-4 15,24 0,5 0,25 18,06 5,36 6,21 -40,03

5-5 15,24 0,75 0,5625 18,06 6,35 1,69 -40,03

6-6 15,24 1 1 18,06 6,21 -2,82 -40,03

7-7 15,24 1,09 1,1881 18,06 5,88 -4,45 -40,03

ả 2.2. ả iá trị ội ự tr ầ vò ố

STT β Yv Xv R ht qs qn Mx Qy Nz

m m kN/m kN/m kN.m kN kN

1-1 0 0,00 0,00 1,76 1,09 18,06 22,74 5,88 -4,45 -40,03

2-2 15 0,46 0,06 1,76 1,09 18,06 22,74 4,34 -2,23 -40,63

3-3 30 0,88 0,24 1,76 1,09 18,06 22,74 3,78 -0,28 -40,19

4-4 45 1,27 0,54 1,76 1,09 18,06 22,74 3,98 0,98 -39,05

5-5 60 1,52 0,88 1,76 1,09 18,06 22,74 4,55 1,35 -37,70

6-6 75 1,70 1,30 1,76 1,09 18,06 22,74 5,10 0,91 -36,63

7-7 90 1,76 1,76 1,76 1,09 18,06 22,74 5,32 0,00 -36,23

H h 2.3. Bi ồ c c Q v M e M H h 2.4. Bi ồ c dọc N

Theo 7 , khung chống đƣợc kiểm tra bền

theo điều kiện: u

x F

N

W

M

.

maxmax

Trong đó: u] - ứng suất cho phép của thép,

[u] = 2700 kG/cm2.

Wx - mômen chống uốn; cm3 ; - hệ số giảm

ứng suất cho phép, = 0,8;

N- l c dọc trục tại mặt cắt có Mmax, ứng với

trƣờng hợp trên N = -40,03 kN;

F- diện tích tiết diện của thép chọn làm khung

chống; cm2.


Sau khi tính toán kiểm tra bền ta có:

max=488,15kG/cm2˂ u] = 2700 kG/cm

2

Nh v y ế cấ ch g b g hé SVP - 27

ỏ chọ ã bề .

* Đánh giá sự phù hợp kết cấu chống:

- Qua kiểm tra bền thấy rằng, kết cấu chống

đủ bền, song ứng suất sinh ra trong kết cấu

tƣơng đối lớn; áp l c nền lò đáng kể tới

1,039kN m; Với áp l c nền nhƣ vậy có thể d n

tới bùng nền, thu nhỏ diện tích sử dụng, gây khó

khăn cho vận tải, thông gió và thoát nƣớc;

- Từ biểu đ mô men ở hình 2 3 thấy rằng mô

men chỉ có giá trị dƣơng; Một kết cấu chống

làm việc ổn định thì cần phải có cả miền chịu

kéo và miền chịu nén; điều đó chứng tỏ loại

hình kết cấu chống linh hoạt 3 đoạn, hình vòm 1

tâm, cột th ng mà mỏ đang sử dụng là chƣa th c

s phù hợp với điều kiện áp l c mỏ

Chính vị vậy cần phải có một kết cấu chống

khác phù hợp hơn với điều kiện địa chất mỏ phức

tạp, áp l c lớn mà lò dọc vỉa than -103 đào qua

* Khảo sát đánh giá thời điểm lắp dựng kết

cấu chống

Theo 8 , kết cấu chống đƣợc mỏ lắp d ng

ngay khi khoảng trống đƣờng lò đƣợc tạo ra

Theo chúng tôi, thời điểm lắp d ng kết cấu

chống nhƣ vậy là hoàn toàn phù hợp với sơ đ

thi công phối hợp mà công ty Than Mạo Khê

đang sử dụng Việc lắp d ng kết cấu chống

đúng thời điểm nhƣ trên đã góp phần làm hạn

chế đƣợc việc tách lớp, s phát triển khe nứt thứ

sinh sau nổ mìn, hạn chế s phá hủy cấu trúc

khối đá xung quanh biên đƣờng lò.

* Khảo sát đánh giá s phù hợp giữa các cấu

kiện của kết cấu với biểu đ nội l c trong kết

cấu chống: Từ bảng kết quả tính nội l c phân bố

trong phần vòm và biểu đ nội l c cho khung

chống trên hình 2 3 thấy:

- Mặt cắt có giá trị l c cắt nhỏ nhất Qy=0kN

c ng là vị trí mô men có giá trị nhỏ nhất

Mx=3,78kN m là mặt cắt tại vị trí β =350, tại vị trí

đó cột có chiều cao là 2300mm (tính cả chiều sâu

chôn cột chống) Xét về mặt kết cấu thì tại mặt

cắt có β =350 là vị trí đặt gông liên kết xà và cột

chống hiệu quả về mặt chịu l c (tuy nhiên khi

thiết kế cụ thể cần chú ý thêm tới yếu tố thi công)

- Mỏ đã xác định vị trí nối xà và cột tại mặt

cắt có β1 = 46030’ nhƣ trên hình 2 5, vị trí này

cách mặt đất 2,370m Trên cơ sở đó, mỏ đã gia

công cấu kiện kết cấu chống có kích thƣớc nhƣ

hình 2 6 Với chiều cao cột chống là 2,544m,

theo chúng tôi c ng không dễ dàng cho việc vận

chyển và lắp d ng kết cấu với lò có diện tích

mặt cắt ngang đào là 8,4m2 và diện tích sử dụng

7,12m2 trong điều kiện ánh sáng còn hạn chế

của đƣờng lò Đây c ng là một trong những

nguyên nhân làm vỡ miệng cột, đứt gông liên

kết, nén, vặn gây mất ổn định kết cấu chống

H h 2.5. Sơ ồ xác ị h vị í gô g iê ế giữ x v c ch g c ỏ


H h 2.6. H h d g v ích h ớc cấ iệ h g ch g c ỏ g ử dụ g [9]

3. ĐỀ XUẤT ẾT CẤU CHỐN PHÙ

HỢP CHO LÕ DỌC VỈ TH N -103

Qua khảo sát và theo [8] thấy lò dọc vỉa

than -103 có nhiều vị trí tiếp giáp trụ vỉa than

và than lớp trụ bị uốn, đảo không ổn định, đôi

chỗ là lớp than cám mềm bở vò nhàu; than bị

ép, nén bở rời Đá trụ là bột kết hạt mịn đến

trung bình, hệ số kiên cố f = 4÷6; vách là

than, hệ số kiên cố f = 1÷2 Từ th c tề mất ổn

định và điều kiện địa chất mỏ c ng nhƣ những

phân tích về nguyên nhân gây mất ổn định

đƣờng lò đã nêu ở trên chúng tôi đề xuất kết

cấu chống cho lò dọc vỉa than -103 là kết cấu

linh hoạt kích thƣớc 5 đoạn, cột xiên 830 bằng

thép SVP -27; bƣớc chống 0,7m; chèn lò bằng

gỗ tròn nhƣ mỏ đang sử dụng có đƣờng kính

(7÷10)cm.

3.1. Cá t số t i t ặt ắt a

t e á đề xuất.

Hình dạng và kích thƣớc đào đƣợc thể

hiện trên hình 3 1. Lò có chiều rộng đào ở

chân vòm là 3,52m, ở nền lò là 3,25m;

chiều cao đào (hng) là 2,85m; bán kính đào

(Rng) là 1,76m; chiều cao tƣờng (H t) là

1,09m. Chiều rộng sử dung (Bsd) là 3,10m ;

chiều cao sử dụng (H sd) là 2,63m ; bán kính

sử dụng (Rsd) là 1,55m; tƣờng xiên 830;

diện tích sử dung 7,12m2.

H h 3.1. H h d g ích h ớc c g g

ò -103, S =8,4m2

3.2. T t á á ự đất đá

Để tính toán áp l c, theo [7] sử dụng giả thuyết

của GS Tximbarevich Sơ đ nhƣ tính áp l c

theo GS. Tximbarevich thể hiện trên hình 3 2

H h 3.2. Sơ ồ á c he giả h yế c

GS. Tximbarevich


- Tí h á c c: áp l c nóc đƣợc đƣợc

tính theo công thức sau:

qn= 1,2. b1.noc.L, kN/vì

Trong đó: 1,2- hệ số vƣợt tải; b1- chiều cao

vòm phá hủy phía nóc;

L- bƣớc chống, L = 0,7m;

noc - trọng lƣợng thể tích của đất đá nóc lò

(kN/m3).

./74,227,0.375,1.6,15.2,1...2,1 1 vìkNLbqn

- Tí h á c hô g ò: ./,2

90)..(.

0

2

1 vìkNtghbLqhong

ngh

vìkNtg /079,182

2890).85,2375,1.(7,0.6,15

02

0

- Tính áp lực nền: vìkNLTqnen /75,07,0.2

2890sin.039,1.2.

2

90sin.2

000

3.3. T t á ội ự tr u ố

- Sơ đ tính nội l c trong kết cấu chống đƣợc

thể hiện trên hình 3 3 và 3 4 Giá trị nội l c đƣợc

thể hiện trong bảng 3 1 và 3 2

H h 3.3. Sơ ồ xác ị h i c g c H h 3.4. Sơ ồ xác ị h i c g vò

ả 3.1. iá trị ội ự ầ ột ố

Mặt

cắt

Vị trí z,

(m)

qs,

(kN.m)

qn,

(kN.m)

XA,

(kN)

VA,

(kN)

Mx,

(kN.m)

Qy,

(kN)

Nz,

(kN)

1-1 0 18,08 22,74 15,25 40,03 0,00 10,25 -41,59

2-2 0,125 18,08 22,74 15,25 40,03 1,14 8,03 -41,32

3-3 0,25 18,08 22,74 15,25 40,03 2,01 5,81 -41,04

4-4 0,5 18,08 22,74 15,25 40,03 2,90 1,36 -40,50

5-5 0,75 18,08 22,74 15,25 40,03 2,69 -3,09 -39,95

6-6 1,00 18,08 22,74 15,25 40,03 1,36 -7,53 -39,41

7-7 1,1 18,08 22,74 15,25 40,03 0,52 -9,31 -39,19


ả 3.2. iá trị ội ự tr ầ vò

STT ,

độ

qs,

(kN.m)

qn,

(kN.m)

XA,

(kN)

VA,

(kN)

Mx,

(kN.m)

Qy,

(kN)

Nz,

(kN)

1-1 0 18,08 22,74 15,25 40,03 0,52 -4,58 -39,73

2-2 15 18,08 22,74 15,25 40,03 -1,03 -2,51 -39,33

3-3 30 18,08 22,74 15,25 40,03 -1,60 -0,52 -37,98

4-4 45 18,08 22,74 15,25 40,03 -1,41 0,78 -36,08

5-5 60 18,08 22,74 15,25 40,03 -0,85 1,21 -34,16

6-6 75 18,08 22,74 15,25 40,03 -0,31 0,84 -32,78

7-7 90 18,08 22,74 15,25 40,03 -0,09 0,00 -32,32

Biểu đ nội l c sinh ra trong kết cấu chống

đƣợc thể hiện trên hình 3 5 và hình 3 6

* Kiểm tra bền cho kết cấu chống: từ bảng

nội l c ta có: Mmax > Mmin nên:

ux

maxmax

F.

N

W

M

Trong đó: [ u ] - ứng suất cho phép của thép

SVP27, [ u ] = 2700 kG/cm2.

Wx - mômen chống uốn, Wx = 100,2 cm3

;

- hệ số giảm ứng suất cho phép, = 0,8;

N- l c dọc trục tại mặt cắt có Mmax, ứng với

trƣờng hợp trên N = -40,03 kN;

F- diện tích tiết diện của thép lòng máng

SVP27, F = 34,37 cm2.

Thay số ta có: max = 142,127 kG/cm2

<

2700u kG/cm2

Do đó, kết cấu chống sử dụng đảm bảo

đủ bền.

H h 3.5. Bi ồ c c Qy và momen Mx H h 3.6. Bi ồ c dọc Nz

3.4. Xá đị t ớ i ti t ủa t

ấu ố t e á đề xuất

- Xác định vị trí nối gông giữa xà và cột

Qua bản giá trị nội l c thấy rằng, ứng suất

sinh ra trong kết cấu đề xuất là 142,127kG/cm2,

nhỏ hơn nhiều (bằng 29,1) ứng suất sinh ra

trong kết cấu chống mỏ đang sử dụng vớt cột

th ng là 488,15kG/cm2. Tuy nhiên việc thiết kế,

chế tạo kết cấu chống hợp lý không chỉ đáp ứng

về mặt kỹ thuật là tăng độ ổn định, tăng bền cho

kết cấu, mà nó còn phải tạo điều kiện thuận lợi

cho việc thi công lắp d ng kết cấu chống

Từ yếu tố kỹ thuật và th c tế thi công nêu

trên, căn cứ vào giá trị nội l c đã tính, chúng tôi

l a chọn vị trí để nối xà nóc với xà bên và xà

bên với cột xiên nhƣ trên hình 3 7


H h 3.7. Sơ ồ xác ị h các vị í gô g

iê ế x v c ch g

Từ hình 3 7, chúng tôi thấy vị trí nối giữa xà

nóc với xà bên và và xà bên với cột xiên của kết

cấu chống thỏa mãn cả yếu tố kỹ thuật (cơ học)

và th c tế thi công là các vị trí sau:

+ Ví trí thứ nhất (vị trí nối gông giữa cột xiên

với xà bên ): cách nền lò là 1,445m, tƣơng ứng

với góc 120, có giá trị momen Mx= - 0,8kN.m và

l c cắt Qy = -2,95kN; khung chống có chiều dài

1,962m (kể cả phần chân cột dƣới hố chân cột)

Tại vị trí này vừa thỏa mãn về điều kiện giá trị

nội l c nhỏ và vừa thỏa mãn điều kiện kích

thƣớc cấu kiện khung chống trong vận chuyển

và lắp d ng

+ Vị trí thứ 2 (vị trí nối xà bên và xà nóc):

cách nền lò là 2,205m, tƣơng ứng với góc 500,

có giá trị momen Mx = -1,25kN m và l c cắt

Qy=1,02kN; cột chống có chiều dài theo cung là

1,420m Tại vị trí này vừa thỏa mãn về điều

kiện giá trị nội l c nhỏ và vừa thỏa mãn điều

kiện kích thƣớc cấu kiện khung chống dễ dàng

với vận chuyển và lắp d ng trong không gian

hẹn hẹp của đƣờng lò

+ Khi đó chiều dài xà nóc có chiều dài theo

cung là 2,893m Với chiều dài xà nhƣ vậy

không gây khó khăn cho việc mang vác và c ng

thuận lợi cho việc lắp d ng khung chống

- ích h ớc chế cấ iệ c ế cấ

ch g he h ơ g á ề x ấ h h h 3.8.

Xà nóc bằng thép SVP27

Cột xiên 830

Xà bên Đế chân cột


H h 3.8. H h d g ích h ớc cấ iệ

ế cấ ch g i h h ích h ớc i 5 he h ơ g á ề x ấ .

Hình 3.9. Kết cấu chống linh hoạt kích thước

5 đoạn, vòm bán nguyệt, cột xiên 830 trên mặt

cắt ngang lò dọc vỉa than -103 theo phương án

đề xuất

Hình 3.10. Kết cấu chống linh hoạt kích thước

5 đoạn, vòm bán nguyệt, cột xiên 830

trên mặt cắt dọc lò dọc vỉa than -103

theo phương án đề xuất

Hình dạng, kích thƣớc kết cấu chống linh

hoạt kích thƣớc loại 5 đoạn, tƣờng xiên 830

bằng thép SVP 27 theo phƣơng án đề xuất trên

mặt cắt ngang và cắt dọc đƣờng lò dọc vỉa

than -103 Mạo Khê đƣợc thể hiện trên hình

3.9 và 3.10.

4. ẾT LUẬN

Trong thời gian tới, các công ty khai thác

Than trong Tập đoàn công nghiệp Than-

Khoáng sản Việt Nam nói chung và công ty

Than Mạo Khê nói riêng sẽ phải khai thác mở

rộng và khai thác xuống sâu Khi khai thác

xuống sâu không chỉ khó khăn về thoát nƣớc,

vận tải, thông gió mà trong khi đào lò c ng

nhƣ trong suốt quá trình sử dụng các đƣờng lò

thƣờng gặp áp l c lớn, d n đến đƣờng lò dễ

mất ổn định, thậm trí kết cấu chống có thể bị

phá hủy Độ ổn định và độ bền của kết cấu

chống giữ phụ thuộc vào rất nhiều các yếu tố

khách quan và chủ quan Tuy nhiên, trong

cùng một điều kiện mỏ địa chất, mà đặc biệt là

trong điều kiện kiện địa chất mỏ phức tạp thì

việc l a chọn đƣợc hình dạng mặt cắt ngang

đƣờng lò phù hợp và kết cấu chống hợp lý với

điều kiện địa chất mỏ sẽ nâng cao đƣợc độ ổn

định đƣờng lò Theo 1 , 2 , 3 , 4 , 5 trong

một số trƣờng hợp đào lò qua than hay đất đá

bở rời hoặc phân lớp mỏng, nứt n mạnh cần

thiết phải có s kết hợp tổng thể các giải pháp

Xà bên

Mối liên kết giữa xà

bên với cột

xiên

Mối liên

kết giữa xà bên với xà

nóc


từ l a chọn hình dạng mặt cắt ngang đƣờng lò

tới kết cấu chống giữ và giải pháp nâng cao

khả năng t mang tải của khối đá Trong thời

gian qua, mỏ Mạo Khê đã sử dụng mặt cắt

ngang đƣờng lò có dạng hình vòm 1 tâm,

tƣờng xiên 830; chống giữ bởi kết cấu chống

linh hoạt kích thƣớc loại 5 đoạn, chế tạo từ

thép SVP-27 với bƣớc chống 0,7m cho đƣờng

lò dọc vỉa than -103 diện sản xuất vỉa 6 Đông

mở rộng tầng -150/-80 đã nâng cao đƣợc độ

ổn định cho lò 6 .


1. Ngô Doãn Hào và nnk Báo cáo đề tài:

Nghiên cứu l a chọn kết cấu chống hợp lý cho

ngầm vận tải thông gió mức -50 -150 khu III

vỉa 10; thƣợng thông gió mức -50 -150 vỉa 11

và ga vòng 46, khu II, vỉa 14, DFH thuộc Công

ty Than Hà Lầm –TKV Năm 2008

2. Ngô Doãn Hào và nnk Báo cáo đề tài:


các đƣờng lò đào trong đá, trong than có điều

kiện địa chất không ổn định, than và đất đá

mềm yếu, bở rời thuộc Công ty Than Khe Chàm

–TKV Năm 2012

3. Ngô Doãn Hào và nnk. Báo cáo đề tài:


đƣờng dọc vỉa 6 +125 T II T V, lò xuyên vỉa

+200-II thuộc Công ty Than Nam M u-TKV.

Năm 2012

4 Ngô Doãn Hào và nnk Báo cáo đề tài:

Nghiên cứu, tính toán lập các giải pháp nâng

cao độ ổn định đƣờng lò đào qua khu v c địa

chất phức tạp trong Công ty Than Nam M u-

TKV Năm 2020


Nghiên cứu, đề xuất giải pháp nâng cao độ ổn

định đƣờng lò xuyên vỉa mức +131 khu Đ ng

Vông thuộc công ty Than Uông Bí Năm 2020


Nghiên cứu, đề xuất giải pháp nâng cao độ ổn

định các đƣờng lò đào trong than, đất đá bở rời,

mềm yếu thuộc công ty Than Mạo Khê –TKV.

Năm 2020

7 Phí Văn Lịch - Áp l c đất đá chống giữ

công trình ngầm Đại học Mỏ-Địa chất

Năm1971

8 Phòng địa chất trắc địa công ty Than Mạo

Khê Báo cáo địa chất, trắc địa khu mỏ

9 Phòng KCM công ty Than Mạo Khê Báo

cáo địa chất, trắc địa khu mỏ

Ng i hả biệ : GS, TS ĐỖ NHƢ TRÁNG


ỨNG XỬ SOILCRETE TẠO TỪ BÙN SÉT CỦ CHI PHỤC VỤ CÔNG TÁC GIA CỐ LÖN ĐƯỜNG Đ U C U TÂN THẠNH ĐÔNG BẰNG JET GROUTING

ĐỖ THỊ MỸ CHINH*, TRẦN N UYỄN HOÀN HÙN

**

QU CH HỒN CH ƠN ***

, N UYỄN DUY PHON ****

HUỲNH N UYÊN HIỆP****

, ĐẶN CHÍ CÔN ****

N UYỄN QUỐC NH*****

Mechanical behaviors of soilcrete specimens by Jet Grouting technology from

Cu Chi soft clay to treat differential settlement of Tan Thanh Dong bridge

Abstract: Bridge abutment differential settlement has often occurred in the

South and particularly in Ho Chi Minh City. The current techniques treat

the settlement to be still less effective. Jet grouting is a technology

improving mechanical characteristis of soils using a high pressure grout

jet to cut and mix in-situ soil with cement slurry. Jet Grouting has high

potential to mitigate differential settlement of bridge abutments. However,

the Jet Grouting still has limit applications to treat bridge abutment

differential settlement in HCMC. This paper investigated the mechanical

behaviors of soilcrete specimen made from the soil samples taken at Tan

Thanh Dong bridge simulating field Jet Grouting. About 50 soilcrete

specimens mixed with 50% slag cement and PCB40 cement. The cement

contents of 400, 500, 600, 700, and 800 kg/m3 were utilized to mix the soft

clay samples at a w:c of 1.5:1. The results show that: (1) Unconfined

compressive strength (UCS) of slag cement were higher 3.5 to 4 times than

those of PCB40; (2) UCS of soilcrete at a cement content of 500 kg/m3

cured at 3 days were higher 3 to 8 times than that of the soft clay; (3)

Secant modulus of elasticity varying from 100 – 357 times to UCS; (4)

Strain at failure varying from 0.5 to 1.2 %; (5) A w:c ratio of 1.5 providing

suitable soilcrete strength and the viscocity of cement slurry.

Key words: Soilcrete, Jet Grouting, settlement, ground improvement,

bridge approaching embankment.

1. IỚI THIỆU *

Lún đƣờng đầu cầu trong quá trình khai thác

gây bức xúc trong ngành giao thông hiện nay

Hiện tƣợng lún đƣờng đầu cầu xảy ra ở hầu hết

* Th c ĩ Giả g viê h T D-MTUD T g i

học Ng yễ Tấ Th h; ** PGS.TS Giả g viê T g i học Bách Khoa -

HQG TP HCM HB -HCM); *** Th c ĩ h KTXD, HB -HCM; **** Học viê c học h T D HB -HCM; ***** Si h viê i học h T D HB -HCM

các tỉnh thành Đ ng Bằng Sông Cửu Long nói

chung và TP HCM nói riêng [1, 2]. S chênh

lệch cao độ tại vị trí tiếp giáp giữa mố cầu và

đƣờng đầu cầu gây ra hiện tƣợng xốc cho

phƣơng tiện giao thông Xe phải giảm tốc độ khi

qua cầu nhằm giảm xốc 3 Hiện tƣợng lún lệch

đƣờng đầu cầu do lún cố kết của nền đất yếu

bên dƣới của đƣờng đầu cầu 4, 5 Các giải

pháp khắc phục hiện tại là bù lún thƣờng xuyên


bằng các lớp bê tông nh a, bơm vữa, và xây

d ng mới 6 Bù lún thƣờng xuyên không giải

quyết triệt để tình trạng lún Jet Grouting là giải

pháp khả thi trong ba phƣơng pháp trên Jet

Grouting có thiết bị thi công nhỏ gọn và thi

công đƣợc trong khu v c có mặt bằng chật hẹp

7 Với đƣờng đầu cầu đang khai thác, thiết bị

Jet Grouting có thể thi công mà không cần ngăn

lƣu thông của xe cộ và thời gian thi công nhanh.

Jet Grouting đã đƣợc thử nghiệm hiện trƣờng

thành công cho công trình xử lý lún đƣờng đầu

cầu ở Đ ng Tháp 8 Tuy nhiên, Jet Grouting

chƣa đƣợc ứng dụng cho các công trình lún

đƣờng đầu cầu đang khai thác tại TP HCM. Vì

vậy, nghiên cứu ứng dụng Jet Grouting xử lý

lún cho các công trình đƣờng đầu cầu ở TP

HCM làm cơ sở khoa học và pháp lý cho các

ứng dụng đại trà toàn địa bàn TP HCM.

Theo hiện trạng thiết kế của cầu Tân Thạnh

Đông thuộc huyện Củ Chi, đƣờng đầu cầu đƣợc

đắp cao (khoảng hơn 2 5 m) bằng lớp cấp phối

đá dăm và bản quá độ dài 4 5 m đƣợc đặt trong

lớp cấp phối đá dăm Lớp cấp phối và bản quá

độ đặt ngay trên nền đƣờng c Lớp đất yếu bên

dƣới chƣa đƣợc gia cố 9 Với cấu tạo tƣơng t

đƣờng đầu cầu tại Đ ng Tháp, tải trọng đất đắp

là nguyên nhân gây lún cố kết của lớp đất yếu

bên dƣới Jet Grouting có thể xử lý gia cố lớp

đất yếu bên dƣới không phá hủy các lớp mặt bên

trên Cần khoan có thể khoan xuyên qua các lớp

cấp phối đá dăm và bản quá độ để xuống lớp đất

yếu bên dƣới Tại lớp đất yếu cần gia cố, Jet

Grouting kích hoạt tia vữa để cắt xói đất và trộn

với xi măng Vì vậy, Jet Grouting là giải pháp

tối ƣu để giải quyết triệt để đƣợc hiện tƣợng lún

đƣờng đầu cầu ở Củ Chi

Việc nghiên cứu ứng xử của đất tại cầu Tân

Thạnh Đông huyện Củ Chi TP HCM theo công

nghệ Jet Grouting nhằm đƣa ra thông số phù

hợp về chất lƣợng của cọc soilcrete Các mối

quan hệ về cƣờng độ nén nở hông t do theo

thời gian bảo dƣỡng, loại xi măng, mô đun đàn

h i cát tuyến, và tỷ lệ nƣớc:xi măng đƣợc

nghiên cứu trong phòng thí nghiệm Kết quả của

nghiên cứu sẽ làm định hƣớng ban đầu cho việc

ứng dụng thiết kế và thi công tại hiện trƣờng

2. PHƢƠNG PHÁP LUẬN NGHIÊN CỨU

Phƣơng pháp thí nghiệm trong phòng theo các

tiêu chuẩn STM D2166, STM D1633, và

TCVN 9403:2012 đƣợc th c hiện cho các m u đất

lấy tại hiện trƣờng và xi măng Thí nghiệm nén nở

hông t do (UCS) th c hiện cho các m u soilcrete

2.1. Vật iệu t iệ

ấ g yê hổ

Công tác khoan lấy m u đất tại hiện trƣờng

cầu Tân Thạnh Đông phía cầu Xáng thuộc xã

Tân Thạnh Đông huyện Củ Chi thành phố H

Chí Minh (Hình 1) Hố khoan đƣợc khoan tới độ

sâu 30 m Chỉ tiêu cơ lý của đất dùng thí nghiệm

thể hiện trên Bảng 1

H h 1. Vị í ghiê cứ G g e

ả 1. C ỉ tiêu ý ủa á ớ đất [10]

Cá ỉ tiêu S t ả

(1A)

S t ả

(1B)

Cát

ụi S t dẻ

Sét ít

dẻ Cát

Chiều dày (m) 7,5 11,4 2,1 8,5 5,4 3,5

Giới hạn chảy LL (%) 85,3 78,7 - 48,4 38,4 -

Chỉ số d o PI (%) 41,2 38,5 - 23,5 18,7 -


Cá ỉ tiêu S t ả

(1A)

S t ả

(1B)

Cát

ụi S t dẻ

Sét ít

dẻ Cát

Hàm lƣợng bụi sét (%) 91,7 87,9 11,5 86 73,3 10,3

Độ ẩm W (%) 90,82 79,71 25,11 43,44 35,54 20,26

Dung trọng t nhiên γw (kN/m3) 14,4 15 18,4 17,3 18 19,8

Hệ số rỗng e 2,60 2,25 0,81 1,25 1,04 0,62

Độ pH (%) 8,1 8 - - - -

Hàm lƣợng hữu cơ (%) 5,15 4,86 - - - -

Cƣờng độ nén qu (kN/m2) 22,9 36,2 - - - -

i ă g

Xi măng PCB40 và xi măng 50% xỉ đƣợc

dùng cho nghiên cứu này Hai loại xi măng

đƣợc sản xuất trong nƣớc và có sẵn tại TP

HCM Xi măng PCB40 theo TCVN 6260:2009

và xi măng 50% xỉ theo TCVN 4316:2007 nhƣ

Bảng 2 Xi măng có hạn sử dụng tối đa 1 tháng

kể từ ngày sản xuất

ả 2. Cá ỉ tiêu ý ủa xi ă [11, 12]

L ại xi ă

C ờ độ

(MPa)

T ời ia đ t

(phút)

Độ ị

*

(cm2/g)

Độ ổ đị

t ể t

(mm)

Hàm

ợ

SO3

(%)

3 ngày 28 ngày Bắt đầu Kết thúc

Xi măng

PCB40

≥ 18 ≥ 40 ≥ 45 ≤ 420 2800 ≤ 10 ≤ 3,5

Xi măng xỉ ≥ 18 ≥ 40 ≤ 45 ≥ 600 3300 ≤ 10 ≤ 3,5

* ác ị h he h cò i ê g ích h ớc ỗ 0.09 .

N ớc

Độ pH trong nƣớc dùng để thí nghiệm ảnh

hƣởng tới chất lƣợng của đất trộn xi măng Độ pH

của nƣớc thấp (pH < 7) thể hiện tính axit cao,

cƣờng độ của soilcrete giảm Ngƣợc lại, độ pH cao

thể hiện tính bazơ (pH > 7), cƣờng độ của cọc

soilcrete cao hơn 13 Theo Bảng 1, độ pH của

nƣớc trong đất tại hiện trƣờng có giá trị là 8 Nƣớc

uống sinh hoạt dùng thí nghiệm c ng có độ pH dao

động từ 6 – 8 5 14 Ngoài ra, các thông số về chất

lƣợng nƣớc sinh hoạt đều phù hợp với tiêu chuẩn

TCVN4506:2012 về nƣớc dùng để trộn vữa xi

măng nhƣ Bảng 3 Vì vậy, nƣớc sinh hoạt có thể sử

dụng để thí nghiệm thay cho nƣớc tại hiện trƣờng

ả 3. Hà ợ tối đa ( /L) ủa á t à ầ tr ớ trộ vữa [15]

Muối hòa tan Ion sunfat (SO4-2

) Ion clo (Cl-) Cặn không tan

10000 2700 3500 300

2.2. C tạ ẫu

H ợ g xi ă g v ỷ ệ ớc:xi (w:c)

Hàm lƣợng xi măng và tỷ lệ nƣớc:xi măng sẽ

ảnh hƣởng đến cƣờng độ của cọc soilcrete 16,

17 Hàm lƣợng xi măng càng cao thì cƣờng độ

đất – xi măng càng cao Trong đất có chứa hàm

lƣợng hữu cơ, lƣợng xi măng dùng để gia cố cần

phải lớn hơn trong đất không chứa hữu cơ hoặc


hàm lƣợng hữu cơ nhỏ Lƣợng xi măng nhiều đủ

để tạo ra khung chịu l c xung quanh các chất

hữu cơ có trong đất 13, 18 Theo 19 , hàm

lƣợng xi măng tối thiểu cho đất có hàm lƣợng

hữu cơ khoảng 2-5% nên từ 300 – 350 kg/m3

cho công nghệ trộn bằng cánh trộn Với phƣơng

pháp thi công bằng Jet Grouting, hàm lƣợng xi

măng tại hiện trƣờng bị giảm hơn so với trong

phòng vì ảnh hƣởng của dòng bùn trào ngƣợc

20 Vì vậy hàm lƣợng xi măng trong phòng

cần phải lớn hơn 350 kg m3 để đảm bảo cƣờng

độ thiết kế Các loại hàm lƣợng xi măng 400,

500, 600, 700, và 800 kg/m3 tƣơng ứng với hai

loại xi măng xỉ và PCB40 đƣợc dùng để nghiên

cứu Các hàm lƣợng xi măng phù hợp với

nghiên cứu của 21 để tính toán lƣợng vữa trộn

Từ các kết quả trong phòng, hàm lƣợng xi măng

thích hợp sẽ đƣợc chọn để gia cố

Hình 2. Vữ g h áy

Tỷ lệ nƣớc:xi măng vừa ảnh hƣởng tới cƣờng

độ nén nở hông t do của soilcrete và lƣu lƣợng

bùn thải trào ngƣợc trong quá trình thi công 16,

17 Tỷ lệ w:c càng nhỏ thì cƣờng độ càng cao

nhƣng độ nhớt của vữa lớn gây tắc nghẽn vòi

phun Ngƣợc lại, w:c lớn làm cƣờng độ của

soilcrete nhỏ và độ nhớt của vữa nhỏ Tuy

cƣờng độ của soilcrete giảm nhƣng dòng bùn

trào ngƣợc dễ hơn và tránh tắc nghẽn vòi phun

khi w:c lớn Vì vậy, tùy thuộc vào mục đích của

công trình, tỷ lệ w:c cần đƣợc thí nghiệm trƣớc

khi thi công [17]. Theo [21 , tỷ lệ w:c cho hệ

thống Jet Grouting dao động từ 0,8-2 Với các

cọc thử đã thi công tại TP HCM, tỷ lệ w:c bằng

1:0,6 đã khắc phục đƣợc tình trạng nghẹt dòng

bùn trào ngƣợc 22 Vì vậy, vữa dùng để thí

nghiệm có tỷ lệ nƣớc: xi măng bằng 1,5:1 S

cố nghẹt vòi trong quá trình thi công cọc Jet

grouting sẽ đƣợc hạn chế Nƣớc và xi măng

đƣợc trộn đều bằng máy trong thời gian 5 phút

trƣớc khi trộn với đất nhƣ Hình 2

úc ẫ

Cƣờng độ của cọc soilcrete bị ảnh hƣởng bởi

loại đất Với cùng một hàm lƣợng xi măng, ngày

bảo dƣỡng, năng lƣợng trộn, cƣờng độ của đất cát

cao hơn trong đất sét và đất sét d o cứng cao hơn

đất sét d o chảy 13, 23 Đất của lớp sét chảy (1

và 1B) là lớp đất yếu nhất (Bảng 1). Vì vậy, đất

của hai lớp này đƣợc chọn để gia cố

Đất đƣợc lấy từ độ sâu -0,5 m đến -18 m trộn

với vữa xi măng PCB40 và xi măng xỉ Đất t

nhiên đƣợc xác định độ ẩm trƣớc khi thí nghiệm

Nếu độ ẩm của đất trong phòng nhỏ hơn độ ẩm

hiện trƣờng, một lƣợng nƣớc đƣợc thêm vào để

đảm bảo độ ẩm của đất không thay đổi

Khuôn chứa m u đất trộn xi măng đƣợc làm

từ ống nh a PVC đƣờng kính 55 ± 2 mm, cao

120 ± 2 mm Khuôn đƣợc cắt hở theo phƣơng

dọc và bôi một lớp mỡ mỏng bên trong giúp quá

trình tháo m u dễ dàng

Hình 3. Mẫ hi úc x g

Bả d ỡ g ẫ i c e e


Hỗn hợp đất trộn xi măng đƣợc chia thành 3

lớp, mỗi lớp đƣợc đầm bằng que gỗ đƣờng kính

10 mm và dài 400 mm M u đƣợc cố định chặt

trƣớc khi bảo dƣỡng bằng cách ngâm trong

nƣớc nhƣ Hình 3 13, 18 .

M u đƣợc kí hiệu và dán mác trƣớc khi bảo

dƣỡng Các m u đất nằm bên dƣới m c nƣớc

ngầm Vì vậy, m u soilcrete đƣợc ngâm trong

nƣớc để ứng xử tƣơng ứng với th c tế Hình 4

thể hiện quá trình bảo dƣỡng của m u.

Hình 4. Q á h ẫ ợc bả d ỡ g

2.3. N ẫu

M u soilcrete đƣợc tiến hành nén nở hông t

do (UCS) bằng máy nén m u nhƣ Hình 5 theo tiêu

chuẩn STM D1633 24 và TCVN 9403:2012

25 Mục đích của thí nghiệm UCS là để xác định

cƣờng độ nén nở hông t do (qu), biến dạng lúc

phá hoại (εf), và mô đun đàn h i cát tuyến (E50)

của m u Trình t nén m u nhƣ sau:

(1) M u đƣợc làm ph ng hai đầu, đo đƣờng

kính và chiều cao m u tại 3 vị trí để tính giá trị

trung bình, và cân m u để xác định khối lƣợng.

(2) Đặt tâm m u trùng với tâm máy nén cả

phía trên và dƣới

(3) Lắp đặt đ ng h đo chuyển vị số 1 và số

2 đối xứng nhau Điều chỉnh hai đ ng h đo về

giá trị 0 (Hình 5a).

(4) Gia tải với tốc độ nén không đổi và nhỏ

hơn 1 mm phút

(5) Ghi lại giá trị l c của đ ng h l c và giá

trị chuyển vị của đ ng h chuyển vị số 2 khi

đ ng h chuyển vị số 1 tƣơng ứng với 10 vạch

(6) M u nén đến khi bị phá hoại (Hình 5b)

[18, 19].

(a) Bắt đầu nén (b) M u phá hoại

H h 5. Thí ghiệ é hô g d ẫ soilcrete


3.1. Ả ở ủa t ời ia ả d ỡ

tới ờ độ ở tự d

Hình 6 thể hiện mối quan hệ giữa cƣờng độ

nén qu tại thời điểm 3, 7, và 28 ngày tuổi với

hàm lƣợng xi măng Ac = 500 kg/m3 Cƣờng độ


tăng khi thời gian bảo dƣỡng tăng Kết quả phù

hợp với các tác giả nhƣ 1, 19 Đối với xi măng

xỉ, cƣờng độ qu thể hiện r mức độ tăng theo

thời gian Xi măng PCB40, giá trị qu tăng trong

khoảng từ 3 đến 7 ngày tuổi Giá trị qu tại 28

ngày giảm có thể do m u bị khuyết tật Cƣờng

độ nén của m u soilcrete tạo bởi cả hai loại xi

măng cao hơn từ 3,4 - 8 lần ở 3 ngày và 12 - 17

lần ở 7 ngày tuổi so với cƣờng độ nén nở hông

của đất t nhiên (Bảng 1) Vì vậy, các phƣơng

tiện giao thông có thể lƣu thông sau 3 ngày thi

công Đối với các công trình đang khai thác,

việc sửa chữa ảnh hƣởng tới quá trình lƣu

thông Đặc biệt, lƣu lƣợng xe lƣu thông tại TP

HCM, việc giải phóng mặt bằng cần phải th c

hiện nhanh.

H h 6. M i q hệ giữ h i gi bả d ỡ g

v c g é hô g Ac = 500 kg/m3

3.2. Ả ở ủa à ợ xi ă và

ại xi ă đ ờ độ ở tự d

3.2.1. Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng

Hình 7 thể hiện mối quan hệ giữa cƣờng độ

nén nở hông t do và hàm lƣợng xi măng loại xi

măng của các m u soilcrete ở 28 ngày tuổi

Cƣờng độ của m u soilcrete tăng theo hàm

lƣợng xi măng trong khoảng từ 400 - 600 kg/m3.

Hàm lƣợng xi măng càng cao thì cƣờng độ nén

nở hông càng cao Các hạt xi măng càng nhiều

sẽ bao bọc các hạt đất và liên kết các hạt đất lại

với nhau bằng chất gel C-S-H làm cƣờng độ của

soilcrete tăng 13, 18 Cƣờng độ của soilcrete

chỉ tăng tuyến tính khi hàm lƣợng xi măng tăng

trong một khoảng nhất định Các m u soilcrete

ở hàm lƣợng 700 và 800 kg m3 có xu hƣớng

giảm Ở hàm lƣợng xi măng lớn, lƣợng nƣớc để

tạo vữa xi măng nhiều Trong quá trình hình

thành cƣờng độ, độ ẩm của soilcrete cao Lƣợng

nƣớc dƣ sau khi phản ứng thủy hóa xảy ra là

nguyên nhân làm cƣờng độ của soilcrete giảm

hoặc tăng không đáng kể 13 Ngoài ra, trong

quá trình chế tạo m u ở hàm lƣợng xi măng cao,

công đầm tác dụng lên m u bị giảm do độ sệt

của m u lớn L c đầm nén tác dụng lên m u sẽ

không đẩy hết đƣợc bọt khí còn sót lại trong

m u Cƣờng độ của soilcrete giảm hoặc tăng

không đáng kể 20 Vì vậy, hàm lƣợng xi măng

nên chọn trong khoảng từ 400 – 600 kg/m3

3.2.2 Ảnh hưởng của loại xi măng

Hình 7. Quan hệ giữa hàm lượng xi măng/loại xi

măng và cường độ nén nở hông tự do ở 28 ngày

Cùng một loại đất, hàm lƣợng xi măng,

ngày tuổi, cƣờng độ nén nở hông qu của m u

soilcrete tạo từ xi măng xỉ cao hơn từ 3,5 - 4

lần xi măng PCB40 Kết quả này phù hợp với

nghiên cứu của 1 50% hàm lƣợng xỉ có

trong xi măng xỉ đóng vai trò làm tăng cƣờng


độ của soilcrete Các khoáng vật có trong xỉ sẽ

phản ứng thủy hóa và trao đổi ion trong môi

trƣờng kiềm tạo ra chất gel C-S-H, C-A-S-H,

và C-A-H đóng vai trò chính cho cƣờng độ

của soilcrete Đối với xi măng PCB40, phản

ứng thủy hóa chỉ tạo ra chất gel C-S-H [13].

Vì vậy, cƣờng độ của soilcrete tạo ra từ xi

măng xỉ sẽ cao hơn Xi măng xỉ nên đƣợc

chọn làm vật liệu gia cố

3.3. Qua ệ iữa i dạ á ại εƒ và

ờ độ ở qu

Biến dạng lúc phá hoại của tất cả các m u

soilcrete đều nằm trong khoảng từ 0,5 – 1,2

(Hình 8) nhỏ hơn so với nghiên cứu của 13 và

gần tƣơng đ ng với 19 Biến dạng lúc phá hoại

của các m u soilcrete tạo ra từ xi măng xỉ đối

với tất cả các ngày tuổi đều giảm khi cƣờng độ

tăng tƣơng đ ng với kết quả của 13, 23 Với

m u soilcrete của xi măng PCB40, biến dạng

phá hoại tăng khi cƣờng độ giảm Kết quả này

giống nghiên cứu của 1, 19 , nguyên nhân có

thể do ảnh hƣởng của loại xi măng hoặc do s

tiếp xúc giữa bề mặt m u với máy nén

H h 8. Q hệ giữ biế d g há h i v

c g é hô g d

3.4. Qua ệ đu đà ồi át tu E50

với ờ độ ở qu

Tỷ lệ E50/qu của tất cả các m u xi măng đất

đạt khoảng 100 - 375 nhƣ Hình 9 Giá trị này

lớn hơn so với các kết quả của 26 và nằm

trong khoảng giá trị của 27 Mô đun đàn h i

cát tuyến E50 là một thông số xác định độ cứng

của m u xi măng đất phục vụ cho thiết kế Tại

giá trị 50% cƣờng độ phá hoại, E50 của soilcrete

càng lớn thì biến dạng nhỏ Biến dạng của

soilcrete nhỏ phù hợp với ứng dụng chống lún

cho công trình.

H h 9. Q hệ giữ c g é hô g

qu v ô hồi cá yế E50

4. ẾT LUẬN

Khoảng gần 50 m u soilcrete đã đƣợc chế tạo

trong phòng với hai loại xi măng PCB40 và xi

măng xỉ Hàm lƣợng xi măng 400, 500, 600,

700, và 800 kg/m3 tƣơng ứng với tỉ lệ w:c =

1,5:1 đƣợc trộn với đất lấy từ hiện trƣờng Tất

cả các m u soilcrete đƣợc bảo dƣỡng ở độ tuổi

28 ngày, riêng m u đất trộn xi măng với hàm

lƣợng 500 kg m3 đƣợc bảo dƣỡng thêm ở độ

tuổi 3 và 7 ngày Các m u đều đƣợc bảo dƣỡng

trong nƣớc để nghiên cứu ứng xử và đánh giá

khả năng ứng dụng công nghệ Jet Grouting để

gia cố lún đƣờng đầu cầu đang khai thác Kết

quả nén nở hông t do của tất cả các m u

soilcrete cho thấy:

(1) Cƣờng độ nén nở hông t do trung bình

ở 28 ngày tuổi của xi măng xỉ trong khoảng 0,7

– 0,8 MPa cao hơn từ 3,5 đến 4 lần so với xi


măng PCB40 (0 2 – 0 3 MPa) Xi măng xỉ lò

cao nên đƣợc chọn để gia cố

(2) Cƣờng độ nén nở hông t do tăng khi

hàm lƣợng xi măng trong khoảng từ 400 – 600

kg/m3 Hàm lƣợng xi măng nên chọn trong

khoảng 400 - 600 kg/m3 để gia cố

(3) Cƣờng độ nén nở hông t do tăng theo

thời gian bảo dƣỡng Đối với xi măng xỉ hàm

lƣợng 500 kg m3, qu tại 3 ngày tuổi gấp từ 3 lần

so với đất t nhiên và bằng 15% so với qu 28

ngày Đối với xi măng PCB40, qu tại 3 ngày

lớn hơn 8 lần so với đất t nhiên và b ng

khoảng 60% so với qu 7 ngày với hàm lƣợng

500 kg/m3 Vì vậy, xe có khả năng lƣu thông

sau 3 ngày thi công.

(4) Tỷ lệ w:c = 1,5:1 cho cƣờng độ soilcrete

và độ nhớt của vữa xi măng phù hợp với thông

số thiết kế

(5) Mô đun đàn h i cát tuyến E50 trong

khoảng 100 - 357 lần cƣờng độ nén nở hông t

do tại 28 ngày tuổi

(6) Biến dạng lúc phá hoại của soilcrete

trong khoảng từ 0,5 đến 1,2 %


[1] Quách H ng Chƣơng, Trần Nguyễn

Hoàng Hùng, Hà Hoan Hỷ, và Phạm Quốc

Thiện. "Ứng xử soilcrete trong phòng tạo ra từ

đất ở cầu Tám Bang và Vàm Đinh mô phỏng

công nghệ Jet grouting". T chí ị h

số 2, trang 42-51, 2016.

[2] Phan Quốc Bảo. "Nghiên cứu một số

giải pháp cải thiện độ êm thuận đoạn đƣờng d n

vào cầu khu v c đ ng bằng Sông Cửu Long".

Luận Văn Tiến sĩ, Viện Khoa Học và Công

Nghệ Giao Thông Vận Tải, 2015

[3] Trần Nguyễn Hoàng Hùng. "Nghiên

cứu gia cố lún đƣờng đầu cầu trong quá

trình khai thác bằng công nghệ Jet Grouting

ở Đ ng Tháp". HĐ số: 108 2015 ĐT-

KHCN, Sở khoa học và công nghệ tỉnh

Đ ng Tháp, 2017.

[4] G. A. Miller, K. Hatami, A. B. Cerato,

and C. Osborne. "Applied approach slab

settlement research, design/construction".

University of Oklahoma. School of Civil

Engineering and Environmental Science, 2013.

[5] Đỗ Thị Mỹ Chinh và Trần Nguyễn

Hoàng Hùng. "Nghiên cứu bản chất hiện tƣợng

lún đƣờng đầu cầu trong quá trình khai thác trên

toàn tỉnh Đ ng Tháp". T chí x y d g số 9,

trang 24-29, 2016.

[6] Bộ giao thông vận tải "Quy định tạm

thời về các giải pháp kỹ thuật công nghệ đối với

đoạn chuyển tiếp giữa đƣờng và cầu (cống) trên

đƣờng ô tô" Số 3095 QĐ-BGTVT, Hà Nội, 16

trang, 2013.

[7] R. Essler and H. Yoshida. "Jet grouting",

in Ground Improvement, M.P.Moseley and

K.Kirsch, Eds. Lon Don and New Yord: Spon

Press, 2004, pp. 161-196.

[8] Nguyễn Thiết Hoài and Trần Nguyễn

Hoàng Hùng, "Quan trắc lún đƣờng đầu cầu

Vàm Đinh sau gia cố bằng công nghệ Jet

Grouting," T chí ị h số 1, trang 54-

69, 2020.

[9] Công ty xây d ng Thịnh n. "Bản vẽ

hoàn công cầu Tân Thạnh Đông". H Chí

Minh, 2009.

[10] LAS- XD1465. "Thuyết minh địa chất

công trình cầu Tân Thạnh Đông huyện Củ Chi,

Thành phố H Chí Minh". H Chí Minh, 10

trang, 2020.

[11] Tiêu chuẩn quốc gia "Xi măng Pooc

lăng hỗn hợp - Yêu cầu kỹ thuật". TCVN 6260 :

2009, Hà Nội, 2009

[12] Tiêu chuẩn quốc gia "Xi măng

Pooc lăng xỉ lò cao". TCVN 4316: 2007,

Hà Nội, 2007

[13] M. Kitazume and M. Terashi, The

Deep Mixing Method. Taylor & Francis

Group, London, UK: CRC Press/Balkema,

2013, 434 Pages.

[14] Quy chuẩn Việt Nam "Quy chuẩn kỹ

thuật quốc gia về chất lƣợng nƣớc sạch sử dụng


cho mục đích sinh hoạt". QCVN 01-

1:2018 BYT, Hà Nội, 2018

[15] Tiêu chuẩn quốc gia "Nƣớc cho bê tông

và vữa - Yêu cầu kỹ thuật". TCVN 4506 : 2012,

Hà Nội, 2012

[16] E. H. Chu. "Turbulent Fluid Jet

Excavation In Cohesive Soil with Particular

Application To Jet Grouting". Doctor, Science

in Geotechnical and Geoenvironmental

Engineering, Massachusets Insrite of

Technology, Massachuset, 271 pp, 2005.

[17] Trần Nguyễn Hoàng Hùng. Cô g ghệ

x i vữ c á Je G i g H Chí

Minh: Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia, 2016,

368 trang.

[18] Trần Nguyễn Hoàng Hùng. Cô g ghệ

ấ xi ă g SCM gi c ề ấ yế . TP.

H Chí Minh: Nhà xuất bản Đại Học Quốc Gia

TP H Chí Minh, 2019, 546 trang

[19] Lê Khắc Bảo, Lê Phi Long, Đỗ Thị

Mỹ Chinh, và Trần Nguyễn Hoàng Hùng.

"Nghiên cứu ứng xử đất Đ ng Tháp trộn xi

măng - trộn ƣớt ứng dụng gia cố đê bao chống

l ở Đ ng Tháp". T chí x y d g số 6,

trang 77-83, 2014.

[20] Lý Duyên H ng Nhung và Trần Nguyễn

Hoàng Hùng. "Nghiên cứu đề xuất phƣơng pháp

xác định hàm lƣợng xi măng soicrete hiện

trƣờng tạo bởi Jet Grouting". T chí ị

h số 2, jrang 46 - 54, 2020.

[21] P. P. Xanthakos, L. W. Abramson, and

D. A. Bruce. "Jet Grouting," in Ground control

and improvementUnited States of America:

John Wiley & Son, Inc, 1994, pp. 580-683.

[22] Lê Thọ Thanh, Lý Hữu Thắng, và Trần

Nguyễn Hoàng Hùng. "Nghiên cứu thử

nghiệm hiện trƣờng Jet grouting lần 4 ở TP

H Chí Minh". T chí ị h số 2,

trang 30-39, 2013.

[23] A. H. M. Kamruzzaman. "Physico

Chemical And Engineering Behavior Of

Cement Treated Singapore Marine Clay".

Doctor, Philosophy Department of Civil

Engineering, National University of Singapore,

Singapore, 204 pp, 2002.

[24] American Society for Testing and

Materials. "Standard Test Method for

Compressive Strength of Molded soil – cement

cylinders". ASTM D 1633-96, 3 Pages, 1996.

[25] Bộ Xây D ng "Gia cố đất nền yếu –

Phƣơng pháp trụ đất ximăng". TCVN

9403:2012, 42 trang, 2012.

[26] Lê Thọ Thanh và Trần Nguyễn Hoàng

Hùng. "Phân tích đánh giá chất lƣợng cọc

soilcrtete tạo ra bằng công nghệ Jet grouting ở

TP. HCM". presented at the Conference on

Science and Technology HCMUT Vietnam-

Faculty of Civil Engineering, 2013.

[27] Lý Duyên H ng Nhung và Trần

Nguyễn Hoàng Hùng. "Đánh giá chất lƣợng

Soilcrete hiện trƣờng tạo bởi công nghệ Jet

grouting ở Đ ng Tháp". T chí ị h

số 1+2, trang 27-38, 2019.

Ng i hả biệ : PGS,TS NGUYỄN THÀNH ĐẠT


NGHIÊN CỨU PHÂN VÙNG NGUY CƠ SẠT LỞ SỬ DỤNG MÔ HÌNH GIÁ TRỊ THÔNG TIN

N UYỄN ĐỨC ĐẢM, ĐẶN PH ƠN N M

LÊ THANH BÌNH, D N ỌC TH I, VŨ THẾ SON

LÊ VĂN HIỆP, PHẠM TH I ÌNH*

Landslide Susceptibility Mapping Using Information Value Model

Abstract: In this study, we constructed landslide susceptibility map at

Pithoragarh district, Uttaranchal state, India using information value

model based on GIS. A total of 34 past and present landslides were

identified and verified to construct landslide inventory map, and a total of

10 landslide conditioning factors selected to assess the susceptibility of

landslides at the study area. Out of these, 70% of landslide inventory were

used to construct the landslide susceptibility map and 30% remaining

landslide inventory were used to validate the reliability of the constructed

map. The results show that about 39.67% of the study area falls into low

susceptibility class, 50.63% (moderate susceptibility class), and 9.7%

(high susceptibility class). The validation results show that about 79.56%

of past landslides observed in the high susceptibility class. Therefore, it

can be concluded that the constructed landslide susceptibility map is

reliable, which can be used in landslide hazard management and

reduction. With introduction of this study, the authors would like to apply

this model in solving the landslide problems in Vietnam.

Keywords: Landslides, Information Valide Model, GIS, Uttaranchal, India

1. IỚI THIỆU *

Sạt lở đất là một thảm họa t nhiên xảy ra

thƣờng xuyên ở khu v c miền núi và gây ra thiệt

hại lớn về ngƣời và tài sản (Chen et al., 2017) Sạt

lở xếp thứ 5 về số ngƣời chết là một trong mƣời

thảm họa nguy hiểm nhất (SHABANI et al.,

2014) Tại Ấn Độ, sạt lở đất xảy ra thƣờng xuyên

trên các vùng đ i núi và huyện Pithoragarh là khu

v c chịu ảnh hƣởng sạt lở dƣới tác động của thiên

tai nhƣ mƣa l , trƣợt đứt gãy và các tác động của

con ngƣời Các yếu tố tác động này đã đƣợc l a

chọn để xây d ng dữ liệu cho việc lập bản đ

nguy cơ sạt lở của khu v c nghiên cứu tại huyện

Pithoragarh, Ấn Độ

* T g i học Cô g ghệ GTVT H N i Việ N

Tác giả iê hệ: Ph Thái B h bi h @ .ed .v

Bản đ phân vùng nguy cơ sạt lở đất là một

công cụ hữu ích trong việc lập quy hoạch sử

dụng đất và giúp các nhà quản lý thiên tai có

những quyết sách đúng đắn trong việc đƣa ra

các giải pháp nhằm giảm thiểu các tác động do

sạt lở đất gây ra (Shadman Roodposhti et al.,

2016) Việc đánh giá và xây d ng bản đ nguy

cơ sạt lở đất đƣợc d a trên giả thiết là các vụ sạt

lở đất trong tƣơng lai sẽ xảy ra với cùng các

điều kiện nguyên nhân phát sinh các vụ sạt lở

đất trong quá khứ Vì vậy, việc phân tích thống

kê mối liên hệ tƣơng quan giữa các vụ sạt lở đất

trong quá khứ và các tham số nguyên nhân là

quan trọng và cần thiết Hiện nay, có nhiều kỹ

thuật và phƣơng pháp đã đƣợc áp dụng để phân

tích và xây d ng bản đ nguy cơ sạt lở ở nhiều


khu v c trên thế giới Các phƣơng pháp, mô

hình thống kê đƣợc đánh giá là hiệu quả và

đƣợc sử dụng phổ biến trong các nghiên cứu sạt

lở đất nhƣ mô hình tỷ số tần suất – Frequency

Ratio (Lee and Pradhan, 2007), mô hình giá trị

thông tin – Information Value Model (Afungang

et al., 2017), và mô hình chức năng niêm tin

chứng cứ - Evidential belief Function (EBF)

(Pourghasemi and Kerle, 2016) Với s pháp

triển của các công cụ phần mềm phân tích

không gian nhƣ GIS và viễn thám, việc phân

tích thống kê các dữ liệu bản đ sử dụng các

thuật toán thống kê trở nên dễ dàng và đáng tin

cậy hơn

Trong nghiên cứu này, mục tiêu chính là

ứng dụng mô hình giá trị thông tin (informative

value model) trong đánh giá phân vùng nguy

cơ sạt lở đất Trong đó, mô hình giá trị thông

tin là mô hình thống kê đơn giản và không yêu

cầu chuyên môn đặc biệt trong việc giải quyết

các vấn đề sạt lở đất và đã đƣợc chứng minh là

tốt và chính xác trong việc phát triển các bản

đ phân vùng nguy cơ sạt lở đất (Sarkar et al.,

2013; SHABANI et al., 2014) Khu v c nghiên

cứu đƣợc l a chọn là huyện Pithoragarh, Ấn

Độ nơi thƣờng xuyên xảy ra các vụ sạt lở đất

hàng năm

2. HU VỰC N HIÊN CỨU

Khu v c nghiên cứu nằm giữa vĩ độ 29°

30'00'' & 30° 00'00'' và kinh độ 80° 00'00 '' &

80° 30'00'', tại huyện Pithoragarh của tỉnh

Uttaranchal, Ấn Độ, là khu v c thƣờng xuyên

chịu ảnh hƣởng của các vụ sạt lở đất lớn hàng

năm (Hình 1 và Hình 2)

H h 1. Bả ồ h v c ghiê cứ v hiệ g ấ

Địa hình khu v c nghiên cứu chủ yếu bao

g m các ngọn đ i bị chia cắt cao, chia cắt vừa

phải và chia cắt thấp Có một số đỉnh núi cao tới

~ 4200m Địa hình chịu s biến dạng, uốn nếp

và đứt gãy kiến tạo ở mức độ mạnh Khu v c

nghiên cứu từ Nam đến Bắc lộ ra các loại đá

thuộc nhóm Garhwal bao g m đá phiến sét, đá

phiến, đá phyllit (biến thể của đá phiến), thạch

anh, đá dolomit (đá trầm tích cacbon), đá vôi,

magnesit, đá phiến calc và đá metavolcanics (đá

tạo ra bởi núi lửa) Huyện Pithoragarh có s

thay đổi nhiệt độ rất lớn do s khác biệt về độ


cao Nhiệt độ tăng từ giữa tháng Ba đến giữa

tháng Sáu. Các khu v c cao trên 3 500 mét

(11 500 ft) v n trong tình trạng tuyết phủ vĩnh

viễn Tại những nơi nhƣ h m núi sông

Dharchula, Jhulaghat, Ghat và Sera, nhiệt độ lên

tới 40°C (104°F) Lƣợng mƣa trung bình hàng

năm ở vùng hạ lƣu là 360 cm (140 in) Các

thông tin về khu v c nghiên cứu đƣợc tham

khảo từ báo cáo của Hiệp hội địa chất Ấn Độ

3. THU THẬP VÀ PHÂN TÍCH DỮ LIỆU

3.1. Hi n trạng sạt l đất khu v c

nghi n c u

Trong nghiên cứu này, bản đ hiện trạng sạt

lở đất đƣợc xây d ng từ việc thu thập các vụ sạt

lở đất trong quá khứ đƣợc xác định từ việc phân

tích ảnh Google Earth, kết hợp với việc trích

xuất dữ liệu từ báo cáo khảo sát của Hiệp hội

khảo sát địa chất Ấn Độ Tại khu v c nghiên

cứu, có tổng cộng 34 vụ sạt lở đất đã đƣợc nhận

diện và sử dụng trong việc nghiên cứu phân

vùng nguy cơ sạt lở Các vụ sạt lở đất trong khu

v c chủ yếu là sạt lở đất và đá vụn Trong đó,

70% số vụ sạt lở đất đƣợc sử dụng trong việc

xây d ng bản đ nguy cơ sạt lở đất và 30% số

vụ sạt lở đất còn lại đƣợc dùng để kiểm chứng

độ tin cậy của bản đ

3.2. Cá u tố ả ở đ sạt ở đất

Việc l a chọn yếu tố nguyên nhân gây ra sạt

lở đất là một trong những bƣớc quan trọng để

đánh giá nguy cơ của sạt lở đất (Sarkar et al.,

2006a; Tien Bui et al., 2012) Trong nghiên cứu

này, 10 yếu tố đƣợc l a chọn d a vào việc phân

tích quá trình xảy ra của các vụ sạt lở đất trong

quá khứ của khu v c nghiên cứu và các tài liệu

đã đƣợc công bố có liên quan (Khosravi et al.,

2018), bao g m: góc mái dốc, hƣớng mái dốc,

hình dáng bề mặt địa hình, độ cao địa hình, bao

phủ mặt đất, vật liệu hình thành mái dốc, địa

mạo, khoảng cách tới sông suối, khoảng cách

tới đƣờng giao thông, và chiều sâu lớp vỏ phong

hóa (Hình 2) Trong nghiên cứu này, bản đ góc

mái dốc đƣợc trích xuất từ mô hình số độ cao

DEM với độ phân giải 30m thu thập từ LOS

data collection (https://asf.alaska.edu/data-

sets/sar-data-sets/alos-palsar/). Bản đ góc mái

dốc khu v c nghiên cứu đƣợc chia thành các lớp

khác nhau sử dụng phƣơng pháp Natural Breaks

đƣợc tích hợp trong ứng dụng GIS (Hình 2a)

Bản đ hƣớng mái dốc đƣợc trích xuất từ mô

hình số độ cao DEM và đƣợc chia thành 9 lớp

(Hình 2b). Bản đ hình dáng bề mặt địa hình

đƣợc trích xuất từ mô hình số độ cao DEM và

đƣợc chia thành 3 lớp (Bảng 1) Bản đ độ cao

địa hình đƣợc trích xuất từ mô hình số độ cao

DEM và đƣợc chia thành 9 lớp (Bảng 1) Tại

khu v c nghiên cứu, các lớp bao phủ mặt đất

đƣợc thu thập từ Hiệp hội khảo sát địa chất Ấn

Độ (Bảng 1)

Tại khu v c nghiên cứu, bản đ các loại vật

liệu hình thành mái dốc đƣợc xây d ng d a trên

bản đ thu thập từ Hiệp hội khảo sát địa chất Ấn

Độ Các loại vật liệu hình thành mái dốc của

khu v c nghiên cứu bao g m có 18 lớp (Bảng

1) Bản đ địa mạo đƣợc thu thập từ báo cáo

khảo sát của Hiệp hội khảo sát địa chất Ấn Độ

và đƣợc chia thành 12 lớp (Hình 2c) Mạng lƣới

sông suối của khu v c nghiên cứu đƣợc trích

xuất từ DEM và hình thành nên các lớp khoảng

cách tới sông suối Khoảng cách tới sông suối

đƣợc phân thành 6 cấp (Bảng 1) Mạng lƣới

đƣờng giao thông của khu v c nghiên cứu đƣợc

số hóa từ ảnh vệ tinh trích xuất từ Google Earth

và khoảng cách tới đƣờng giao thông đƣợc chia

thành 6 lớp (Hình 2d) Bản đ lớp vỏ phong hóa

đƣợc thu thập từ Hiệp hội khảo sát địa chất Ấn

Độ, và đƣợc chia thành 5 lớp (Bảng 1)

https://asf.alaska.edu/data-sets/sar-data-sets/alos-palsar/

https://asf.alaska.edu/data-sets/sar-data-sets/alos-palsar/


H h 2. Bả ồ các yế ả h h g ấ : G c ái d c

b H ớ g ái d c c ị v d h ả g cách ới g gi hô g

4. LÝ THUYẾT MÔ HÌNH I TRỊ

THÔNG TIN

Mô hình giá trị thông tin là một phƣơng pháp

thống kê lƣỡng biến đƣợc sử dụng để d đoán

mối quan hệ không gian giữa sạt lở đất và các

lớp nhân tố sạt lở đất (Sarkar et al., 2006b).

Trong nghiên cứu này, các giá trị thông tin đã

đƣợc xác định cho từng lớp của bản đ nhân tố

d a trên s hiện diện của sạt lở đất trong một

đơn vị bản đ nhất định Giá trị thông tin đƣợc

tính toán giúp xác định vai trò của từng loại yếu

tố đối với s cố sạt lở đất (Kanungo et al.,

(b) (a)

(c) (d)


2012) Tất cả các bản đ yếu tố đó đƣợc chuyển

đổi thành bản đ dạng raster với cùng hệ tọa độ,

cùng kích thƣớc điểm ảnh (30m × 30m) và đƣợc

phân loại lại thành các lớp khác nhau Giá trị

thông tin của một lớp nhân tố nhất định đƣợc

tính bằng giá trị logarit của tỷ lệ xác suất có

điều kiện so với xác suất trƣớc Xác suất có điều

kiện đƣợc tính bằng cách chia số các điểm ảnh

sạt đất trong một lớp nhân tố đơn l cho số điểm

ảnh của lớp phụ của nhân tố sạt lở đất, trong khi

xác suất trƣớc đó đƣợc tính bằng cách chia tổng

số điểm ảnh sạt lở đất trong khu v c nghiên cứu

cho tổng số điểm ảnh trong toàn bộ khu v c

nghiên cứu, bằng cách sử dụng phƣơng trình (1)

(Wubalem and Meten, 2020):

/

log log/

Nslpix NcpixI

t

P AV

B Ntspix N apixP

(1)

Trong đó: - Nslpix là số pixel sạt lở trong

một lớp nhất định,

- Ncpix là số pixel trong một lớp nhất định,

- Ntspix là tổng số pixel sạt lở trong khu v c

nghiên cứu,

- Ntapixel là tổng số pixel trong toàn bộ khu

v c nghiên cứu

Trong số của tất cả các loại yếu tố đƣợc tính

toán thông qua tỷ số giữa mật độ sạt lở của

từng loại nhân tố với mật độ sạt lở của tổng

diện tích, hoặc giá trị thông tin có thể cung cấp

xác suất sạt lở trong từng loại và trong tổng

diện tích Nếu IV > 0,1, các lớp nhân tố sẽ có

xác suất xảy ra trƣợt đất cao nhất, nhƣng các

lớp nhân tố có giá trị âm cho thấy s hiện diện

của một nhân tố không có đóng góp đáng kể

vào việc xảy ra sạt lở


5.1. Mối qua ệ ia iữa á vụ

sạt ở và á u tố u ê sử dụ

iá trị t ti

Kết quả giá trị thông tin của các lớp bản đ

đã đƣợc xác định và thể hiện trong Bảng 1 Giá

trị mô hình thông tin của lớp góc mái dốc cho

thấy rằng, giá trị lớn nhất là của lớp góc mái dốc

từ 47,01 – 88,68 độ (IV=0,145), sau đó là lớp

36,96 – 47,01 (0,143), lớp 28,21 – 36,96 (-

0,062), lớp 17,83 – 28,21 (- 0,147), và từ 0 –

17,83 độ (- 0,134) Điều này chứng tỏ rằng, sạt

lở đất khu v c nghiên cứu chủ yếu xảy ra tại các

mái dốc có góc dốc từ 36,96 – 88,68 độ Kết

quả của lớp hƣớng mái dốc cho thấy rằng, giá trị

lớn nhất thuộc về hƣớng Nam (0,196), hƣớng

Tây Nam (0,192) và hƣớng Tây (0,184) điều

này thể hiện rằng sạt lở đất khu v c nghiên cứu

chủ yếu xảy ra tại khu v c có hƣớng mái dốc là

Tây và Tây Nam Giá trị mô hình thông tin tại

khu v c mặt bằng bằng không thể hiện rằng sạt

lở đất không xảy ra ở các khu v c mặt bằng Kết

quả của lớp hình dáng bề mặt địa hình cho thấy

rằng, giá trị mô hình thông tin của lớp địa hình

L m là lớn nhất (0,10) thể hiện rằng sạt lở đất

khu v c nghiên cứu chủ yếu xảy ra ở khu v c

địa hình L m hơn là khu v c địa hình Mặt bằng

(- 0,55) Kết quả của lớp độ cao địa hình có thể

nhận thấy rằng, giá trị của lớp 552 - 1000m

(0,737) và 1000 – 1400m (0,329) cao hơn so với

giá trị mô hình thông tin của các lớp còn lại,

điều này chứng tỏ rằng sạt lở đất khu v c

nghiên cứu xảy ra chủ yếu ở các khu v c có độ

cao địa hình từ 552 - 1000m và 1000 – 1400m.

Trong bản đ bao phủ mặt đất, có thể nhận

thấy rằng giá trị thông tin của lớp Sông (1,021),

khu v c cây cối thƣa thớt (0,650) và khu v c

Wasteland (0,545) cao hơn so với giá trị thông

tin của các lớp còn lại, điều này chứng tỏ rằng

sạt lở đất khu v c nghiên cứu xảy ra chủ yếu ở

các khu v c gần sông và khu v c có mật độ cây

cỏ thƣa thớt Kết quả của vật liệu hình thành

mái dốc có thể nhận thấy rằng, giá trị của lớp đá

vôi, đá trầm tích, đá phiến sét và đá biến chất

(3,214) cao hơn so với giá trị mô hình thông tin

của các lớp còn lại, điều này chứng tỏ rằng sạt

lở đất khu v c nghiên cứu xảy ra chủ yếu ở các

khu v c có lớp đá vôi, đá trầm tích, đá phiến sét

và đá biến chất

Kết quả của lớp địa mạo có thể nhận thấy

rằng, giá trị của lớp mái dốc gần sông (1 298) có


giá trị lớn nhất so với các lớp còn lại, điều này

chứng tỏ rằng, sạt lở đất khu v c nghiên cứu

chủ yếu xảy ra ở các khu v c có địa mạo mái

dốc gần sông Kết quả của lớp khoảng cách tới

sông suối có thể nhận thấy rằng, giá trị của lớp

khoảng cách từ 0 – 100m (0,913) và từ 100 –

200m (0,723) có giá trị lớn nhất so với các lớp

còn lại, điều này chứng tỏ rằng, sạt lở đất khu

v c nghiên cứu chủ yếu xảy ra ở các khu v c

gần với các đƣờng chứa nƣớc và sông suối Kết

quả của lớp khoảng cách tới đƣờng giao thông

có thể nhận thấy rằng, giá trị của lớp khoảng

cách từ 0 - 100m (1,101) và từ 100 – 200m

(0,758) có giá trị lớn nhất so với các lớp còn lại,

điều này chứng tỏ rằng, sạt lở đất khu v c

nghiên cứu chủ yếu xảy ra ở các khu v c gần

với các đƣờng giao thông nơi các mái dốc bị tác

động do việc xây d ng các tuyến đƣờng Trong

chiều sâu lớp vỏ phong hóa có thể nhận thấy

rằng, giá trị của lớp > 5m (0,911) có giá trị lớn

nhất so với các lớp còn lại, điều này chứng tỏ

rằng, sạt lở đất khu v c nghiên cứu chủ yếu

xảy ra ở các khu v c có chiều dày lớp vở

phong hóa lớn

ả 1. P t iá trị t ti ủa á u tố sạt ở đất

Yếu tố Lớp Điểm ảnh

của các lớp

Điểm

ảnh sạt

lở

% Điểm

ảnh của

lớp

% Điểm

ảnh sạt lở

Giá trị

thông tin

(IV)

Góc dốc

0 - 17,83 78092 34 11,48 8,44 -0,134

17,83 - 28,20 151464 64 22,28 15,88 -0,147

28,20- 36,95 214040 110 31,48 27,3 -0,062

36,95 - 47,00 177197 146 26,06 36,23 0,143

47,00 - 88,67 59172 49 8,7 12,16 0,145

Hƣớng

dốc

Mặt bằng 8 0 0 0 0

Bắc 73688 2 10,84 0,5 0

Đông bắc 82949 9 12,2 2,23 -0,737

Đông 77994 15 11,47 3,72 -0,489

Đông nam 91582 98 13,47 24,32 0,257

Nam 99895 93 14,69 23,08 0,196

Tây nam 112712 104 16,58 25,81 0,192

Tây 77390 70 11,38 17,37 0,184

Tây bắc 63747 12 9,38 2,98 -0,498

Hình dáng

Lõm ( < - 0,05) 327448 242 48,16 60,05 0,098

Mặt bằng (- 0,05 – 0,05) 24118 4 3,55 0,99 -0,551

L i ( > 0,05) 328399 157 48,3 38,96 -0,091

Độ cao

552 - 1000 67334 217 9,9 53,85 0,737

1000 - 1400 129487 163 19,04 40,45 0,329

1400 - 1800 142551 23 20,96 5,71 -0,563

1800 - 2200 103742 0 15,26 0 0

2200 - 2600 70883 0 10,42 0 0

2600 - 3000 50912 0 7,49 0 0

3000 - 3400 44923 0 6,61 0 0

3400 - 3800 35722 0 5,25 0 0

3800 - 4448 34411 0 5,06 0 0



của các lớp

Điểm

ảnh sạt

lở

% Điểm

ảnh của

lớp

% Điểm

ảnh sạt lở

Giá trị

thông tin

(IV)

Bao phủ

mặt đất

Dốc đá 64898 0 9,54 0 0

Đất tr ng trọt 230 0 0,03 0 0

Cây cối vừa phải 101713 19 14,96 4,71 -0,501

Sông 6754 42 0,99 10,42 1,021

Lớp lún 1262 0 0,19 0 0

Cây cối thƣa thớt 79732 211 11,73 52,36 0,65

Cây cối rậm rạp 392670 63 57,75 15,63 -0,568

Đất bỏ hoang 32706 68 4,81 16,87 0,545

Vật liệu

hình

thành

Đất b i, Coolluvium 10524 13 1,55 3,23 0,321

Đất b i, Instu soil 4889 0 0,72 0 0

Đá phiến amphibolite

và mica 2229 0 0,33 0 0

Bonaceous phyllite,

quartzite, slate & đá vôi

934 0 0,14 0 0

Carbonaceous phyllite,

quartzite, slate & đá vôi 46595 1 6,85 0,25 -1,439

Đá phiến chiorite và

masisive amphibolite 431 0 0,06 0 0

Lớp Colluvium 56013 79 8,24 19,6 0,378

Trầm tích giacial 18060 0 2,66 0 0

Sỏi, đá cuội đƣợc nhúng

trong ma trận sandy

sandy 145233 18 21,36 4,47 -0,678

Grenite với tĩnh mạch

quartz & thạch anh 4563 0 0,67 0 0

Vật liệu morainic 12901 0 1,9 0 0

Đá phiến quatz - mica -

chlorite - hornblende 239 0 0,04 0 0

Đá nhỏ 222105 165 32,66 40,94 0,1

Đá phiến Qtzite , sst,

talc, lst, dolomite

stromatol itic, 23382 0 3,44 0 0

Limestone dolomitic đá

vôi, phyllite & talc 15561 63 2,29 15,63 0,836

Đất tranported, scree 100193 1 14,74 0,25 -1,772

Nƣớc 10168 63 1,5 15,63 1,021

Mảnh vụn 5945 0 0,87 0 0

Địa mạo Bãi b i phù sa 10738 20 1,58 4,96 0,499

Sƣờn tích 12370 19 1,82 4,71 0,414



của các lớp

Điểm

ảnh sạt

lở

% Điểm

ảnh của

lớp

% Điểm

ảnh sạt lở

Giá trị

thông tin

(IV)

Địa mạo học 11320 0 1,66 0 0

Dốc đứng 33160 34 4,88 8,44 0,238

Đ i bị chia cắt cao 169413 0 24,91 0 0

Cao nguyên

intermontane 8791 13 1,29 3,23 0,397

Đ i chia cắt thấp 125692 123 18,49 30,52 0,218

Sƣờn dốc chia vắt vừa 257601 54 37,88 13,4 -0,451

Đỉnh núi 2262 0 0,33 0 0

Sông 7894 93 1,16 23,08 1,298

Nền đất cao 20119 39 2,96 9,68 0,515

Đất nền cao 20605 8 3,03 1,99 -0,184

Khoảng

cách tới

đƣờng

sông suối

0 - 100m 25667 124 3,77 30,77 0,913

100 - 200 m 25331 79 3,73 19,6 0,723

200 - 300 m 25346 22 3,73 5,46 0,168

300 - 400m 25247 25 3,71 6,2 0,225

400 - 500m 25111 10 3,69 2,48 -0,171

> 500m 553263 143 81,37 35,48 -0,358

Khoảng

cách tới

đƣờng

giao

thông

0 - 100m 30626 228 4,5 56,58 1,101

100 - 200 m 26040 88 3,83 21,84 0,758

200 - 300 m 23462 11 3,45 2,73 -0,1

300 - 400m 21727 5 3,2 1,24 -0,409

400 - 500m 20576 0 3,03 0 0

> 500m 557534 71 81,99 17,62 -0,666

Lớp vỏ

phong hóa

0m 94613 28 13,91 6,95 -0,3

0 - 1m 271934 77 39,99 19,11 -0,319

1- 2m 186081 101 27,37 25,06 -0,036

2 - 5m 106521 97 15,67 24,07 0,188

>5m 20816 100 3,06 24,81 0,911

5.2. X dự ả đồ ạ ả sạt ở đất

Bản đ nhạy cảm sạt lở đất là sản phẩm

cuối cùng của bài toán phân tích d báo sạt lở

đất thể hiện các mức độ nguy cơ khác nhau

trong khu v c nghiên cứu Để xây d ng bản

đ nhạy cảm sạt lở đất, các lớp bản đ tham số

sạt lở đất đƣợc gán với các giá trị mô hình

thông tin đã đƣợc xác định trong quá trình xây

d ng mô hình thống kê Sau đó, các giá trị

nhạy cảm sạt lở đất của mỗi điểm ảnh trên bản

đ đƣợc xác định theo công thức nhƣ sau (Lee

and Pradhan, 2007): 10

1

i

i

LSM M

(2)

Trong đó, LSM đƣợc định nghĩa là giá trị xắc

xuất nguy cơ sạt lở đất, Mi là các bản đ các

tham số nguyên nhân gây ra sạt lở đất sau khi

các lớp bản đ đã đƣợc gắn giá trị mô hình

thông tin.

Các lớp nhạy cảm sạt lở đất đƣợc xác định


nhờ vào việc phân loại các giá trị nhạy cảm sạt

lở đất của các điểm ảnh trong khu v c nghiên

cứu Để phân loại các giá trị nhạy cảm sạt lở

đất, trong nghiên cứu này, sử dụng phƣơng pháp

các điểm nghỉ t nhiên (Natural Breaks) Cuối

cùng, bản đ sạt lở đất đã đƣợc xây d ng với 03

cấp độ nhạy cảm bao g m: Nhạy cảm thấp

(- 6,1323 – - 2,4486), nhạy cảm vừa (- 2,4486 –

0,4710), nhạy cảm cao (0,4710 – 7,5003) (Hình

3) Kết quả cho thấy có khoảng 39,67% khu v c

nghiên cứu nằm trong lớp nhạy cảm thấp,

50,63% khu v c nghiên cứu năm trong lớp nhạy

cảm vừa và khoảng 9,7% khu v c nghiên cứu

năm trong lớp nhạy cảm cao

H h 3. Bả ồ h vù g ấ h v c

ghiê cứ ử dụ g giá ị hô g i

5.3. Đá iá ả đồ vù ạ ả

sạt ở đất

Để đánh giá độ tin cậy của bản đ phân vùng

nhạy cảm sạt lở đất khu v c nghiên cứu, 30%

các vụ sạt lở đất chƣa đƣợc sử dụng trong việc

xây d ng mô hình và bản đ nhạy cảm sạt lở đất

đƣợc sử dụng để kiểm chứng bằng việc ch ng

lấn các vụ sạt lở đất này lên các lớp nhạy cảm

sạt lở đất của bản đ phân vùng nhạy cảm (Hình

4) Kết quả cho thấy rằng, khoảng 79,56% các

vụ sạt lở đất đƣợc xác định nằm trong khu v c

nhạy cảm cao trong khi đó chỉ 20,44% các vụ

sạt lở đất đƣợc xác định nằm trong khu v c

nhạy cảm vừa và không có vụ sạt lở đất đƣợc

xác định nằm trong khu v c nhạy cảm thấp

(0%) Kết quả này cho thấy rằng, bản đ phân

vùng nhạy cảm sạt lở đất đƣợc xây d ng đảm

bảo độ tin cậy và có thể đƣợc sử dụng trong việc

quản lý, giảm thiểu rủi ro sạt lở đất

H h 4. i chứ g i c y c bả ồ

h vù g ấ h v c ghiê cứ

6. ẾT LUẬN

Trong nghiên cứu này, tác giả tiến hành xây

d ng bản đ phần vùng cảnh báo sạt lở đất tại

khu v c Huyện Utakhashi, Ấn Độ sử dụng GIS

và mô hình giá trị thông tin Kết quả của nghiên

cứu cho thấy có khoảng 39,67% khu v c nghiên

cứu nằm trong lớp nhạy cảm thấp, 50,63% khu

v c nghiên cứu năm trong lớp nhạy cảm vừa và

khoảng 9,7% khu v c nghiên cứu năm trong lớp

nhạy cảm cao Kết quả đánh giá độ chính xác

của bản đ nhậy cảm cho thấy rằng, khoảng

79,56% các vụ sạt lở đất đƣợc xác định nằm

trong khu v c nhạy cảm cao trong khi đó chỉ

20,44% các vụ sạt lở đất đƣợc xác định nằm


trong khu v c nhạy cảm vừa và không có vụ sạt

lở đất đƣợc xác định nằm trong khu v c nhạy

cảm thấp (0%) Nhƣ vậy có thể kết luận rằng

bản đ phân vùng nhạy cảm sạt lở đất đƣợc xây

d ng đảm bảo độ tin cậy và có thể đƣợc sử dụng

trong việc quản lý, giảm thiểu rủi ro sạt lở đất

Lời i ậ :

Nghiên cứu này là kết quả của đề tài

Nghiên cứu khoc học sinh viên trƣờng Đại

học công nghệ GTVT: Nghiên cứu áp dụng

mô hình giá trị thông tin (Information Value

Method) trong việc phân cùng cảnh báo sạt lở

đất sử dụng GIS


1. Afungang, R.N., de Meneses Bateira,

C.V., Nkwemoh, C.A.J.A.J.o.G., 2017.

Assessing the spatial probability of landslides

using GIS and informative value model in the

Bamenda highlands. 10, 384.

2. Chen, W. et al., 2017. A novel hybrid

artificial intelligence approach based on the

rotation forest ensemble and naïve Bayes tree

classifiers for a landslide susceptibility

assessment in Langao County, China. 8,

1955-1977.

3. Kanungo, D., Arora, M., Sarkar, S.,

Gupta, R., 2012. Landslide Susceptibility

Zonation (LSZ) Mapping–A Review.

4. Khosravi, K. et al., 2018. A comparative

assessment of decision trees algorithms for flash

flood susceptibility modeling at Haraz

watershed, northern Iran. 627, 744-755.

5. Lee, S., Pradhan, B.J.L., 2007. Landslide

hazard mapping at Selangor, Malaysia using

frequency ratio and logistic regression models.

4, 33-41.

6. Pourghasemi, H.R., Kerle, N.J.E.e.s.,

2016. Random forests and evidential belief

function-based landslide susceptibility

assessment in Western Mazandaran Province,

Iran. 75, 185.

7. Sarkar, S., Kanungo, D., Patra, A., Kumar,

P., 2006a. Disaster mitigation of debris flows,

slope failures and landslides. GIS based

landslide susceptibility mapping-a case study in

Indian Himalaya. Universal Academy Press,

Tokyo, Japan.

8. Sarkar, S., Kanungo, D., Ptra, A., Kumar,

P., 2006b. Disaster mitigation of debris flow,

slope failure, and landslides. GIS-based

landslide susceptibility case study in Indian

Himalaya. Universal Acadamy press,

Tokyo, Japan.

9. Sarkar, S., Roy, A.K., Martha,

T.R.J.J.o.t.G.S.o.I., 2013. Landslide

susceptibility assessment using information

value method in parts of the Darjeeling

Himalayas. 82, 351-362.

10. SHABANI, E., JAVADI, M.R., ZARE,

K.E.M., 2014. Landslide hazard zonation using

information value and analytical hierarchy

process (AHP) methods (a case study:

Shalmanrood watershed).

11. Shadman Roodposhti, M., Aryal, J.,

Shahabi, H., Safarrad, T.J.E., 2016. Fuzzy

shannon entropy: A hybrid gis-based landslide

susceptibility mapping method. 18, 343.

12. Tien Bui, D., Pradhan, B., Lofman, O.,

Revhaug, I.J.M.p.i.E., 2012. Landslide

susceptibility assessment in vietnam using

support vector machines, decision tree, and

Naive Bayes Models. 2012.

13. Wubalem, A., Meten, M.J.S.A.S., 2020.

Landslide susceptibility mapping using

information value and logistic regression

models in Goncha Siso Eneses area,

northwestern Ethiopia. 2, 1-19.

Ng i hả biệ : PGS, TSKH TRẦN MẠNH LIỂU


THIẾT LẬP BIỂU THỨC XÁC ĐỊNH SỨC CHỐNG NHỔ CỦA NEO XOẮN TRÊN MÁI NGHIÊNG

N UYỄN M I CHI*

The estalishment of pulled-out bearing capacity equation of screw

anchor on the soils slope

Abstract: The paper analyses the difference on pulled-out bearing

capacity of screw anchor on the horizontal soil surface and slope surface,

based on the results of field test and statistical analysises. The block soil

failure shape was chosen in order to establish equation for screw anchor

when using screw anchor as a structural anchor of plastic revetment or

composite revetment for protection of canal slope. The research results

contribute to perfect calculation of new solution for canal slope

protection.

Keywords: pulled-out bearing capacity, slope surface, plastic revetment,

screw anchor

1. IỚI THIỆU CHUN *

Neo xoắn hoặc là cọc có cánh xoắn đều là

các dạng kết cấu liên kết đã đƣợc sử dụng

trong xây d ng từ lâu Kết cấu neo giữ có cánh

xoắn phổ biến nhất là cọc xoắn dùng xử lý

móng công trình chịu tải trọng kéo nhổ Ƣu

điểm lớn nhất khi sử dụng cọc xoắn là khả

năng neo giữ lớn, thi công không gây rung

động và tiếng n, có thể thi công thủ công hoặc

cơ giới, có thể dễ dàng thu h i cọc xoắn nếu

không có nhu cầu sử dụng.

Về lý thuyết tính toán neo xoắn, cho tới thời

điểm này đã có nhiều phƣơng pháp tính toán

đƣợc công bố cho kết cấu neo xoắn khi chịu tải

trọng nén c ng nhƣ tải kéo Một số phƣơng

pháp coi mặt phá hoại trong đất là toàn bộ mặt

tiếp xúc suốt chiều dài nằm trong đất của kết

cấu neo xoắn nhƣ phƣơng pháp thiết kế neo

phun vữa 2 , 4 , phƣơng pháp tính cọc xoắn

chịu nhổ 6 Một số phƣơng pháp coi mặt phá

hoại là khối nón cụt khi độ sâu cắm neo không

lớn nhƣ phƣơng pháp của GS Nguyễn Công

* B ô Th y cô g-T g i học Th y ợi

175 - T y Sơ - g -H N i

Email:[email protected]

M n (1983) 5 tính toán đối với neo bản, các

thí nghiệm neo tấm của Trô-phi-men-cốp (1968)

14 , các thí nghiệm của Tran Vo Nhiem (1971)

trên mô hình đất vật liệu tƣơng t 15

Hoàng Việt Hùng (2012) 11 và nnk giả

thiết khối nón cân cho neo xoắn, độ sâu cắm neo

không lớn để thiết lập biểu thức xác định sức

chịu tải kéo nhổ của neo xoắn ứng dụng gia

cƣờng bảo vệ mái đê biển Biểu thức đƣợc thiết

lập cho trƣờng hợp mặt đất nằm ngang, khối đất

có dạng nón cân có kể đến chiều dài tác dụng

của neo xoắn

Từ phân tích các phƣơng pháp xác định sức

chịu tải kéo nhổ của neo nói chung nhƣ đã nêu ở

trên Tất cả các phƣơng pháp đều có chung

nguyên tắc xác định là hình dạng mặt tiếp xúc

với đất của neo xoắn và sức kháng cắt huy động

của đất bao quanh neo S đa dạng về kết cấu

neo xoắn d n đến đa dạng về hình dạng khối đất

bị phá hoại khi nén hoặc kéo

Kết quả nghiên cứu của hai pha đề tài KC

08-15/06-10 và KC 08-03/11-15 đã đề xuất giải

pháp neo xoắn 3 , 11 để gia tăng trọng lƣợng

của viên gia cố và hạn chế chuyển vị của cả

mảng gia cố, mái đê biển sẽ đƣợc gia tăng độ an


toàn hơn Các nghiên cứu lý thuyết và th c

nghiệm đã thiết lập đƣợc biểu thức tính sức chịu

tải kéo nhổ của neo xoắn và hoàn thiện công

nghệ thi công lắp đặt neo ở hiện trƣờng Tuy

nhiên biểu thức xác định sức chịu tải kéo của neo

xoắn đƣợc công bố ở tài liệu 11 , tác giả c ng

chỉ r , biểu thức này chỉ phù hợp với mặt đất

nằm ngang hoặc mái dốc nghiêng không quá 200.

Biểu thức này ứng dụng phù hợp với mái đê biển

có độ dốc không lớn Đối với mái dốc công trình

thủy lợi có độ dốc lớn, cần thiết lập lại biểu thức

này để mở rộng ứng dụng của giải pháp

Việc thiết lập lại biểu thức xác định sức chịu tải

kéo nhổ của neo xoắn trên mái nghiêng 9 nhằm

đánh giá chính xác khả năng chịu tải kéo nhổ của

neo xoắn phù hợp với điều kiện làm việc th c tế

của công trình, phù hợp với đặc điểm công trình

và mở rộng ứng dụng 10 để gia cƣờng bảo vệ

mái dốc kênh mƣơng công trình thủy lợi

2. THIẾT LẬP IỂU THỨC X C ĐỊNH

SỨC CHỊU TẢI ÉO NHỔ CỦ NEO

XOẮN TRÊN M I N HIÊN

2.1. N u ê tắ t i t ậ

Phân tích đặc điểm làm việc của neo xoắn

khi dùng trên mái đất nghiêng

Kế thừa các phân tích, đánh giá và

phƣơng pháp xây d ng phƣơng trình sức

chịu tải kéo nhổ của các dạng neo xoắn đã

đƣợc ứng dụng

Thiết lập biểu thức xác định sức chịu tải kéo

cho neo xoắn trên mái nghiêng d a trên phân

tích l a chọn hình dạng mặt phá hoại trong đất

khi kéo neo và kết quả nghiên cứu th c nghiệm

kéo nhổ neo ở hiện trƣờng với một số kích

thƣớc neo điển hình sẽ ứng dụng trong th c tế

và loại đất nền tƣơng ứng

2.2. Đặ điể à việ ủa e x ắ trê

ái iê và t ựa ọ dạ

ối đất á ại i e

Nguyễn Mai Chi (2015) 9 và nnk đã có

phân tích về khối phá hoại dạng nón lệch khi

kéo nhổ neo xoắn trên mái nghiêng Hình

dạng khối đất phá hoại khi kéo neo phụ thuộc

vào độ sâu đặt neo và độ nghiêng mái đất

Trong nghiên cứu này, độ sâu đặt neo thƣờng

biểu thị bằng tỷ số H D trong đó H là độ sâu

từ mặt đất đến vị trí đặt neo trong đất D là

đƣờng kính neo Tỷ sô H D < 6 đƣợc coi là

trƣờng hợp neo đặt nông, H D 8 đƣợc xem là

neo đặt sâu 13, 14

G

T

RR

TR

R

G

a) Với mặt đất nằm ngang hoặc mặt đất

nghiêng nhỏ hơn và bằng 200

b) Với mái dốc có góc nghiêng lớn hơn 200

H h 1. H h d g h i ấ bị há h i hi é e

Trân Vo Nhiem (1971) 15 c ng đã có công

bố về hình dạng khối đất phá hoại khi tải trọng

kéo xiên Thí nghiệm với mô hình đất tƣơng t

bằng các thanh nhôm cho thấy khối nón lệch

phá hoại khi độ sâu cắm tấm neo không lớn

(H/D<6).


Nhƣ vậy, các biểu thức thiết lập cho neo tấm

hoặc neo xoắn của các nghiên cứu trƣớc đây 5 ,

11 , 13 đều thiết lập cho trƣờng hợp khối đất

phá hoại là khối nón hoặc nón cụt cân đều, mặt

đất nằm ngang Còn khi neo đặt nông (H D<6)

trên mái nghiêng thì khối đất phá hoại sẽ có

dạng nón lệch Việc xét cân bằng về l c sẽ có

thay đổi so với trƣờng hợp mặt đất nằm ngang

Tuy nhiên khi neo đặt ở độ sâu lớn (H D) 8,

các thí nghiệm của Tran Vo Nhiệm 15 cho

thấy khối đất phá hoại tại vị trí neo có dạng khối

cầu đối xứng Không phụ thuộc vào mặt đất

ngang hay mặt đất nghiêng

H h 2. h i ấ há h i hi ấ e

(H/D>8) [16]

Mặt khác các thí nghiệm tại hiện trƣờng mái

kênh đất khu v c xây d ng văn hóa Luy Lâu-

Thuận Thành-Bắc Ninh của tác giả c ng cho

thấy, khi đất là đất dính trạng thái d o, d o mềm

thì mặt phá hoại không có dạng nón, kể cả neo

đặt nông (H D<6), hay khi neo đặt sâu (H D>8)

Các thí nghiệm kéo nhổ neo trong đất cát

mịn, trạng thái chặt, chặt vừa cho thấy khối đất

phá hoại có dạng khối nón lệch, nhƣng trong đất

dính trạng thái d o, d o mềm thì không hình

thành r rệt khối nón (Hình 3) Yếu tố này d n

đến phân tích l a chọn khối phá hoại hình cầu

đối xứng hay khối nón lệch để thiết lập biểu thức

sức chịu tải kéo nhổ của neo Khối nón lệch chỉ

đúng với đất cát và neo đặt nông, khối cầu đối

xứng có thể phù hợp với các loại đất Cần kết

hợp phân tích thêm với sức chịu tải kéo nhổ neo

hiện trƣờng cho trƣờng hợp neo đặt sâu H D 8.

H h 3. H h d g h i ấ há h i hi e

H/D=8 g ấ dí h g hái d ề

2.3. K t qu thí nghi m kéo neo tại hi n trƣờng

Neo sử dụng trong thí nghiệm hiện trƣờng

g m 2 loại kích thƣớc nhƣ bảng 1 Kích thƣớc

neo đã đƣợc l a chọn kế thừa từ các nghiên cứu

trƣớc đó, d a trên khả năng chịu kéo, khả năng

lắp đặt xoáy neo bằng thủ công, neo lớn quá rất

khó thi công thủ công và còn d a vào kích

thƣớc kết cấu cần neo giữ nữa Hình 4a là kích

thƣớc th c tế của neo NĐ10, hình 4b là một quá

trình kéo thử neo NĐ10 trên mái đất nghiêng

ả 1. t ớ e x ắ

TT Thông số Ký hiệu Đơn vị Neo xoắn NĐ10 Neo xoắn NĐ11

1 Kích thƣớc cánh xoắn (R) cm 2,5 4,0

2 Bƣớc xoáy (l) cm 7,0 12,0

3 Chiều dài tổng cộng (L) cm 25,0 35,0

4 Đƣờng kính thân neo (d) cm 3,0 6,0

5 Đƣờng kính tổng cộng (D) cm 8,0 14,0


a) Kích thƣớc th c tế neo NĐ10 b) Một chu k kéo neo NĐ10 tại hiện trƣờng

H h 4. Thí ghiệ é hổ e N 10 i hiệ g

Kết quả trung bình, tổng hợp từ chuỗi các thí

nghiệm kéo neo xoắn NĐ10, NĐ11 tại hiện

trƣờng công trình kè h khu văn hóa Luy Lâu

cho 4 loại đất điển hình: đất cát mịn chặt, đất cát

mịn chặt vừa, đất sét d o mềm, đất sét nửa cứng

Trong phạm vi bài viết, không trình bày đƣợc

hết các kết quả thí nghiệm cho các loại đất, kết

quả kéo neo trong loại đất sét d o mềm (lớp 2B)

tại hiện trƣờng thí nghiệm cho thấy:

Kéo neo trƣờng hợp mặt đất nằm ngang:

Neo NĐ10, D=8 cm, H=64 cm, H D=8

đƣợc ghP 4,53 kN.

Neo NĐ11, D=14 cm, H=112 cm, H D=8

đƣợc ghP 13,14 kN

Kéo neo trƣờng hợp mặt đất nghiêng mái m=1:

Neo NĐ10, D=8 cm, H=64 cm, H D=8 đƣợc

ghP 5,28 kN.

Neo NĐ11, D=14 cm, H=112 cm, H D=8

đƣợc ghP 17,29 kN

Kết quả thí nghiệm hiện trƣờng cho các loại

đất thí nghiệm đã trình bày ở trên, đều cho thấy

sức chịu tải kéo nhổ của neo xoắn lắp ở mái

nghiêng tăng khoảng 20% so với trƣờng hợp

neo xoắn lắp khi mặt đất nằm ngang

Nhƣ vậy có thể thấy với mặt đất nghiêng, đã có

ảnh hƣởng của chiều cao cột đất (phƣơng th ng

đứng) đến sức chịu tải kéo nhổ của neo xoắn

2.4. T i t ậ iểu t ứ sứ ịu tải

ổ ủa e x ắ trên mái nghiêng

Để có đƣợc biểu thức tổng quát nhất cho các

loại đất, l a chọn mặt phá hoại cầu đối xứng tại

neo và có xét đến ảnh hƣởng của chiều cao cột

đất đến sức chịu tải kéo nhổ neo trên mái

nghiêng Dạng phá hoại của khối đất tại vị trí

đặt neo dạng khối cầu đối xứng Theo không

gian, sẽ có bốn khối cầu đối xứng Biểu thức

xác định sức kéo nhổ của neo xoắn sẽ thiết lập

d a trên nguyên tắc tính diện tích bề mặt của 4

khối cầu r i nhân với cƣờng độ chống cắt của

đất Biểu thức tính toán sẽ có thêm hệ số hiệu

chỉnh d a trên số liệu thí nghiệm hiện trƣờng

Nhƣ vậy biểu thức sẽ là

)()(44 2 CtghRxP iigh (1)

Trong đó:

ghP : Sức chịu tải kéo nhổ c c hạn của neo

xoắn (kN)

: Hệ số hiệu chỉnh tải trọng, phụ thuộc vào

loại đất

85,1 : Đất sét trạng thái d o mềm, d o chảy

75,1 : Đất sét trạng thái d o cứng

8,1 : Đất cát trạng thái chặt, chặt vừa

R : Bán kính của neo xoắn (m)

h : Chiều cao lớp đất thứ i, tính theo phƣơng

th ng đứng từ điểm đặt neo dóng lên giao cắt

với mái nghiêng của kênh

C, : Góc ma sát trong và l c dính đơn vị

của đất tại vị trí đặt neo

2.5. iể t ử và s sá đá iá về t

quả t t á t e iểu t ứ ới t i t ậ

Sử dụng số liệu đất nền công trình kè h khu

văn hóa Luy Lâu-Thuận Thành-Bắc Ninh, công

trình kênh có mái m =1, neo đƣợc đặt tại lớp đất

số 2B, có các chỉ tiêu nhƣ ở bảng 2

Lớp 2B là sét pha màu xám ghi, xám đen,

thành phần l n bụi, đất ẩm Trạng thái d o mềm

Chiều dày lớp thay đổi từ 4,9m đến 7,6m


ả 2. C ỉ tiêu ý ẫu đất ớ 2 đ ợ tổ ợ tr ả sau

STT Chỉ tiêu thí nghiệm Ký hiệu Đơn vị Giá trị TB m u đất

1 Thành phần hạt:

- Nhóm hạt sạn % 0,2

- Nhóm hạt cát % 38,5

- Nhóm hạt bụi % 36,7

- Nhóm hạt sét % 24,6

2 Độ ẩm t nhiên W % 37,54

3 Khối lƣợng thể tích t nhiên tn g/cm3

1,73

4 Khối lƣợng thể tích khô d g/cm3

1,26

5 Khối lƣợng riêng hạt s g/cm3

2,69

6 Độ lỗ rỗng n % 53,2

7 Độ bão hoà G % 88,9

8 Hệ số rỗng e 1,137

9 Giới hạn chảy LL % 40,8

10 Giới hạn d o PL % 26,8

11 Chỉ số d o PI % 14,0

12 Độ sệt LI 0,70

13 Góc ma sát trong độ 110

14 L c dính kết C kG/cm2

0,152

15 Hệ số nén lún a Cm2/kG 0,048

16 Hệ số thấm K cm/s 5,10x10-5

Kiểm thử cho neo NĐ 10: Độ sâu đặt neo

theo phƣơng vuông góc với mái kênh là 64 cm

(H D=8) khoảng cách từ vị trí đặt neo đến điểm

giao cắt giữa mặt nghiêng và mặt ph ng ngang

là 90,5 cm Sử dụng công thức 1:

)()(44 2 CtghRxP iigh

)2,1511.905,0.3,17.()04,0.85,1.(14,3.4.4 2 tgPgh5,01 kN

Kiểm thử cho neo NĐ 11: Độ sâu đặt neo

theo phƣơng vuông góc với mái kênh là 112 cm

(H D=8) khoảng cách từ vị trí đặt neo đến điểm

giao cắt giữa mặt nghiêng và mặt ph ng ngang

là 158 cm Sử dụng công thức 1 27, đất sét trạng

thái d o mềm, kết quả tính:

)2,1511.58,1.3,17.()07,0.85,1.(14,3.4.4 2 tgPgh16,54 kN

Tổng hợp các kết quả kiểm thử với neo N Đ

10 cho thấy thí nghiệm kéo tại hiện trƣờng với

lớp đất 2B cho sức chịu kéo nhổ Pgh=5,28 kN,

tính bằng công thức (1) là 5,01 kN Giá trị tính

toán đƣợc l a chọn thấp hơn giá trị kéo th c tế

khoảng 4%

Giá trị tính toán bằng công thức kéo neo

xoắn trên mái nghiêng vừa thiết lập (1) chênh

lệch khoảng 13% so với công thức kéo neo xoắn

trên mặt đất nằm ngang 11 Kết quả tổng hợp

đƣợc trình bày ở bảng 4

ả 3. t quả t iể t ử sứ ổ e x ắ trê ái iê

Loại neo

TN kéo

nhổ có

biên mặt

ngang

(kN)

TN kéo nhổ

có biên mặt

nghiêng

(kN)

% chênh

lệch của

biên ngang

và biên

nghiêng

Tính bằng

công thức

biên mặt

ngang

Tính bằng

công thức

biên mặt

nghiêng (1)

% chênh lệch

giữa công

thức biên

ngang và

biên nghiêng

NĐ10 4,53 5,28 16% 4,42 5,01 13,3%

NĐ11 13,44 17,29 28% 13,14 16,54 25,8%


3. ẾT LUẬN

Thiết lập biểu thức xác định sức chịu tải kéo

nhổ của neo xoắn trên mái nghiêng để hoàn

thiện đƣợc cơ sở khoa học cho giải pháp công

nghệ mới là ứng dụng mảng gia cố mái kè bằng

vật liệu polime hoặc composite sơ xợi Giải

pháp này nhằm giảm trọng lƣợng của các loại kè

truyền thống khi xây d ng trên các loại đất mềm

yếu, dễ thi công, dễ tháo lắp

Các thí nghiệm kéo nhổ neo xoắn tại hiện

trƣờng đều cho thấy s c chịu kéo của neo trên

mái nghiêng có gia tăng hơn so với mặt biên

ngang Việc thiết lập biểu thức sức kéo nhổ neo

xoắn trên mái nghiêng d a trên l a chọn hình

dạng khối đất phá hoại có dạng là 4 khối cầu đối

xứng và neo đặt sâu (H D8).

Từ kết quả tổng hợp, sức chịu tải kéo nhổ của

neo xoắn trên mặt biên nghiêng (mái nghiêng

m=1) tăng so với sức chịu tải kéo nhổ trên mặt

biên ngang, kích thƣớc neo càng lớn thì %

chênh lệch càng lớn

Kết quả tính toán bằng công thức (1) chênh

lệch so với kết quả thí nghiệm hiện trƣờng

khoảng 5% là chấp nhận đƣợc Công thức (1) là

cơ sở để l a chọn loại neo, số lƣợng neo và hệ

kết cấu mảng kè trong ứng dụng công nghệ kè

mảng nh a để gia cố mái kênh mƣơng thủy lợi


[1] Lê Quý An-Nguyễn Công M n-Nguyễn Văn

Qu (1976), Cơ học ấ , Nhà xuất bản GD và THCN

[2] BSi-BS 8081:1989, Ne g ấ , Nhà

xuất bản xây d ng-2008, Bản dịch của TS.

Nguyễn Hữu Đẩu

3 Hoàng Việt Hùng-Trịnh Minh Thụ-Ngô

Trí Viềng (2011), Nghiê cứ ứ g dụ g e gi

c các ấ á ái bả vệ ê bi , Tạp chí Khoa

học kỹ thuật Thuỷ lợi và môi trƣờng số 32-2011

4 Nguyễn Bá Kế (2009), Thiế ế v hi

cô g h g u, Nhà xuất bản Xây d ng,

5 Nguyễn Công M n (1983), ác ị h ức

ch g hổ hẳ g ứ g giới h cọc g

áy b g h ơ g há h ích giới h , Tạp

chí Khoa học Kỹ thuật số 5+6 năm 1983

6 Nguyễn Thanh Sơn, Phạm Quang Hƣng

(2011), Ứ g dụ g e x n trong thi công công

h g ch ị chấ H N i Tạp

chí Địa kỹ thuật số 4-2011 trang 25.

7 Lê Đức Thắng-Bùi nh Định-Phan

Trƣờng Phiệt (1998), Nề v M g, Nhà xuất

bản Giáo dục, 1998

8 Viện nghiên cứu Nền và Công trình

ngầm, Viện thiết kế nền móng quốc gia, Viện

thiết kế móng (Liên Xô c ), Sổ y hiế ế Nề

v M g 2, Nhà xuất bản Khoa học kỹ

thuật, 1975, Bản dịch của tác giả Đinh Xuân

Bảng, V Công Ngữ, Lê Đức Thắng

9 Nguyễn Mai Chi, Trịnh Minh Thụ,

Nguyễn Chiến (2015)- Đề xuất mở rộng ứng

dụng của neo xoắn gia cố bảo vệ mái đê biển-

Tuyển tập Hội nghị Khoa học thƣờng niên Đại

học Thủy lợi-2015.

[10] N Mai Chi, T Minh Thụ, N Chiến

(2018) The plate revetment made from POLIMER

or COMPOSITE for protection slope of canal.

International Symposium on Lowland Technology

(ISLT 2018). ISBN: 978-604-82-2483-7.

11 Hoàng Việt Hùng (2013) Nghiên cứu

giải pháp tăng cƣờng ổn định bảo vệ mái đê

biển tràn nƣớc Luận án TS kỹ thuật-Trƣờng

Đại học Thủy lợi

[12] Wai-Fah Chen (1975), Limit Analysis and

Soil Plasticity –ISBN 0-444-41249-2-Ensevier

Scientific Publishing Company Amsterdam.

13 М Д Иродов (1968), Применение

винтовых свай в строительстве, Издательство

Литературы по строительству-Москва

14 Ю Г Трофименков, канд техн

наук; Л Г Мариупольский, инж (1965),

Винтовые сваи в качестве фундаментов

мачт и башен, Доклады к международному

конгрессу по механике грунтов и

фундаментостроению-Москва

[15] Tran Vo Nhiem (1971), Première thèse:

“F ce e i i e de f d i

superficielles et résistance maximale à

’ che e de c ge ’.

Ng i hả biệ : PGS,TS HOÀNG VIỆT HÙNG


PHÂN TÍCH NGUY CƠ TRƯỢT LỞ ĐẤT Ở LƯU V C SÔNG THAO THEO MỘT SỐ TÁC NHÂN CHÍNH

TRẦN THẾ VIỆT*, ÙI THỊ IÊN TRINH

*

TRỊNH QU N TOÀN*, N UYỄN ĐỨC HÀ

**

N UYỄN TRUN IÊN*, N UYỄN MẠNH C ỜN

***

Analyze landslide risk for the Thao river catchment using main impact factors

Abstract: Landslides in the river basins cause immeasurable damage to

human social economic and environmental of downstream area.

Therefore, it is necessary to study and analyze the factors that affect the

landslide in order to propose measures to avoid, minimize damage and

quickly surmount the consequences after a landslide accident occurred. In

this research, nine main factors including slope, elevation, extreme

precipitation of rain, geology, weathering crust, fault density, forest cover,

horizontal and deep dissection were studied and analyzed to develop a

landslide susceptibility map of the Thao River basin based on recorded

landslide locations. The results have shown the landslide susceptibility

map is very useful for visual analysis, warning, and prevention of potential

landslides in the future for the study area.

Keywords: Landslide, Thao river catchment, landslide susceptibility map.


Nằm trong vùng nhiệt đới gió mùa, lƣợng

mƣa lớn và có s phân hóa theo mùa r rệt, Việt

Nam chịu ảnh hƣởng đáng kể của các thảm họa

địa chất nói chung và trƣợt lở đất nói riêng [1-

4]. Vì trƣợt lở có tính chất bất thƣờng, diễn ra

rất nhanh và khó d báo, cảnh báo Do đó, hàng

năm có rất nhiều vụ trƣợt lở đất xảy ra gây

thƣơng vong và thiệt hại lớn trên khắp cả nƣớc

Tình hình mƣa l bất thƣờng trong những năm

gần đây khiến thiên tai nói chung và trƣợt lở nói

riêng ngày càng gia tăng và khốc liệt hơn, gây

ra thiệt hại nặng nề về tính mạng và tài sản

Theo thống kê của Tổng cục Phòng chống thiên

tai, Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông

thôn, năm 2017 l quét, sạt lở đất làm 71 ngƣời

chết và mất tích; năm 2018 là 82 ngƣời và trong

* T g i học Th ỷ lợi H N i ** Việ h học ị chấ v h á g ả H N i *** Cô g y TNHH MTV T i g yê & Môi g

Việ N H N i

năm 2019 là 34 ngƣời Từ đầu năm 2020 đến

ngày 01 11, riêng l quét, sạt lở đất đã làm chết

và mất tích 129 ngƣời Thiệt hại kinh tế do sạt

lở đất tr c tiếp và gián tiếp gây ra chỉ riêng

trong năm 2020 ƣớc tính lên đến hơn 21 nghìn

tỷ đ ng [5].

Do thói quen, tập quán sinh sống của đ ng

bào khu v c miền núi thƣờng tập trung ven bờ

sông, bờ suối, sƣờn đ i nên sạt lở đất trong lƣu

v c các sông suối lớn trở thành một trong những

thiên tai nguy hiểm nhất đe doạ tr c tiếp sinh

mạng của ngƣời dân Đã có rất nhiều nghiên cứu

về trƣợt lở th c hiện trên hầu khắp tỉnh thành

miền núi phía Bắc và Bắc Trung Bộ [1-4, 6-9],

tuy nhiên chƣa có những nghiên cứu phân vùng

và cảnh báo các vùng có nguy cơ cao khi có tình

huống mƣa c c đoan c ng nhƣ chƣa có những

nghiên cứu riêng đối với từng lƣu v c sông

Trƣợt lở đất là một quá trình phức tạp và là

hàm số của nhiều yếu tố Nghiên cứu trƣợt lở

đất có nhiều cách tiếp cận khác nhau Hiện nay,


có thể chia ra 3 cách tiếp cận chính nhằm đánh

giá tính nhạy cảm của trƣợt lở đất là th c

nghiệm, thống kê và vật lý [9, 10], tuy nhiên

v n chƣa có phƣơng pháp cụ thể nào đƣợc công

nhận là phƣơng pháp tiêu chuẩn [7] Việc l a

chọn phƣơng pháp phù hợp tùy thuộc vào mục

đích lập bản đ , tỷ lệ bản đ , và các dữ liệu đầu

vào hiện có của khu v c khảo sát

Trong nghiên cứu này nhóm tác giả sử dụng

phƣơng pháp thống kê với cơ sở d a trên

nguyên tắc các vụ trƣợt lở đất trong quá khứ và

hiện tại là cơ sở đoán nhận nguy cơ trƣợt lở đất

trong tƣơng lai [11] để phân tích, đánh giá nguy

cơ trƣợt lở của lƣu v c sông Thao Các bản đ

nguy cơ trƣợt lở đất đƣợc thành lập theo 9 tác

nhân chính của quá trình trƣợt lở là độ cao và độ

dốc địa hình, đặc điểm địa chất, vỏ phong hoá,

mật độ đứt gãy, phân cắt ngang và phân cắt sâu,

độ che phủ rừng, lƣợng mƣa c c đại kết hợp với

bản đ hiện trạng trƣợt lở có ý nghĩa nhƣ công

cụ cảnh báo ban đầu về nguy cơ xảy ra tai biến

trƣợt lở ở các khu v c có điều kiện t nhiên,

môi trƣờng tƣơng đ ng với những vị trí đã từng

ghi nhận trƣợt lở Trên cơ sở đó, chính quyền và

ngƣời dân có thể chuẩn bị các biện pháp phòng

ngừa, ứng phó phù hợp

2. HU VỰC N HIÊN CỨU

Sông Thao đƣợc coi là dòng chính của sông

H ng, bắt ngu n từ h Đại Lý ở độ cao gần

2000 m trên đỉnh Ngụy Sơn thuộc tỉnh Vân

Nam - Trung Quốc, chảy theo hƣớng Tây bắc -

Đông nam, qua tỉnh Vân Nam r i đổ vào nƣớc

ta tại vùng biên giới Việt Trung thuộc huyện

Bát Xát tỉnh Lào Cai, tiếp tục chảy qua Lào Cai,

Yên Bái, Phú Thọ theo hƣớng Đông Bắc – Tây

Nam với chiều dài hơn 900 km Tới đây, sông

Thao hợp lƣu với sông Đà, sông Lô thành dòng

sông H ng chảy về xuôi Phần diện tích lƣu v c

sông Thao trên lãnh thổ nƣớc ta là trên 12,000

km2 chiếm khoảng 14% tổng diện tích lƣu v c,

chủ yếu thuộc địa phận 2 tỉnh Lào Cai và Yên

Bái (Hình 1) S gia tăng các tác hại do tai biến

địa chất xảy ra trong lƣu v c trong thời gian gần

đây nhận đƣợc s quan tâm hàng đầu của các

nhà nghiên cứu

3. DỮ LIỆU VÀ PH ƠN PH P

Dữ liệu đầu vào sử dụng trong mô hình phân

tích là các bản đ chuyên đề bao g m:

Bản đ hiện trạng trƣợt lở lƣu v c sông

Thao (Hình 1) bao g m 2800 vị trí trƣợt lở ghi

nhận thông qua khảo sát th c địa, thu thập từ

các nghiên cứu đã th c hiện [1, 2, 7, 8].

Bản đ kịch bản mƣa c c đoan trong 7

ngày d a trên mô hình WRF với dữ liệu mƣa độ

phân giải cao ER -20C [12] (hình 2a);

Bản đ địa chất tỷ lệ 1:200,000 do Tổng

cục Địa chất xuất bản năm 2005;

Bản đ địa hình tỷ lệ 1:50,000 do Tổng

cục Địa chính ban hành năm 2000;

Bản đ lâm nghiệp đƣợc tải về từ trang

http://maps.vnforest.gov.vn/vn;

Hình 1. L v c ô g Th g ị h

ớc v các i ợ ã ghi h

Từ bản đ địa chất tiến hành thành lập 3 loại

bản đ tác nhân địa chất công trình, vỏ phong

hoá, mật độ đứt gãy Bản đ địa hình đƣợc sử

dụng để thành lập 4 bản đ tác nhân g m bản đ

độ cao, độ dốc, phân cắt ngang và phân cắt sâu

Bản đ tác nhân sử dụng đất đƣợc thành lập

từ bản đ lâm nghiệp theo các đối tƣợng th c

vật che phủ trên đất Mỗi loại bản đ tác nhân

đƣợc phân thành nhiều cấp d a theo khoảng giá

trị biến động hoặc các nhóm đối tƣợng có cùng

http://maps.vnforest.gov.vn/vn


tính chất trên bản đ Sau đó, bản đ nguy cơ

trƣợt lở theo mỗi tác nhân đƣợc thành lập bằng

cách tổ hợp bản đ hiện trạng trƣợt lở và bản đ

tác nhân trong môi trƣờng GIS (hình 2b, hình

3a-h) Số liệu thống kê số lƣợng điểm trƣợt,

diện tích và mật độ điểm theo từng phân cấp của

bản đ tác nhân đƣợc thể hiện trong bảng 1

4. ẾT QUẢ

Con số thống kê về số lƣợng điểm trƣợt trong

mỗi phân mức và diện tích tƣơng ứng, c ng nhƣ

tỷ lệ điểm trƣợt, tỷ lệ diện tích trong Bảng 1 cung

cấp một cái nhìn toàn cảnh về hiện trạng trƣợt lở ở

lƣu v c sông Thao phần lãnh thổ Việt Nam. Nguy

cơ trƣợt lở của các phân mức trong mỗi tác nhân

đƣợc đánh giá thông qua mật độ trƣợt lở, xác định

bằng số lƣợng điểm trƣợt trên diện tích 1,0 km2.

(a) (b)

Hình 2. Bả ồ c c 7 g y ( v g y cơ ợ he ác h (b)

(a) (b)

Hình 3. Bả ồ g y cơ ợ v c ô g Th he ác h ị chấ ( v vỏ h g h á (b)


(c) (d)

(e) (f)

Hình 3. Bả ồ g y cơ ợ v c ô g Th he ác h ứ gãy

(c c (d), d c (e v h c g g (f)


(g) (h)

Hình 3. Bả ồ g y cơ ợ v c ô g Th

he ác h h c (g v h c h (h)

ả 1. T ố ê t quả trê á ả đồ u tr ợt ở

ủa u vự s T a t e 9 tá

ả đồ

tác nhân P ấ

Số điể

tr ợt Tỷ ệ

Diệ t

km2

Tỷ ệ

diệ t

Mật độ

điể tr ợt

Mưa 7 ngày

< 220 699 24,96% 1957,391 19,76% 0,358

220-340 726 25,93% 2026,770 20,46% 0,359

340-460 868 31,00% 3585,146 36,20% 0,243

460-580 450 16,07% 1815,817 18,33% 0,248

> 580 57 2,04% 519,107 5,24% 0,110

Địa chất

công trình

Liên kết cứng xen

không có liên kết cứng 1201 42,89% 4026,598 40,66% 0,299

Không có liên kết cứng 1134 40,50% 3520,699 35,55% 0,323

Có liên kết cứng 465 16,61% 2356,934 23,80% 0,198

Vỏ phong hoá

Núi đá vôi 101 3,61% 252,325 2,55% 0,401

Ferosialit 1493 53,32% 4969,893 50,18% 0,301

Saprolit 136 4,86% 538,356 5,44% 0,253


ả đồ

tác nhân P ấ

Số điể

tr ợt Tỷ ệ

Diệ t

km2

Tỷ ệ

diệ t

Mật độ

điể tr ợt

Sialferit 998 35,64% 3722,831 37,59% 0,269

Sialit 142 5,07% 538,259 5,43% 0,264

Các loại khác 31 1,11% 134,892 1,36% 0,230

Mật độ

đứt gãy

Rất thấp 594 21,21% 2063,067 20,83% 0,288

Thấp 954 34,07% 3157,388 31,88% 0,303

Trung bình 615 21,96% 2599,559 26,25% 0,237

Cao 358 12,79% 1473,119 14,87% 0,244

Rất cao 279 9,96% 611,096 6,17% 0,457

Độ cao

< 200 717 25,61% 1786,964 18,04% 0,402

200 - 600 794 28,36% 2462,071 24,86% 0,323

600 - 1200 933 33,32% 3023,749 30,53% 0,309

1200 - 1800 325 11,61% 1876,299 18,94% 0,174

> 1800 31 1,11% 755,147 7,62% 0,042

Độ dốc

<3 38 1,36% 509,220 5,14% 0,075

3 -8 263 9,39% 602,643 6,08% 0,437

8 - 15 799 28,54% 1431,620 14,45% 0,559

15 - 25 494 17,64% 3311,700 33,44% 0,150

25 - 40 1096 39,14% 3378,957 34,12% 0,325

> 40 9 0,32% 417,766 4,22% 0,022

Phân

cắt ngang

< 0,5 km/km2 21 0,75% 112,442 1,14% 0,187

0,5 - 1,55 km/km2 807 28,82% 2750,899 27,77% 0,294

1,5 - 2,55 km/km2 1360 48,57% 5166,830 52,17% 0,264

2,5 - 3,55 km/km2 557 19,89% 1701,916 17,18% 0,328

> 3,55 km/km2 55 1,96% 172,144 1,74% 0,320

Phân cắt sâu

< 500 m/km2 21 0,75% 1060,032 10,70% 0,020

500 – 900 m/km2 253 9,04% 2567,263 25,92% 0,099

900 – 1500 m/km2 998 35,64% 3359,913 33,92% 0,298

1500 – 1900 m/km2 718 25,64% 2418,153 24,42% 0,297

> 1900 m/km2 810 28,93% 498,870 5,04% 1,624


ả đồ

tác nhân P ấ

Số điể

tr ợt Tỷ ệ

Diệ t

km2

Tỷ ệ

diệ t

Mật độ

điể tr ợt

Sử dụng đất

Rừng gỗ có trữ lƣợng 187 6,68% 1945,344 19,64% 0,097

Rừng gỗ chƣa có trữ lƣợng 104 3,71% 552,902 5,58% 0,189

Rừng tre nứa 93 3,32% 411,655 4,16% 0,226

Rừng hỗn giao 19 0,68% 176,473 1,78% 0,108

Rừng lá kim 288 10,29% 649,599 6,56% 0,444

Rừng tr ng 1011 36,11% 3597,488 36,32% 0,282

Núi đá 37 1,32% 290,783 2,94% 0,128

Đất trống 995 35,54% 2200,556 22,22% 0,453

Đất nông nghiệp và

đất khác 43 1,54% 79,430 0,80% 0,542

Với tác nhân kịch bản mƣa c c đoan 7 ngày,

mật độ trƣợt lở ở vùng mƣa trên 580 mm lại có

giá trị nhỏ nhất, trong khi đó vùng mƣa dƣới

340 mm có mật độ trƣợt lở cao nhất Đối chiếu

với bản đ sử dụng đất, vùng mƣa trên 580 mm

có diện tích nhỏ, rơi vào khu v c có lớp phủ

th c vật là rừng gỗ chƣa có trữ lƣợng và rừng

tre nứa Đó là vùng tr ng những loại th c vật

có khả năng giữ nƣớc tốt, chen chắn điều hoà

không cho nƣớc mƣa thấm nhanh vào đất,

đ ng thời có tác dụng gia cố đất bằng hệ thống

rễ cây Còn vùng mƣa dƣới 340 mm chiếm hơn

40% diện tích khu v c nghiên cứu nhƣng chủ

yếu là rừng tr ng và đất trống, đất nông

nghiệp Thảm th c vật ở những khu v c nhƣ

thế này đã bị phá huỷ nhiều so với trạng thái t

nhiên nên có nguy cơ trƣợt lở cao

Với tác nhân sử dụng đất, đất nông nghiệp

và đất khác chiếm diện tích rất nhỏ nhƣng lại

có mật độ trƣợt lở cao nhất Vùng đất trống và

rừng lá kim chiếm hơn ¼ tổng diện tích toàn

lƣu v c có mật độ trƣợt lở ở mức cao Rừng gỗ

có trữ lƣợng, rừng hỗn giao và núi đá là những

khu v c có mật độ trƣợt lở rất thấp do những

nguyên nhân đã đề cập ở trên

Với tác nhân địa chất công trình, mật độ

điểm trƣợt ở các phân cấp liên kết không quá

chênh lệch, trong đó loại không có liên kết

cứng chiếm hơn 40% diện tích toàn lƣu v c

và c ng có mật độ trƣợt lở lớn nhất nên nguy

cơ trƣợt lở cao nhất Loại có liên kết cứng

chiếm chƣa đến ¼ tổng diện tích khu v c, có

nguy cơ thấp nhất do có mật độ điểm trƣợt

nhỏ nhất

Với tác nhân vỏ phong hoá, hiện tƣợng

trƣợt lở xảy ra mạnh nhất ở khu v c núi đá

vôi, giảm nhẹ ở loại vật liêu Ferosialit và

thấp nhất khá tƣơng đ ng ở các loại Saprolit,

Sialferit, Sialit và loại khác Tuy nhiên vùng

núi đá vôi có tỷ trọng nhỏ, còn Ferosialit

chiếm trên 50% diện tích toàn lƣu v c và

c ng là nơi xảy ra trên 50% số hiện tƣợng

trƣợt lở của toàn khu v c

Với tác nhân mật độ đứt gãy, khu v c có

mật độ đứt gãy rất cao c ng là nơi ghi nhận có

hiện tƣợng trƣợt lở xảy ra dày đặc nhất, r i đến

khu v c có mật độ đứt gãy thấp hơn Các khu

v c còn lại hiện tƣợng trƣợt lở xảy ra thấp nhất

nhƣng tƣơng đƣơng với mức độ trung bình khi

so sánh với các tác nhân khác


Với tác nhân độ phân cắt ngang, hiện tƣợng

trƣợt lở xảy ra ít nhất ở khu v c dƣới

0,5km/km2, tăng nhẹ ở vùng từ 0,5 ÷ 2,5

km/km2 và dày đặc nhất ở khu v c trên 2,5

km/km2 Th c tế hiện tƣợng trƣợt lở xảy ra chủ

yếu ở nơi có độ phân cắt ngang 0,5 ÷ 2,5

km/km2, chiếm trên 2 3 số lƣợng điểm trƣợt và

gần 80% diện tích toàn lƣu v c

Với độ phân cắt sâu, hiện tƣợng trƣợt lở

tăng dần tỷ lệ thuận với giá trị phân cắt địa

hình Hiện tƣợng trƣợt lở xảy ra không đáng kể

ở khu v c dƣới 500m km2, tăng nhẹ ở khu v c

từ 500 ÷ 900m/km2 Mật độ trƣợt lở ở cấp độ

trung bình xảy ra tại khu v c từ 900 ÷

1900m/km2, chiếm hơn 60% tổng số điểm trƣợt

và 58% tổng diện tích toàn lƣu v c Hiện tƣợng

trƣợt lở dày đặc nhất diễn ra tại vùng trên

1900m/km2 do diện tích rất nhỏ chỉ 5% lƣu v c

nhƣng lại ghi nhận đến gần 30% số lƣợng điểm

trƣợt lở

Với tác nhân độ cao, cấp độ trƣợt lở đất

giảm dần tỷ lệ nghịch với độ cao địa hình Hiện

tƣợng trƣợt lở xảy ra mạnh nhất ở độ cao dƣới

200m với trên ¼ tổng số điểm trƣợt ở 18% diện

tích toàn lƣu v c Từ độ cao 200m đến 1200 m

hiện tƣợng trƣợt lở có giảm nhƣng v n ở mức

cao với gần 2 3 tổng số điểm trƣợt lở trên 55%

diện tích toàn lƣu v c Khu v c từ độ cao

1200m đến 1800m xảy ra trƣợt lở yếu, còn

vùng trên 1800m hiện tƣợng trƣợt lở xảy ra rất

yếu Đối chiếu với bản đ độ dốc địa hình thì

thấy những khu v c có độ cao từ 200 ÷ 1200m

có độ dốc địa hình ở mức trung bình và mức

cao là nơi có mật độ trƣợt lở lớn Còn những

khu v c rất cao lại có độ dốc nhỏ, là những

ngọn núi sƣờn thoải và đỉnh khá bằng ph ng

Với tác nhân độ dốc, thống kê cho thấy khu

v c độ dốc rất nhỏ và rất lớn có diện tích

không đáng kể, hiện tƣợng trƣợt lở xảy ra rất ít

Trƣợt lở xảy ra chủ yếu, tập trung ở khu v c có

độ dốc thấp từ 3 ÷ 15% chiếm gần 1 2 diện tích

toàn lƣu v c với trên 1 3 tổng số điểm trƣợt

Khu v c có độ dốc từ 25 ÷ 40% mật độ điểm

trƣợt thấp hơn nhƣng v n ở mức khá cao

5. ẾT LUẬN

Các bản đ tác nhân trƣợt lở đất đƣợc thành

lập, thống kê và phân tích d a trên phƣơng

pháp định lƣợng trong môi trƣờng GIS giúp

đánh giá mức độ nhạy cảm của trƣợt lở đất một

cách tr c quan hơn, chính xác hơn Các bản đ

này cung cấp thông tin về mức độ nguy cơ xảy

ra trƣợt lở đất tại mỗi khu v c trên cơ sở xem

xét đầy đủ 9 điều kiện kích hoạt quá trình trƣợt

lở Đ ng thời, các bản đ đƣợc sử dụng làm cơ

sở khoa học để tiến hành các biện pháp công

trình và phi công trình tại những vị trí đƣợc

cảnh báo nhằm phòng tránh trƣợt lở đất có thể

xảy ra trong tƣơng lai

Các địa phƣơng có thể sử dụng bộ bản đ

này làm cơ sở khoa học để phục vụ quy hoạch

phát triển kinh tế - xã hội bền vững, quy hoạch

sắp xếp lại dân cƣ cho các địa phƣơng, đ ng

thời, v n đảm bảo cho chính quyền các cấp

tỉnh, huyện, xã và nhân dân địa phƣơng có thể

l ng ghép các kế hoạch và biện pháp chủ động

phòng, chống và giảm thiểu thiệt hại do trƣợt

lở đất gây ra

6. LỜI CẢM ƠN

Nghiên cứu này thuộc đề tài tiềm năng của

Bộ Nông nghiệp và Phát triển Nông thôn theo

quyết định 4757 QĐ-BNN-KHCN ngày

12 12 2019 đƣợc th c hiện với mục đích ứng

dụng kịch bản mƣa c c đoan có độ phân giải

cao để thành lập bản đ nhạy cảm trƣợt lở đất

nhằm phân vùng và cảnh báo nguy cơ trƣợt lở

trong lƣu v c sông Thao, Việt Nam Xin trân

trọng cảm ơn s tài trợ, hỗ trợ của Bộ Nông

nghiệp và Phát triển Nông thôn và trƣờng đại

học Thuỷ Lợi đối với nhóm tác giả trong quá

trình nghiên cứu



[1]. Bui, T.D., L. Owe, R. Inge, and D.

Oystein, Landslide susceptibility analysis in the

Hoa Binh province of Vietnam using statistical

index and logistic regression. Natural Hazards,

2011. 59(1413 2011)): p. 1-32.

[2]. Tran, T.V., M.T. Trinh, G. Lee, S. Oh,

and T.H.V. Nguyen, Effect of extreme rainfall

on cut slope stability: case study in yen bai city,

Viet Nam. Journal of the Korean GEO-

environmental Society, 2015. 16(4): p. 23-32.

[3]. Tran, T.V., V.H. Hoang, H.D. Pham,

and S. Go. Use of Scoops3D and GIS for the

Assessment of Slope Stability in Three-

Dimensional: A Case Study in Sapa, Vietnam. in

The International Conference on Innovations

for Sustainable and Responsible Mining.

2020. Hanoi.

[4]. Tran, T.V., A. Dinand, and H. Robert,

Weathering and deterioration of geotechnical

properties in time of groundmasses in a tropical

climate. Engineering Geology, 2019. 260(3):

p. 1-15.

[5]. Sỹ, H. and T. Hoàng, S t l ất - Thiên

tai và nhân tai: Xây d ng giải pháp hiệu quả

phòng tránh s t l ất (Bài cu i). Dân tộc và

Phát triển, 2020.

[6]. Viện Khoa học Địa chất và Khoáng sản,

iề á h giá v h vù g cảnh báo nguy

cơ ợt l ấ á các vù g úi Việt Nam.

2012-2020.

[7]. Bui, D.T., T.A. Tuan, N.-D. Hoang,

N.Q. Thanh, D.B. Nguyen, N.V. Liem, and B.

Pradhan, Spatial prediction of rainfall-induced

landslides for the Lao Cai area (Vietnam) using

a hybrid intelligent approach of least squares

support vector machines inference model and

artificial bee colony optimization. Landslides,

2016. 14: p. 447-458.

[8]. Viện Khoa học Địa chất và Khoáng sản.

http://canhbaotruotlo.vn/lienhe.html. 2020.

[9]. Tran, T.V., L. Giha, A. Hyunuk, and

K. Minseok, Comparing the performance of

TRIGRS and TiVaSS in spatial and temporal

prediction of rainfall-induced shallow

landslides. Environmental Earth Sciences,

2017. 76.

[10]. An, H., M. Kim, G. Lee, and T.T. Viet,

Survey of spatial and temporal landslide

prediction methods and techniques. Korean

Journal of Agricultural Science, 2016. 43(4): p.

507-521.

[11]. Fausto, G., C. Alberto, C. Mauro, and

R. Paola, Landslide hazard evaluation: a review

of current techniques and their application in a

multi-scale study, Central Italy.

Geomorphology, 1999. 31(1-4): p. 181-216.

[12]. Trinh, T., C. Ho, H.N. Do, A. Ercan,

and M.L. Kavvas, Development of high-

resolution 72 h precipitation and hillslope flood

maps over a tropical transboundary region by

physically based numerical atmospheric–

hydrologic modeling. Journal of Water and

Climate Change, 2020. 11(S1): p. 387-406.

Ng i hả biệ : TS NGUYỄN QU C THÀNH

http://canhbaotruotlo.vn/lienhe.html


TỐI ƯU HÓA H MÓNG BÈ CỌC

CỦA CỐNG KÊNH THỦY LỢI

LÊ BÁ VINH

ĐOÀN TẦN DUY*

N UYỄN NHỰT NHỨT

Optimization of rafts- piles foundations of irrigation canals.

Abstract: Reinforced concrete sluices are used for tidal control and water

regulation in irrigation systems. With the structure of the culvert bottom

slab which is also the foundation on the reinforced concrete pile

foundation, the culvert foundation structure acts as the pile raft system.

The method of calculating pile foundation culverts with the concept of the

pile bearing the entire vertical weight of the project and evenly spreading

the piles on the sluice bottom slab is applied by many designers, making

the calculation and arrangement of piles simple. but will not reflect the

actual working model of the actual pile foundation system. The author has

applied PDR method (Poulous - Davis - Randolph) and Plaxis 3D

software to analyze pile foundation foundation and evaluate the

applicability of the two methods in each foundation design stage.

Proposing an effective pile arrangement under the culvert bottom slab to

optimize the placement of the piles under the raft to maximize the pile load

capacity and save 41% of the number of piles arranged under the culvert

bottom slab.

Keywords: Reinforced concrete sluices, numerical analysis, piled raft

foundation, PLAXIS 3D.


Hiện nay, đối với các công trình cống kênh

thủy lợi có nhiệm vụ chính là kiểm soát, điều

tiết ngu n nƣớc (mặn, lợ, ngọt), Hình 1 Bản

đáy cống kênh đặt tr c tiếp trên nền cọc bê tông

cốt thép và đất nền bên dƣới, do đó hệ kết cấu

móng của cống kênh làm việc nhƣ 1 hệ móng bè

cọc, Hình 2.

Thông thƣờng, ngƣời thiết kế sẽ tính toán kết

cấu móng với quan niệm là các cọc chịu toàn bộ

tải trọng đứng của công trình và bố trí rãi đều

* B ô ị cơ – Nề g Kh th y d g

T g i học Bách h - i học Q c gia Thành ph Hồ Chí Mi h.

Email:[email protected]

các cọc dƣới bản đáy Có thể thấy rằng, với

quan niệm tính toán nhanh và bố trí cọc đơn

giản sẽ không phản ánh đúng mô hình làm việc

của hệ móng ngoài th c tế, Hình 3 Hiện nay, đã

có các nghiên cứu và phƣơng pháp tính toán

móng bè cọc làm việc đ ng thời 1 , 2 , 3

Tác giả ứng dụng phƣơng pháp giải tích theo lý

thuyết của Poulous – Davis – Randolph (PDR)

để phân tích ứng xử phân chia tải của móng bè

cọc cống kênh và sử dụng phƣơng pháp số để mô

phỏng lại móng bè cọc cống kênh trên phần mềm

Plaxis 3D Kết quả phân tích giúp ta hiểu r s

làm việc th c tế của móng bè cọc và có phƣơng

án bố trí cọc làm việc tối ƣu và hiệu quả hơn về

kinh tế nhƣng v n đảm bảo công trình ổn định

mailto:[email protected]


Hình 1. C g ê h h y ợi

Hình 2. M g bè cọc c g ê h

T ơ g ác cọc- ấ ; T ơ g ác cọc-cọc;

T ơ g ác bè- ấ ; T ơ g ác bè-cọc;

H h 3. Hiệ ứ g ơ g ác giữ ấ v g

bè cọc c ze b ch e . 1998 d

Katzenbach et al. (2000)

2. PHÂN TÍCH ẾT CẤU MÓN CHO

CÔN TRÌNH CỤ THỂ

2.1. Mó è ọ ố ê

H h 4. M b g b í cọc d ới

c g ê h

Công trình cống kênh thủy lợi với kích thƣớc

móng bè cọc có chiều dài Lm = 39m và chiều

rộng Bm = 22m, chiều dày bản đáy dm = 1,0m,

chiều dày bản thành t = 1,0m, tổng tải tác dụng

lên bè bao g m công trình bên trên cống và

trọng lƣợng bản thân của cống là Q = 56007kN

Công trình sử dụng cọc bê tông cốt thép vuông

cạnh (0,35x0,35)m, chiều dài cọc Lc = 22m với

sức chịu tải của cọc theo thiết kế Ptk = 1600kN.

Số lƣợng cọc cần bố trí dƣới bè n = 77 cọc,

Hình 4.


2.2. P á P u us - Davis -

Ra d (PDR) và á ầ tử

ữu ạ ( ầ ề P axis 3D)

Tổng hợp từ nhiều nghiên cứu trên thế giới,

tác giả chia các phƣơng pháp phân tích móng bè

cọc thành các phƣơng pháp sau:

Phƣơng pháp tính toán đơn giản bao g m

các phƣơng pháp của Poulos và Davis (1980)

[4], Randolph (1983) [5], Poulos (2001) [6].

Các phƣơng pháp này đƣợc xây d ng d a trên

lý thuyết đàn h i tuyến tính

Phƣơng pháp phần tử hữu hạn là một trong

các phƣơng pháp mạnh nhất để phân tích móng

bè cọc Trong phƣơng pháp này, các kết cấu

g m bè cọc và nền đều đƣợc rời rạc hóa Khi đó

số lƣợng phƣơng trình cân bằng sẽ rất lớn, chỉ

có thể tính toán d a vào máy tính ở đây tác

giả sử dụng phần mềm Plaxis 3D

H h 5. Mô h h g bè cọc ê h ề

Plaxis 3D

Kết quả phân tích móng bè cọc cống

kênh theo phƣơng pháp PDR:

Với phƣơng pháp PDR, xác định khả năng

mang tải của nhóm cọc, khả năng mang tải của

bè và độ lún của móng bè cọc

Móng bè cọc thỏa các điều kiện về độ lún

của móng bè cọc cống kênh ở Bảng 1

B ng 1. B ng kiểm tr độ lún c m ng bè cọc

S ố t

(cm)

Stứ t ời

(cm)

S

(cm)

[S]

cho phép

(cm)

S ≤ [S]

cho phép

1,68 1,44 3,11 8 Thỏa

H h 6. Bi ồ q hệ ải ọ g v ú

g bè cọc í h he PDR.

ả 2. ả ia tải ủa ó è ọ

ố ê t t e PDR

Cọ

ịu

Qp

(kN)

Bè

ịu

Qr

(kN)

%

ọ

ịu

αp

%

Bè

ịu

αr

Tổ tải

Q

(kN)

50.500 5.507 90,2 9,8 56.007

Ta thấy trên Hình 6 khi độ lún của móng tăng

cao thì phần trăm phân chia tải lên bè tăng và

phân chia tải lên nhóm cọc giảm Theo Bảng 2

nhận xét thấy phần trăm phân chia tải lên bè

chiếm khoảng 9,8% và độ lún của móng bè

cống kênh khoảng 3,11cm là không lớn

Kết quả phân tích móng bè cọc cống kênh

theo phƣơng pháp phần tử hữu hạn (phần mềm

Plaxis 3D:


ả 3. T số địa ất á ớ đất tr

mô hình PLAXIS 3D

Đặc

trƣng Đơn vị

Lớp 1: Sét

hữu cơ,

xám xanh,

nâu đen

Lớp 2: Sét

xám nâu,

xanh vàng,

xám tro

Material

model Model

Hardening

soil

Hardening

soil

Drainage

type Type Undrained Undrained

hi m 17 12

γunsat kN/m3 15,6 19,1

γsat kN/m3 15,7 19,2

e0 - 1.951 0.852

kx m/day 8,424E-03 8,424E-03

ky m/day 3,370E-03 3,370E-03

Eref

50 kN/m2 6830 13198

Eref

odm kN/m2 6830 13198

Eref

ur kN/m2 20490 39594

m - 0,5 1

c' kN/m2 17,9 33

' 18,28 23,68

0,2 0,2

Để tƣơng đ ng với phƣơng pháp tính PDR

là bỏ qua độ cứng của bản thành cống kênh,

xem tổng tải tác dụng lên bè là tải phân bố đều

với giá trị q = Q (Bm.Lm) = 56007/(39x22) =

65,26 kN/m2.

L c dọc trong cọc Hình 8, tải tác dụng lên

cọc lớn nhất |N|max = 1508kN < Ptk = 1600 kN,

thỏa điều kiện tải trọng tác dụng lên cọc và thỏa

điều kiện độ lún của móng bè cọc cống kênh ở

Bảng 4.

H h 7. L ới h ử c ô h h g

h ề Plaxis 3D

H h 8. L c dọc c cọc g P xi 3D.

ả 4. ả iể tra độ ú ủa ó è

ọ , ỏ P axis 3D

S (cm) Scho phép (cm) S ≤ Scho phép

2,99 8 Thỏa

ả 5. ả ia tải ủa ó

è ọ ố ê t t e P axis 3D

Cọ

ịu

Qp

(kN)

Bè

ịu

Qr

(kN)

%

ọ

ịu

αp

%

Bè

ịu

αr

Tổ tải

Q

(kN)

50.928 5.079 91,0 9,0 56.007


Phần trăm chia tải lên bè thấp khoảng 9%

trong Bảng 5, do độ lún của bè không lớn chỉ

khoảng 2,99cm Bảng 4.

So sánh kết quả tính toán theo phƣơng

pháp PDR và Plaxis 3D.

H h 9. ú c g bè cọc c g ê h

tính theo PDR và h ề Plaxis 3D

H h 10. Ph ă chi ải c g bè cọc

c g ê h he PDR v h ề Plaxis 3D.

Độ lún của móng bè cọc cống kênh tính theo

PDR và phần mềm Plaxis 3D trên Hình 9 có s

tƣơng đ ng nhau, nhƣng xu hƣớng tính lún theo

phƣơng pháp PDR cho ra độ lún của móng bè

cọc lớn hơn độ lún của móng bè khi tính theo

phần mềm Plaxis 3D Điều đặt biệt ở đây là

phần trăm chia tải của móng bè cọc trên Hình

10, ta nhận thấy s phân chia tải lên bè là rất

nhỏ và khoảng dƣới 10% là do tải trọng của

công trình tác dụng theo phƣơng đứng không

quá lớn, độ lún của móng bè cọc không lớn

Nhƣ đã nói ở trên, khả năng tham gia gánh tải

công trình của bè có hiệu quả cao khi móng bè

cọc đạt một độ lún lớn

3. TỐI U HÓ Ố TRÍ CỌC CHO

MÓN È CỌC CỐN ÊNH

Trong phƣơng án móng bè cọc cho công

trình cống kênh, việc bố trí các cọc sao cho tối

ƣu và hiệu cần đƣợc quan tâm một cách nghiêm

túc hơn, chứ không phải lúc c ng bố trí cọc với

phƣơng án rãi đều các cọc dƣới bè Tác giả tiến

hành khảo sát tiếp tục mô hình móng bè cọc

cống kênh với phƣơng án 77 cọc nhƣ Hình 4,

Hình 11 và xem xét loại bỏ hoặc rút ngắn các

cọc chịu tải nhỏ, làm việc không hiệu quả

Hình 11. Mô hình c g bè cọc ê h

ề Plaxis 3D

H h 12. M g bè cọc c g ê h

TH1: L0 = L1 = L2 = L3 = L4 = L5 = 22m



TH2: L0 = L2 = L3 = L5 = 22m


TH3: L0 = L2 = L3 = L5 = 22m

Hình 15. M g bè cọc c g ê h

TH4: L0 = L3 = 22m.


TH5: L0 = L3 = 22m.


TH6: L0 = 22m.

Hình 18. L c dọc g cọc c TH1


Do đặc điểm phân bố l c của cống kênh tập

trung phân bổ nhiều ở vị trí thành cống và mép

biên của bè móng, vì thế mà tải trọng tác dụng

nhiều vào các cọc ở vị trí thành cống và ở biên,

còn các cọc ở giữa chịu tác dụng của tải trọng

nhỏ hơn nhƣ trên Hình 18 Từ hiệu quả làm việc

của các cọc giữa là không nhiều, nên tác giả

khảo sát các trƣờng hợp loại bỏ các cọc L1, L2,

L3, L4, L5 nhƣ trên Hình 13; Hình 14; Hình 15;

Hình 16; Hình 17.

H h 19. Giá ị ú c các g hợ

i bỏ cọc

Hình 20. Ph ă chi ải ê g bè cọc

c các g hợ i bỏ cọc.

Hình 21. L c dọc g cọc c TH6.

Độ lún của các trƣờng hợp loại bỏ cọc Hình

12, Hình 13, Hình 14, Hình 15, Hình 16, Hình

17 không thay đổi nhiều, khoảng 3,9cm Từ

các phƣơng án tối ƣu hóa bố trí cọc dƣới bè

cống kênh thì phƣơng án loại bỏ hết các cọc

làm việc không hiệu quả trong trƣờng hợp TH6

đem lại hiệu quả tiết kiệm nhất và giảm đƣợc

cọc bố trí dƣới bè, tiết kiệm đƣợc 41% số

lƣợng cọc nhƣng v n đảm bảo đƣợc khả năng

chịu tải của cọc |N|max =1568kN < Ptk =1600

kN và thỏa điều kiện độ lún của móng bè cọc

cống kênh S = 3,9cm < S = 8cm

4. ẾT LUẬN

Thông qua việc so sánh hai phƣơng pháp

tính PDR và phần mềm Plaxis 3D cho kết cấu

móng bè cọc cống kênh và các trƣờng hợp tối

ƣu hóa bố trí cọc dƣới bè đáy cống kênh, tác

giả rút ra đƣợc những kết luận nhƣ sau:

- Kết quả tính toán theo phƣơng pháp PDR

và phần mềm Plaxis 3D cho kết quả độ lún và

phân chia tải của móng bè cọc tƣơng đƣơng

nhau, nhƣng phƣơng pháp PDR không xem xét

đƣợc độ lún lệch trong móng, c ng nhƣ nội l c


trong bè và các cọc Do đó, phƣơng pháp PDR

chỉ nên đƣợc sử dụng trong tính toán thiết kế

sơ bộ móng bè cọc, để xem xét đầy đủ các yếu

tố về hình dạng kết cấu bản đáy, bản thành và

công trình phụ trợ bên trên cống cùng làm việc

đ ng thời với đất nền ta cần phải sử dụng

phƣơng pháp phần tử hữu hạn để mô phỏng và

phân tích đúng đắn hơn

- Tối ƣu hóa bố trí cọc dƣới bè giúp tận

dụng tối khả năng chịu tải của cọc và tiết kiệm

đƣợc 41% số lƣợng cọc bố trí dƣới bản đáy

cống kênh Việc bố trí cọc dƣới móng bè cọc

cống kênh cần đƣợc phân tích thật cẩn thận khi

tải trọng tác dụng lên bè tập trung cục bộ tại

các thành cống, do đó cần tập trung bố trí các

cọc dọc theo bên dƣới thành cống và dọc theo

mép biên của bè (b í cọc he ch vi c bả

áy c g ẽ giú ch c g ê h chị ợc ải

ọ g g g hơ hi g cử c g ch

dò g ớc).

Lời ả

Chúng tôi xin cảm ơn Trƣờng Đại học Bách

Khoa, ĐHQG-HCM đã hỗ trợ thời gian, phƣơng

tiện và cơ sở vật chất cho nghiên cứu này


[1] Katzenbach R, Arslan U, Moormann C.

(2000) Piled raft foundation projects in

Germany Design pplications of Raft

Foundations, Hemsley. Thomas Telford,

London; pp. 323–91.

[2] Badelow, F., Kim, S., Poulos, H.G. and

bdelrazaq, (2009) Foundation design for a

tall tower in a reclamation area Proc 7th Int

Conf. Tall Buildings, Hong Kong, Ed. F.T.K.

Au, Research Publishing, pp.815-823.

[3] Yamashita K, Hamada J, Soga Y. (2010)

Settlement and load sharing of piled raft of a

162m high residential tower In: Proc

international conference on deep foundations

and geotechnical in situ testing, Shanghai,

China; pp. 26–33.

[4] H. G. Poulos and E. H. Davis, Pile

Foundation Analysis and Design. New York:

Wiley, 1980.

[5] M. F. Randolph, Design of pile raft

foundations: Cambridge University Engineering

Department, 1983.

6 H Poulos, Pile raft foundations: design

and applications, Geotechnique, vol 51, pp

95-113, 2001.

[7] PLAXIS 3D Manual 2018.

Ng i hả biệ : GS, TS NGUYỄN VĂN THƠ


NGHIÊN CỨU NGUYÊN NHÂN S CỐ SỤT LÚN MẶT ĐÊ TỪ KM25+600 ĐẾN K25+750 ĐÊ HỮU C U,

BẮC PHÚ, SÓC SƠN, HÀ NỘI

TRẦN THẾ VIỆT*, HOÀNG VIỆT HÙN

**

BÙI VĂN TR ỜN ***

, ĐỖ CHÍNH PH ƠN ****

Study on critical subsidence incident of Huu Cau dike in Soc Son

district, Ha Noi

Abstract: In early September 2018, a critical subsidence incident

happened to the HuuCau dike surface in the area of Bac Phu commune,

Soc Son district, Ha Noi. From the top, cracks separated the dike body into

two parts along its length, the settlements of the part from the center to the

field site were between 0,2 to 1,0 m. The concrete structure on the top of

the dike was destroyed and broken along the longitudinal dimension,

cracks induced were wide and deep. They were observed to be presented

in the elevation from +5.0m to +9.0m. This study applies Geostudio v2019

and Plaxis combining some key dike conditions including the geology,

hydrology, soils parameters obtained from laboratory and loads induced

by transportation verhiclesto initially analyze and determine the causes of

dike failure. The result would thereby help managers to find out

appropriate solutions to ensure safety life, property, and stability for

people living near by the area.


Lịch sử phát triển của miền bắc nƣớc ta gắn

liền với s hình thành và phát triển của các hệ

thống đê [1]. Các s cố gây sạt trƣợt, hƣ hỏng

đê liên quan đến nền đê mới chỉ đƣợc phát hiện

và đi sâu nghiên cứu vào những năm 90 của thế

kỷ XX 2 Khu v c nghiên cứu là vùng bãi ven

sông, thuộc lƣu v c Sông Cầu, đoạn xã Bắc

Phú huyện Sóc Sơn đoạn từ K25+500 đến

K25+750 (Hình 1). Khu v c này có địa hình khá

bằng ph ng, có xu thế thấp dần từ Tây sang

Đông Xen l n các gò bãi là ruộng lúa và ao h

* B môn ị k th h Cô g t h i học

Th y lợi

D : 0986492582 **,*** B môn ị k th h Cô g t h i học

Th y lợi **** h Cô g h i học Th y ợi

Tuyến đê Hữu Cầu chạy dọc theo song Cầu, ở

khu v c gặp s cố, chân đê cách mép song từ

20m đến 100m tùy từng vị trí, ngoài đê là các

bãi xen l n ao h , thùng đấu

Hình 1. Vị trí khu v c ê bị c


Đầu tháng 9/2018, thân đê đoạn từ K25+500

đến K25+750 dài 250m, nằm phía bờ Hữu song

Cầu thuộc xã Bắc Phú, huyện Sóc Sơn diễn ra

sụt lún rất nghiêm trọng Đỉnh đê bị sụt lún tách

làm 2 phần theo chiều dọc đê (Hình 2a), một

phần từ tim đê về phía song cao trình đỉnh đê

v n giữ nguyên 10 45m; phần từ tim đê về phía

đ ng bị sụt lún từ 0,2 đến 1,0m Mặt đê bê tong

bị lún sụt từ 10 đến 20cm, tạo thành vết nứt dọc

đê rộng 3-5cm với chiều dài khoảng 50m. Kết

cấu bê tong đỉnh đê bị phá hủy gãy theo chiều

dọc đê, các khe nứt dọc đê phát triển rất rộng và

sâu, theo quan sát chƣa đánh giá hết đƣợc chiều

sâu khe nứt (Hình2b)

Hình 2. Vế ợ ê ỉ h ê

H h 3. Vế ứ trên mái ê phía ồ g

Mái đê phía đ ng xuất hiện các vết nứt cắt

chạy dọc theo thân đê, phạm vi các vết nứt rộng

và không liên tục, dao động từ cao trình +5,0m

đến cao trình +9,0m (Hình 3)

Theo đánh giá, quá trình sụt lún liên tục mở

rộng về quy mô, phát triển theo chiều dài và

chiều sâu Ban đầu phát hiện là ngày 1/9/2018

đỉnh đê bị lún 0,2m, phạm vi khoảng 50m, đến

ngày 3 10 2018 phạm vi đến 150m, chiều sâu

lún đến 1,0m Hiện tại,theo quan sát phạm vi

dọc theo chiều dài đê, lún thân đê tiếp tục phát

triển, tính đến ngày 5 10 2018 phạm vi lún

150m từ K25+600 đến K25+750, sang ngày

7 10 2018 phạm vi lún đã thành 250m, diễn tiến

từ K25+500 đến K25+750m Điều cần lƣu ý là

c ng tại vị trí này (đoạn k25+750), năm 2016

c ng đã xuất hiện cung sạt phía sông dài khoảng

50 m với đỉnh cung trƣợt ở cao trình + 9,5 m

S cố sạt trƣợt này đã đƣợc Chi cục đê điều

phòng chống lụt bão Hà Nội xử lý cấp bách vào

tháng 3/2017.

Nói chung, s hình thành các vết nứt dọc

theo thân đê có thể do nhiều nguyên nhân cơ

học (do s lún không đều trong thân đê, do trƣợt

và lún từ biến, do động đất v v ) c ng nhƣ các

quá trình vật lý bên trong thân đê (nƣớc bốc hơi

làm khô đất, tính trƣơng nở của đất), hoặc do s

kết hợp của một số các tác nhân trên Vào mùa

mƣa bão, m c nƣớc sông Cầu lên xuống thất

thƣờng Khi xảy ra mƣa lớn, ở thƣợng ngu n

các thủy điện xả l , m c nƣớc sông Cầu lên cao,

nguy cơ vỡ đê rất có thể xảy ra Ngoài ra, đê

Hữu Cầu ngoài nhiệm vụ ngăn l , bảo vệ dân cƣ

còn là tuyến đƣờng giao thông liên xã, phục vụ

nhu cầu đi lại và phát triển kinh tế cho thị trấn

Sóc Sơn và các vùng lân cận Hiện tƣợng sạt

trƣợt đã từng xảy ra và nay lại bị lại, do đó,để

đảm bảo an toàn cho đê, đảm bảo giao thông đi

lại của ngƣời dân, việc khảo sát tìm hiểu nguyên

nhân, và đầu tƣ xử lý s cố đoạn đê K25+500

đến K25+750 nằm phía bờ Hữu sông Cầu thuộc

xã Việt Long, huyện Sóc Sơn là hết sức cần

thiết và cấp bách


2. ĐẶC TÍNH KỸ THUẬT CỦA

CÔNG TRÌNH

2.1. Cá t số t i t

Căn cứ tiêu chuẩn Việt Nam TCVN

9902:2016 [3] Công trình thuỷ lợi – yêu cầu

thiết kế đê sông thì cấp công trình và các chỉ

tiêu thiết kế của đê nhƣ sau:

+ Công trình cấp III;

+ Tần suất m c nƣớc l thiết kế: P = 1,0%

+ Tần suất m c nƣớc l kiểm tra: P = 0,6%

+ Hệ số ổn định chống trƣợt cho phép: tải

trọng cơ bản K =1,25; tải trọng đặc biệt

[K]=1,15.

+ Cao trình đỉnh đê thiết kế: +10,50m

+ Mặt cắt ngang thân đê và các lớp địa chất

đƣợc thể hiện trong Hình 4

H h 4. M c ị chấ tính toán c ê sau

khi bị

2.2. Điều iệ địa ất vùng dự án

Địa chất thân đê, nền đê từ trên xuống dƣới

(Hình 4) phân bố nhƣ sau:

- Lớp D: Đất đắp đê - Đất sét pha, sét nhẹ

màu nâu đỏ, l n ít sạn, có màu xám vàng, xám

ghi, trạng thái d o cứng - d o mềm

- Lớp 1a: Đất lấp - Sét nhẹ, màu xám ghi,

xám đen, d o mềm - d o chảy

- Lớp 1: Sét pha nhẹ, màu vàng xám, xám

xanh, xám nâu, d o mềm - d o cứng

- Lớp 2: Sét pha nặng, sét nhẹ, màu xám

đen, xám ghi, d o chảy - d o mềm, đôi chỗ

l n hữu cơ

- Lớp 3: Sét pha nặng, sét nhẹ màu xám

vàng, xám ghi, d o cứng - d o mềm

- Lớp 4: Sét pha, màu xám vàng, xám ghi,

d o mèm - d o chảy

- Lớp 4a: Sét nhẹ, màu xám vàng, xám ghi,

d o cứng

- Lớp 4b: Sét nhẹ, sét pha, nâu vàng, màu

xám vàng, d o cứng - nửa cứng

- Lớp 5a: Cát mịn, đôi chỗ l n cát pha, màu

xám vàng, xám nâu, xám ghi, chặt vừa

- Lớp 5b: Cát hạt trung, màu xám xanh, xám

ghi, chặt vừa

- Lớp 5c: Cát hạt thô, l n sỏi, sạn, màu xám

vàng, xám ghi, chặt vừa - chặt

- Lớp 6a: Sét pha nặng, sét nhẹ, màu xám

đen, xám xanh, d o chảy - d o mềm

- Lớp 6b: Sét pha nặng, màu xám ghi, xám

xanh, d o mềm - d o cứng

- Lớp 7a: Cát hạt nhỏ, đôi chỗ l n hạt trung,

màu xám vàng, xám ghi, chặt vừa

- Lớp 7b: Cát hạt thô, l n sỏi, cuội, màu xám

vàng, xám ghi, chặt - rất chặt

Các chỉ tiêu cơ lý của đất dung trong tính

toán đƣợc liệt kê trong Bảng 1

ả 1. C ỉ tiêu lý tính toán ủa các ớ đất

Lớp đất Hệ số thấm

(cm/s)

Trọng lƣợng

riêng bão hòa

(kN/m3)

L c

dính C

(kN/m2)

Góc

ma sát

trong

Hệ số nén

(cm2/kG)

Giới

hạn

chảy

Giới

hạn

d o

SPT

Đất đắp 18,4 19,84 0,037 42 25 9

1a 18,5 19,17 0,038 42 25 8

1 18,3 21,1 0,038 44 26 8


Lớp đất Hệ số thấm

(cm/s)

Trọng lƣợng

riêng bão hòa

(kN/m3)

L c

dính C

(kN/m2)

Góc

ma sát

trong

Hệ số nén

(cm2/kG)

Giới

hạn

chảy

Giới

hạn

d o

SPT

2 17,1 9,74 0,117 52 32 5

3 18,4 21,11 0,038 43 26 10

4 18,64 14,6 0,03 33 21 6

4a 18,64 22,0 0,03 42 25 14

4b 18,6 17,04 0,027 39 23 18

5a 18,7 8,60 … … … 29

5b 18,3 23,0 ' … … … 14

5c 18,3 29,0 … … … 21

6a 18,0 16,7 ' 0,044 45 27 5

6b 18,0 18,8 ' 0,043 41 25 10

7a 18,0 21,42 ' … … … 27

2.3. Điều iệ địa ất t ủ vă

Căn cứ vào m c nƣớc lớn nhất th c đo trạm

Chã từ năm 1977 đến 2017, xây d ng đƣờng tần

suất thiết kế Trên cơ sở đó truyền độ dốc m c

nƣớc về vị trí tuyến công trình Kết quả tính

toán đƣợc thể hiện trong Bảng 2

Bảng 2. Mực ớc lớn nhất tại tuy n công

trình ứng với các tần suất thi t k (cm)

Vị trí H1,0% H2,0% H5% H10%

Trạm Chã 1133 1110 1070 1031

Tuyến công

trình 986 962 922 883

2.4 H ạt tải tính toán

Hoạt tải tiêu chuẩn 22 TCN 262-2000 4 , hoạt

tải tính toán đƣợc tính theo sơ đ nhƣ Hình (5)

l

e /2 bb d e /2

B

H h 5. Mi h họ ơ ồ tính toán ải ọ g xe

ednbnB

lB

Gnq

)1(.

.

.

n: Số xe tối đa có thể xếp đƣợc trên phạm vi

bề rộng nền đƣờng

G: Trọng lƣợng một xe (T)

B: Bề rộng phân bố ngang của các xe (m)

l: Phạm vi phân bố tải trọng xe theo hƣớng

dọc (m)

Đọan nền đƣờng có bề rộng nền đƣờng Bđê

=7m Tải trọng tối đa của xe G = 24 tấn, b = 1,8

m, l=6,6m.

Trong khi mô phỏng mô hình, tính toán cho

trƣờng hợp bất lợi, xe chỉ chạy một làn bên đê,

do đó chọn d=1,3m, e=0,5m và n=1.

Hệ số vƣợt tải tham khảo mục 3 2 2 của

22TCN 211-06 đƣợc l a chọn làn là 1,2.

Khi đó, bề rộng tính toán hoạt tải

là: 1.1,8 (1 1).1,3 0,5 2,3B m

Hoạt tải tính toán là:

1.241,58

2,3.6,6q (T/m²)

3. MÔ HÌNH TÍNH VÀ CÁC PHÂN

TÍCH LỰ CHỌN

Sử dụng phần mềm Plaxis và Geostudio để

phân tích nguyên nhân s cố đê Trong đó,

phần mềm Plaxis đƣợc dung để phân tích biến


dạng của đê và xác định vùng phá hoại trong

nền do tác dụng của hoạt tải giao thông Với

phần mềm Geostudio, modul SEEP/W [5]

đƣợc dung để phân tích thấm và module

SLOPE/W [6] đƣợc dung để phân tích ổn định

mái dốc

Hệ số an toàn ổn định đƣợc xác định theo

phƣơng pháp Bishop đơn giản trong module

SLOPE W Đây là một trong những phƣơng

pháp tính ổn định mái dốc đƣợc sử dụng phổ

biến nhất trên thế giới Phƣơng pháp này áp

dụng lý thuyết phân thỏi, sử dụng điều kiện

cân bằng mô men với trƣờng hợp mặt trƣợt

trụ tròn 7 Điểm mấu chốt của phƣơng pháp

này là bỏ qua tác dụng của l c tƣơng tác theo

phƣơng đứng (XL = XR = 0) (Hình 6) Hệ số

an toàn ổn định Fs đƣợc xác định theo điều

kiện cân bằng mô men quanh tâm O.

Hình 6. L c tác dụ g lên hỏi và giác c theo h ơ g há Bi h ơ giả

Trong nghiên cứu này, tính năng tối ƣu hóa

mặt trƣợt trong SLOPE/W c ng đƣợc áp dụng

Theo đó, sau khi xác định đƣợc mặt trƣợt theo

một trong các phƣơng pháp truyền thống,

SLOPE/W cho phép tối ƣu hóa mặt trƣợt vừa

xác định để chính xác hóa lời giải Bƣớc đầu

tiên trong quy trình tối ƣu hóa là chia mặt trƣợt

vừa tìm đƣợc ra thành các đoạn th ng Về cơ

bản mặt trƣợt sau khi đƣợc chia sẽ tƣơng t nhƣ

khi phân tích dung tính năng định trƣớc mặt

trƣợt Fully Specified Slip Surface (Hình7a)

Bƣớc tiếp theo, điểm kết thúc của các đoạn

th ng này sẽ đƣợc dịch chuyển để xác định khả

năng tìm đƣợc hệ số an toàn thấp hơn Quy trình

này bắt đầu với điểm giao của mặt trƣợt với mặt

đất Điểm này sẽ di chuyển lên và xuống một

cách ng u nhiên dọc theo mặt trƣợt (Hình7b)

cho tới khi tìm đƣợc hệ số an toàn nhỏ nhất

Quy trình này đƣợc áp dụng với tất cả các điểm

dọc theo mặt trƣợt

Hình7. . M ợ yề h g bê trái) và b. ợ i bê hải [5]


4. TR ỜN HỢP TÍNH TO N VÀ ẾT

QUẢ TÍNH TO N

Qua khảo sát hiện trƣờng, phân tích tài liệu

địa chất và các điều kiện làm việc th c tế của đê

có thể thấy những nguyên nhân chính gây mất

ổn định đê có thể do:

S hiện diện của lớp đất yếu với chiều dày

có s thay đổi lớn (lớp số 2) ngay dƣới nền đê

và các lớp đất yếu khác bên dƣới (Hình 4)

Do ảnh hƣởng từ các xe quá tải trọng cho

phép (biến cấm xe dƣới 12tấn tuy nhiên, căn cứ

vào th c tế sử dụng của tuyến đê, có rất nhiều

xe tải trọng lớn thƣờng xuyên hoạt động trên

tuyến đƣờng này Do đó kiến nghị l a chọn tải

trọng tối đa của xe G = 24 tấn)

Do đang trong mùa mƣa, m c nƣớc sông

dâng cao gây ra dòng thấm hình thành từ sông

sang đ ng. Dòng thấm nàygây ra l c thấm làm

tăng nguy cơ mất ổn định đê

Các nguyên nhân khác có thể là do trong

quá trình đào, cắt phục vụ sản xuất nông nghiệp.

Nhƣ đã đề cập, nghiên cứu này sẽ đánh giá

tất cả các nguyên nhân trên bằng phần mềm

Plaxis 2D và Geostudio 2019.

4.1. Điều iệ ứ suất – i dạ tr

t đê d tải trọ ia t

Để phân tích điều kiện ứng suất – biến dạng

trong thân đê, phần mềm Plaxis đƣợc dùng Xét

trƣờng hợp khi m c nƣớc phía sông dâng cao

đến cao trình + 9,86 m, Trên đỉnh đê có tải trọng

do xe H24 chạy phía đ ng Hình 8 thể hiện kết

quả phân tích biến dạng của thân và nền đê khi

chịu tải trọng giao thông

Hình 8. ế q ả tính biế d g thân và ề ê với ổ hợ ải ọ g nguy hi hấ .

Kết quả trên có thể thấy vùng trong lớp đất

yếu chịu s dịch chuyển lớn nhất (khoảng 0,25

m) Đây có thể là nguyên nhân gây ra sụt lún

mặt đê Kết quả phân tích vùng biến dạng d o

hình thành trong nền đê (Hình 9) c ng cho thấy

hầu nhƣ toàn bộ nền đất trong lớp 2 bị phá hoại

Hình 9. Vùng biế d g d sau gia ải


4.2 Phân tích ổ đị mái ạ u đê

Xét trƣờng hợp 1: M c nƣớc sông ở cao trình

+5,0m, trên đỉnh đê có xe tải H24 chạy lệch làn

phía đ ng Kết quả tính ổn định mái hạ lƣu

(Hình 10) cho hệ số an toàn ổn định FS = 1,259

> [FS] = 1.25. Chứng tỏ vào mùa khô, mái đê

phía hạ lƣu ổn định ngay cả khi có xe tải chạy

trên mặt đê

Hình 10. Hệ ổ ị h FS hi c ớc sông hấ

Xét trƣờng hợp 2, khi m c nƣớc sông dâng

cao đến cao trình + 9,86 m. Trên đỉnh đê có tải

trọng do xe H24 chạy lệch làn phía đ ng Kết

quả tính hệ số an toàn ổn định mái phía đ ng thể

hiện ở hình 11.

Hình 11. Hệ ổ ị h khi c ớc ô g c trình +9,86m

Từ hình11 có thể thấy, trong trƣờng hợp này,

hệ số an toànổn định mái hạ lƣu đê giảm xuông

rất thấp, nhỏ hơn giá trị giới hạn là [FS] = 1,15.

Kết hợp thêm với các yếu tố tác động gây trƣợt

nhƣ các hoạt động đào cắt của con ngƣời thì

diễn tiến trƣợt lở mà đã quan sát đƣợc ở hiện

trạng đê là phù hợp

5. ẾT LUẬN

Qua kết quả khảo sát th c địa và phân tích

trên theo mô hình số có thể kết luận nguyên

nhân s cố sụt trƣợt tuyến đê nhƣ sau:

Đoạn đê s cố nằm trên nền đất yếu có cấu

trúc địa chất rất phức tạp Thân đê đƣợc đắp trên

lớp đất yếu khá dày (lớp 2) là lớp đất sét pha,

trạng thái d o chảy đôi chỗ l n hữu cơ nhƣng

chƣa đƣợc xử lý Đất đắp đoạn đê này, đƣợc đào

ở hai bên chân đê thành các thùng ao khá sâu

Quá trình cố kết lớp đất yếu có chiều dày biến

đổi ở nền đê, làm gia tăng quá trình lún, lún

không đều và nứt mái đê, thân đê


Các phƣơng tiện giao thông lƣu thông trên đê

làm gia tăng tải trọng, tải trọng xung kích làm

các kẽ nứt ngày càng cắt sâu và làm chia cắt

thân đê thành khối Hoạt tải xe lớn làm cho hệ

thống kẽ nứt ngày càng mở rộng, cắt sâu và làm

chia cắt mặt đê thành những sống đất dọc theo

đê và dọc theo bề mặt kẽ nứt, áp l c hông khối

đất bị suy giảm, khối đất hoàn chỉnh ở thân đê

bị phá vỡ hình thành các khối độc lập tác động

tr c tiếp vào lớp đất yếu (lớp 2) ở nền đê, kết

hợp m c nƣớc phía sông dâng cao tạo thành

dòng thấm trong thân và nền đê Dòng thấm này

mở rộng vùng bão hòa trong thân và nền đê làm

mềm hóa đất và gây l c thấm tác động mái phía

đ ng gây mất ổn định, sụt lún đê nhƣ đã xảy ra

vừa qua


1 Phan Khánh, Từ Mạo, Nguyễn Gia

Quang (1995) Đê điều Việt Nam Nhà xuất bản

Nông nghiệp

2 Trần Văn Tƣ, Đào Minh Đức, Trần Linh

Lan. (2011) Đặc điểm địa chất công trình nền

đê song H ng khu v c Hà Nội và các tai biến

địa chất liên quan Tạp chí các khoa học về trái

đất 33 (480 – 492).

[3] TCVN 9902: 2016 - Công trình thủy lợi -

Yêu cầu thiết kế đê sông.

[4] 22 TCN 262-2000: Quy trình khảo sát

thiết kế nền đƣờng ô tô đắp trên đất yếu

[5] Geoslope International Ltd. (2019).

Seep/W user's guide for finite element analyses.

Calgary, Alberta, Canada.

[6] Geoslope International Ltd. (2019).

Slope/W user's guide for finite element

analyses. Calgary, Alberta, Canada.

[7] Tran The Viet, Trinh Minh Thu, Giha

Lee, Sewook Oh, Nguyen Thi Hai Van. (2015).

Effect of extreme rainfall on cut slope stability:

case study in Yen Bai City, Vietnam. Journal

of the Korean Geo-Environmental Society. Vol

16 (4). Pp. 23 - 32.

Ng i hả biệ : PGS, TS PHÙNG VĨNH N

Documents

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. Đ2À1 7HẾ …