Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT - vgi-vn.vn

ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 4 - 2020 1

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT

ISSN - 0868 - 279X

NĂM THỨ 24

SỐ 4 NĂM 2020

MỤC LỤC

NGUYỄN CÔNG MẪN, NGUYỄN CÔNG

THẮNG: Phát triển lý thuyết áp lực đất

C.A Coulomb cho đất dính. Bảng tra sẵn các

hệ số không thứ nguyên 3

PHẠM HUY DŨNG, HOÀNG VIỆT HÙNG,

NGUYỄN CÔNG MẪN: Nghiên cứu ảnh

hưởng của mưa đến ổn định của đập đất trên cơ sở khoa học đất không bão hòa 12

TRẦN THƢƠNG BÌNH: Về tính toán dự báo

sức chịu tải của cọc 20

NGUYỄN HỒNG DƢƠNG: Một số kết quả

nghiên cứu mối quan hệ giữa độ ẩm và các chỉ tiêu cơ lý của đất phong hóa 27

NGUYỄN HOÀI NAM: Một số kết quả nghiên cứu chấn động bề mặt bằng VM 1220E để

đánh giá hư hại của các công trình 34

ĐẶNG HÔNG LAM, PHÍ HỒNG THỊNH:

Nguyên cứu đặc trưng biến dạng bất đẳng

hướng của khối đá nứt nẻ tại Km119+000

quốc lộ 3B, tỉnh Bắc Kạn theo phương

pháp EFC 41

NGUYỄN NHỰT NHỨT, LÊ BÁ VINH, TÔ

LÊ HƢƠNG: Phân tích ảnh hưởng tương tác

của tường vây và nhóm cọc trong hệ móng bè cọc - tường vây 49

NGUYỄN CÔNG ĐỊNH: Nghiên cứu ảnh hưởng của hàm lượng xi măng trong phương

pháp cải tạo đất loess bằng phương pháp trộn

xi măng và đầm chặt ở Calarasi, Romania 59

CHU TUẤN VŨ: Về điêu kiện địa kỹ thuật công

trình cáp treo trên núi đá vôi ở Việt Nam 67

HOÀNG NGỌC TRIỀU, LÊ BÁ VINH:

Nghiên cứu khả năng ứng dụng phần mềm

Plaxis 3D trong phân tích tương tác kết cấu-móng-đất nền làm việc đồng thời 74

NGÔ DOÃN HÀO: Nghiên cứu, đề xuất hình dạng mắt cắt ngang, kết cấu chống phù hợp cho đường lò đào qua khu vực có điều kiện địa chất phức tạp, đất đá bở rời, mềm yếu 83

PHÓ TỔNG BIÊN TẬP PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG

HỘI ĐỒNG BIÊN TẬP

PGS.TS. PHÙNG MẠNH ĐẮC

PGS.TS. HOÀNG VIỆT HÙNG

PGS.TS. PHẠM QUANG HƢNG

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 PHƢƠNG

GS.TS. TRẦN THỊ THANH

PGS.TS. VƢƠNG VĂN THÀNH

TS. LÊ THIẾT TRUNG

GS.TS. ĐỖ NHƢ TRÁNG

PGS.TS. TRẦN THƢƠNG BÌNH

TS. NGUYỄN TRƢỜNG 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 Mười 2020 In tại Công ty TNHH in và Thương mại Mê Linh

Giá: 20.000 đ


VIETNAM GEOTECHNIAL JOURNAL

ISSN - 0868 - 279X

VOLUME 24

NUMBER 4 - 2020

CONTENTS

NGUYEN CONG MAN, NGUYEN CONG

THANG: Coulomb's theory for cohesive soils.

Referenced tables for non-dimensional

coefficients 3

PHAM HUY DUNG, HOANG VIET HUNG,

NGUYEN CONG MAN: Study the effect of rainfall on stability of earth dams on the basis

of unsaturated soil mechanics 12

TRAN THUONG BINH: On the prediction of pile bearing capacity 20

NGUYEN HONG DUONG: Some research

results on the relationship between moisture and physical and mechanical properties of

weathered soils 27

NGUYEN HOAI NAM: Some results of research

on surface vibration caused by means of traffic 34

DANG HONG LAM, PHI HONG THINH:

A study of anisotropic mechanical properties of fractured rock mass at Km119+000 in 3B

highway, Backan province by EFC method 41

NGUYEN NHUT NHUT, LE BA VINH, TO LE

HUONG: Analysis of interaction effects of the

diaphragm wall and the pile group in Piled raft

foundations - Diaphragm wall 49

NGUYEN CONG DINH: Study effect of cement

content in cement treatment to improve the

loess soil from Calarasi county, Romania 59

CHU TUAN VU: About geotechnical conditions

of the cable cars works built on the Karst

mountains in Vietnam 67

HOANG NGOC TRIEU, LE BA VINH: Research

on the possibility of Plaxis 3D for analysing

interaction of the superstructure-foundation-soil system working together 74

NGO DOAN HAO: Research and

recommendation of suitable shapes and supports of roadways excavated in the complex geological

conditions, in the loose and weak rocks 83

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: October 2020



PHÁT TRIỂN LÝ THUYẾT ÁP LỰC ĐẤT C.A COULOMB CHO ĐẤT DÍNH. BẢNG TRA SẴN CÁC HỆ SỐ

KHÔNG THỨ NGUYÊN

NGUYỄN CÔNG MẪN*

NGUYỄN CÔNG THẮNG

Coulomb's theory for cohesive soils. Referenced tables for non-

dimensional coefficients

Abstract: C.A Coulomb (1773) made the following assumptions in the development of his theory: - When the soil is in critical equilibrium state (active or passive), the

failure wedge is a rigid body consisting of failure surface generated in the soil mass and the second failure surface is the contiguous surface between the soil and the retaining wall. - The active pressure of the soil is equal to the maximum of the thrust values

(Ed) of the soil on the wall and the passive pressure due to the soil compression is equal to the smallest of the anti-force values (Ech) of soil onto the wall. The author calls these propositions the rule of Maximum and Minimum. - To solve the problem, using theoretical mechanical tools, but with the

cohesive backfill, this method still faces many difficulties and often has to be solved mainly by polygon of forces. Based on the two basic assumptions mentioned above of Coulomb's theory, this paper introduces two established trigonometric quadratic equations for the relation Ecđ = f (1) and Ebđ = g (2))

where Ecđ and Ebđ are active forces and passive forces on walls, respectively, 1 / 2 are the corresponding sliding / rising angles to facilitate the calculation of necessary parameters when calculating soil pressure on retaining walls. (H. 3). The results of this study have been made available as a spreadsheet for

parameters corresponding to cases that may be common in the design of retaining walls. The TCVN 9152: 2012 (Hydraulic structures - Designing Process for Retaining Walls) has been structured according to the standards of designing retaining walls of hydraulic works - TCXD 57-73

with HDTL-C-4-76 updated in 2003, which stated The author's new research results are in section B1.2 of the Appendix. Although there are some examples in this standard that apply new research results, they are only calculated by hand, so NC Man and NC

Thang have prepared tables for the critical shear angle and corresponding coefficients in the formulas for calculating active and passive earth pressure for convenient use.

Phát triển lý thuyết áp lực đất C.A

Coulomb cho đất dính *

Từ kết quả thí nghiệm mô hình vật lý rút gọn

(H 1), CA Coulomb (1773) đã nêu cách xác

định áp lực đất chủ động (cd) và bị động (bd)

* Viện Địa kỹ thuật Việt Nam,

Email: [email protected]

của đất cát tác động lên mặt lưng tường chắn và

các lực tác động lên lăng thể trượt xem như cố

thể và đa giác các lực đó khép kín biểu thị sự

cân bằng của các lực đặt lên khối đất trượt và

tường. Lý thuyết này dùng cho bài toán phẳng

nên các sơ đồ tính toán là mặt cắt của 1 đơn vị

chiều dài.


Hình 1: Sơ đồ mô hình thí nghiệm

của CA Coulomb

Theo cơ học lý thuyết, ở trạng thái cân bằng

tĩnh đa giác các lực tác động lên lăng thể trượt

(hay trồi) là khép kín tương đương với điều

kiện X = O và Z = O.

Để xác định cực trị cho áp lực chủ động và bị

động, lý thuyết này dùng “quy tắc Cực đại và cực

tiểu”tương ứng với áp lực chủ động và bị động.

Do vậy khi đất đắp sau tường chắn là đất dính

thì lý thuyết này rất bị hạn chế do phải dùng chủ

yếu là đồ giải.

1. ĐIỀU KIỆN SẢN SINH CÁC LOẠI ÁP

LỰC ĐẤT

Có nhiều nguyên nhân gây ra chuyển vị hay

quay quanh gót của tường và đất đắp sau tường,

bài báo chỉ nêu tương tác đất - tường trong quá

trình hình thành áp lực chủ động và bị động.

Kế thừa kết quả thí nghiệm mô hình tường

chắn cỡ lớn với cát khô của Terzaghi thực hiện

từ đầu thế kỷ trước, và theo các kết quả nghiên

cứu thực nghiệm đã được kiểm chứng về độ lớn

của các chuyển động của tường cần có để đạt

các điều kiện tới hạn cho áp lực chủ động và bị

động (1934 ÷1990)kết hợp với phương pháp

phần tử hữu hạn, G.W Clough và J.M Duncan

[5] đã cho giá trị tỷ số Δ/H đối với một số loại

đất khác nhau (Bảng 1).

Hình 2: Chuyển vị cần của tường để đạt trạng

thái chủ động và bị động

Hình 2 cũng nêu một ví dụ về biểu đồ quan

hệ giữa chuyển vị cần của tường để đạt trạng

thái chủ động và bị động theo tỷ số Δ/H của một

loại cát trạng thái chặt. Theo các tác giả trên

chuyển động cần để đạt tới các áp lực bị

động/chủ động tỷ lệ với chiều cao tường (Δ/H)

và sấp xỉ bằng khoảng 10 lần.

Đã có nhiều tác giả [6] [7] [8] …bàn về vấn

đề này cũng thừa nhận dạng đường cong như

nêu trong hình 2 tùy theo loại-trạng thái của đất

và kiểu chuyển động của tường…

Bảng 1: Các giá trị xấp xỉ của chuyển động tƣờng cần đạt

cho áp lực đất cực tiểu - áp lực chủ động, và cực đại - áp lực bị động

Loại đất đắp sau tường Giá trị Δ/H

a

Áp lực chủ động Áp lực bị động

Đất cát chặt

Đất cát chặt vừa

Đất cát xốp

Đất sét pha (sét bụi) chặt

0,001

0,002

0,004

0,002

0,01

0,02

0,04

0,02


Loại đất đắp sau tường Giá trị Δ/H

a

Áp lực chủ động Áp lực bị động

Đất sét gầy (không dẻo) chặt

Đất sét béo (dẻo) chặt

0,01b

0,01b

0,05b

0,05b

Ghi chú: Δa - chuyển động đỉnh tường cần để đạt áp lực cực tiểu-chủ động-hay áp lực cực đại-bị

động- do lật nghiêng hay chuyển dịch hông (ngang); H- chiều cao tường; b

Trong những điều kiện sấp xỉ đạt áp lực cực tiểu-chủ động hay áp lực cực đại-bị động những

đất dính liên tục trượt bò (creep). Những chuyển động đã nêu để đạt áp lực chủ động và bị độngchỉ

trong giây lát. Với thời gian những chuyển động sẽ tiếp tục nhưng các giá trị áp lực nêu trên vẫn

không thay đổi (H.3).

2. LẬP BIỂU THỨC GIẢI TÍCH CHO

ÁP LỰC CHỦ ĐỘNG VÀ BỊ ĐỘNG

2.1 Áp lực chủ động

Hình 2 cho sơ đồ tính toán và đa giác các lực

tác động lên lăng thể trượt

Hình 3: Sơ đồ tính toán và đa giác lực

Từ hình 3b có thể viết biểu thức của lực đẩy

Edd tác động lên tường:

E = Ew - (EC1 + Ec2 ) (1)

Trong đó

EW- lực đẩy của đất lên tường khi bỏ qua ảnh

hưởng của lực dính đơn vị C1, C2

EC1- lực chống trượt do tác động của lực dính

đơn vị tại mặt BC;

EC2 - lực chống trượt do lực dính tại mặt AB.

Các biểu thức của EW, EC!, EC2 được xác

định theo hệ thức lượng trong các tam giác lực

tương ứng abh, ghi và eik, lần lượt như sau:

(2)

C1 (3)

(4)

Trong đó:

(5)


N1 (6)

N2 (7)

Với 1= + φ +

2 = + φ

Từ các biểu thức (1) đến (7) để tìm được

giá trị góc trượt tới hạn th≈c tương ứng với

áp lực chủ động lên tường chắn với các thông

số đã cho của mặt cắt tường và dạng - tính

chất của khối đất trượt nêu trên hình 3a, N.C

Mẫn đã lập được biểu thức giải tích cho

trường hợp này. Đó là một phương trình đại

số bậc hai dạng lượng giác mà ẩn số là c

theo công thức sau:

(8)

Vậy Ec là một phương trình đại số bậc hai có ẩn số là - góc trượt (hình 3a) hay Ec= f(). Để tìm

Ecmax cần cho điều kiện: được biểu thức cho góc trượttới hạn sau:

(9)

Lấy dấu trừ trước căn thức vì ở đây là trạng thái chủ động theo lý thuyết Coulomb (Hình 3).

Trong biểu thức (9):

Pc = cos sin cos( + ) – sinφ cos ( - ) cos( + φ + ); (10)

Qc = cos( - ) cos( +2φ+ ) – cos( + ) cos ( + ); (11)

Rc = cosφsin( + φ + ) cos( - ) - sin cos cos (+ ); (12)

Sc = 4 cos cosφ sin( + + φ + ); (13)

Tc = 2cos cosφ cos( + + φ + ); (14)

;

cos

sincoscos2 2

cU

(15)

(16)

(17)

c (không thứ nguyên, để tiện lập bảng) (18)

Thay c từ biểu thức (9) vào các biểu thức từ 1 đến 7 tìm đượclực đẩy lớn nhất

(19)

Trong đó:

(20)

(21)

Chú ý

1.Trường hợp bỏ qua ảnh hưởng của lực dính bám đơn vị tác dụng tại lưng tường (C2 = 0)

(9‟)


2.Trường hợp đất rời (C1 = C2 = 0)

tg (9‟‟)

Các biểu thức tính toán - biểu đồ phân bố áp lực dất chủ động của đất rời và đất dính

Đất rời

Hình 4: Biểu đồ phân bố áp lựcđất lên tường chắn

2.2. Áp lựcbị động

H×nh 4 biÓu thÞ s¬ ®å tÝnh to¸n vµ ®a gi¸c

c¸c lùc t¸c dông lªn l¨ng thÓ trît trồi (khèi

®Êt) ABC. V× l¨ng thÓ trît c©n b»ng tÜnh nªn

®a gi¸c c¸c lùc t¸c dông lªn nã khÐp kÝn.

Từ hình 4b có thể lập biểu thức giải tích dạng

lượng giác của lực chống Eb của đất tác động

lên tườngnhư sau.

Hình 5: Sơ đồ tính toán và đa giác lực

Các biểu thức của EWb, Eb1, Eb2 được xác

định theo hệ thức lượng trong các tam giác lực

tương ứng abc, cde và eih, lần lượt như sau:

Eb = Ebw (Eb1 + Eb2 ) (26)


Trong đó

Ebw-giá trị lực chống của khối đất lên mặt

lưng tường khi bỏ qua ảnh hưởng của lực dính

đơn vị C1 và C2;

Eb1, Eb2 lực chống của đất tăng do lực dính

đơn vị tác dụng lên mặt trượt BC và lưng tường.

Các biểu thức của Ebw, Eb1và Eb2 lần lượt

được lập từ hệ thức lượng trong các tam giác

abc, cde và eih (Hình 4b)

(27)

; (28)

(29)

Trong đó:

; (30)

; (31)

; (32)

trong đó 3 = - φ - và 4 = - φ

Từ các biểu thức (26) đến (32), tìm giá trị

góc trồi tới hạn th= b tương ứng với áp lực bị

động lên tường chắn với các thông số đã cho

của mặt cắt tường và dạng - tính chất của khối

đất trồi nêu trên hình 4b, N.C Mẫn đã lập được

biểu thức giải tích cho trường hợp này. Đó là

một phương trình đại số bậc hai dạng lượng giác

mà ẩn số là btính theo theo biểu thức sau:

(33)

Eb là một phương trình đại số bậc hai có ẩn số là - góc trượt (hình 4a) hay Eb= f(). Để tìm

Ebmincần cho điều kiện: được biểu thức cho góc trượt tới hạn sau:

(34)

Trong biểu thức (34)

Pb = cos. sin. cos - ) + sinφ. cos ( - ).cos( - φ- ); (35)

Qb = cos( - ). cos(- 2φ -) – cos( + ).cos ( - ); (36)

Rb = cosφ.sin( - φ - ).cos( - ) - sin cos.cos (- ); (37)

Sb = 4 cos.cosφ.sin( + - φ - ); (38)

Tb = 2cos.cosφ.cos( + -φ - ); (39)

Ub, Vb Wbvẫn tính theo các biểu thức (15) (16) (17)

Lấy dấu cộng trước căn thức vì ở đây là trạng thái bị động theo lý thuyết áp lực đât Coulomb

(Hình 4).

Thay b từ biểu thức (34) vào các biểu thức từ (26) đến (32)tìm được lực chống nhỏ nhất

(43)

Trong đó:

(44)

(45)

Chú ý

1.Trường hợp bỏ qua ảnh hưởng của lực dính đơn vị tác dụng tại lưng tường (C2 = 0)

(34‟)


2.Trường hợpc1 = c2 = 0 biểu thức (34) trở lại biểu thức tính cho đất rời:

tg (34‟‟)

Các biểu thức tính toán vàbiểu đồ phân bố áp lực dất bị động của đất rời và đất dính.

3. LẬP BẢNG TÍNH CÁC HỆ SỐ ÁP

LỰC ĐẤT DÍNH

3.1. Phụ lục của Hƣớng dẫn thiết kế tƣờng

chắn công trình thủy lợi là các bảng tính sẵn

góc trƣợt tới hạn và các hệ số không thứ

nguyên cho áp lực chủ động và bị động tƣơng

ứng đƣợc thực hiện dùng máy tính

MINSK/32đặt tại Ủy ban Khoa học Nhà

nƣớc do cố giáo sƣ Nguyễn Nhƣ khuê giúp và

đã công bố

Sau này, năm 1979 bảng lại được nâng cấp

bổ sung xét cả ảnh hưởng của lực

dính bám (adhesive) tại lưng tường nhờ cố

Giảng viên chính BM Toán ĐHTL Nguyễn Đức

Hồ dùng IBM 360/50 ở miền Nam cho in được

thành bảng ngay. Tuy nhiên chất lượng in hai

bảng này không tốt nên không tiện công bố.

Hiện nay hai bảng này đã được lưu trữ tại Trung

tâm Di sản các nhà khoa học.

Cuối cùng, năm 2009 NC Mẫn và NC Thắng

đã nâng cấp lập được bảng dùng máy tính

bàn/sách tay cho kết quả đẹp và gọn hơn nhiều.

(xem Phụ lục).

3.2. Các hệ số nêu trong bảng tính

Góc trượt tới hạn cvà các hệ số Mc, Nc để

tính toán áp lực chủ động cũng như góc trượt tới

hạn bvà các hệ số Mb, Nb để tính toán áp lực bị

động được lập thành các bảng tra với các thông

số thường gặp trong tính toán, thiết kế trường

chắn đất.


Bảng 2: Góc trượt tới hạn cvà các hệ số Mc, Nc để tính toán áp lực chủ động ứng với =0.5, =15o

c Mc Nc c Mc Nc c Mc Nc c Mc Nc c Mc Nc

-30 52.9321 0.4562 3.3476 53.4549 0.4558 3.3354 54.1009 0.4548 3.3224 54.5673 0.4538 3.3143 54.9202 0.4529 3.3091

-20 47.9910 0.4970 2.6874 48.5862 0.4967 2.6770 49.3233 0.4959 2.6658 49.8567 0.4950 2.6589 50.2608 0.4942 2.6544

-10 43.0584 0.5392 2.2335 43.7366 0.5389 2.2240 44.5782 0.5381 2.2137 45.1883 0.5374 2.2074 45.6511 0.5366 2.2032

0 38.1372 0.5887 1.9099 38.9125 0.5884 1.9006 39.8763 0.5877 1.8906 40.5763 0.5869 1.8844 41.1077 0.5862 1.8803

10 33.2318 0.6515 1.6727 34.1237 0.6512 1.6631 35.2344 0.6504 1.6527 36.0423 0.6496 1.6462 36.6564 0.6489 1.6419

20 28.3491 0.7351 1.4951 29.3855 0.7348 1.4845 30.6789 0.7339 1.4730 31.6210 0.7330 1.4658 32.3378 0.7322 1.4610

30 23.5004 0.8514 1.3595 24.7240 0.8509 1.3469 26.2538 0.8499 1.3333 27.3700 0.8489 1.3248 28.2200 0.8479 1.3191

-30 54.5438 0.4913 3.5304 54.5575 0.4913 3.5304 54.5735 0.4913 3.5304 54.5846 0.4913 3.5304 54.5926 0.4913 3.5304

-20 50.2102 0.5348 2.8289 50.2259 0.5348 2.8289 50.2443 0.5348 2.8289 50.2570 0.5348 2.8288 50.2663 0.5348 2.8288

-10 45.9660 0.5803 2.3483 45.9838 0.5803 2.3483 46.0049 0.5803 2.3483 46.0195 0.5803 2.3483 46.0303 0.5803 2.3483

0 41.8397 0.6347 2.0071 41.8601 0.6347 2.0071 41.8842 0.6347 2.0071 41.9010 0.6347 2.0071 41.9134 0.6347 2.0070

10 37.8746 0.7050 1.7582 37.8979 0.7050 1.7581 37.9257 0.7050 1.7581 37.9450 0.7050 1.7581 37.9593 0.7050 1.7581

20 34.1371 0.8002 1.5727 34.1639 0.8002 1.5727 34.1961 0.8002 1.5727 34.2185 0.8002 1.5727 34.2352 0.8002 1.5727

30 30.7346 0.9353 1.4317 30.7658 0.9353 1.4317 30.8033 0.9353 1.4317 30.8297 0.9353 1.4317 30.8493 0.9353 1.4317

-30 57.2079 0.5483 3.9195 56.2656 0.5469 3.8765 55.2681 0.5443 3.8411 54.6390 0.5422 3.8238 54.2054 0.5405 3.8141

-20 53.7966 0.5939 3.1454 52.7155 0.5927 3.1088 51.5583 0.5905 3.0782 50.8219 0.5886 3.0631 50.3114 0.5872 3.0545

-10 50.5685 0.6431 2.6221 49.3363 0.6419 2.5887 48.0041 0.6399 2.5605 47.1494 0.6382 2.5463 46.5538 0.6368 2.5383

0 47.5801 0.7035 2.2583 46.1821 0.7024 2.2258 44.6555 0.7004 2.1981 43.6682 0.6987 2.1841 42.9765 0.6973 2.1760

10 44.9117 0.7835 2.0025 43.3304 0.7824 1.9690 41.5850 0.7803 1.9401 40.4462 0.7785 1.9253 39.6440 0.7770 1.9168

20 42.6789 0.8944 1.8253 40.8938 0.8932 1.7885 38.8992 0.8909 1.7563 37.5847 0.8888 1.7398 36.6526 0.8872 1.7302

30 41.0529 1.0552 1.7111 39.0422 1.0538 1.6678 36.7619 1.0510 1.6295 35.2402 1.0486 1.6096 34.1524 1.0466 1.5980

-30 63.8082 0.6971 5.9050 59.6016 0.6632 4.8154 56.4238 0.6341 4.3962 54.7654 0.6174 4.2587 53.7280 0.6064 4.1947

-20 62.4288 0.7427 4.9305 57.4918 0.7118 3.9367 53.6922 0.6851 3.5524 51.6866 0.6697 3.4257 50.4244 0.6595 3.3665

-10 61.3053 0.7965 4.3232 55.6512 0.7666 3.3636 51.2037 0.7408 2.9909 48.8252 0.7258 2.8677 47.3183 0.7158 2.8099

0 60.4916 0.8683 3.9763 54.1514 0.8378 2.9957 49.0312 0.8112 2.6136 46.2492 0.7959 2.4868 44.4721 0.7856 2.4272

10 60.0476 0.9691 3.8451 53.0819 0.9361 2.7824 47.2725 0.9072 2.3671 44.0525 0.8904 2.2289 41.9743 0.8792 2.1638

20 60.0375 1.1155 3.9346 52.5542 1.0773 2.7072 46.0607 1.0438 2.2259 42.3683 1.0243 2.0653 39.9525 1.0112 1.9895

30 60.5265 1.3366 4.3134 52.7049 1.2891 2.7875 45.5782 1.2474 2.1874 41.3883 1.2230 1.9865 38.5958 1.2066 1.8915

-30 54.4371 0.3949 2.8128 54.4441 0.3949 2.8128 54.4532 0.3949 2.8128 54.4600 0.3949 2.8128 54.4655 0.3949 2.8128

-20 50.1288 0.4410 2.3023 50.1367 0.4410 2.3023 50.1470 0.4410 2.3023 50.1548 0.4410 2.3023 50.1609 0.4410 2.3023

-10 45.9306 0.4885 1.9420 45.9396 0.4885 1.9420 45.9513 0.4885 1.9420 45.9602 0.4885 1.9420 45.9672 0.4885 1.9420

0 41.8779 0.5433 1.6786 41.8881 0.5433 1.6786 41.9015 0.5433 1.6786 41.9116 0.5433 1.6786 41.9196 0.5433 1.6786

10 38.0257 0.6114 1.4801 38.0375 0.6114 1.4801 38.0529 0.6114 1.4801 38.0645 0.6114 1.4801 38.0737 0.6114 1.4801

20 34.4624 0.7007 1.3257 34.4761 0.7007 1.3257 34.4940 0.7007 1.3257 34.5075 0.7007 1.3257 34.5182 0.7007 1.3257

30 31.3365 0.8238 1.1998 31.3527 0.8238 1.1998 31.3738 0.8238 1.1998 31.3898 0.8238 1.1998 31.4024 0.8238 1.1998

-30 56.0313 0.4293 3.0277 55.5443 0.4290 3.0174 54.9382 0.4282 3.0065 54.4976 0.4273 2.9997 54.1626 0.4265 2.9954

-20 52.3141 0.4794 2.4859 51.7624 0.4791 2.4768 51.0736 0.4784 2.4671 50.5713 0.4777 2.4612 50.1886 0.4770 2.4573

-10 48.7795 0.5319 2.1065 48.1550 0.5316 2.0979 47.3729 0.5309 2.0888 46.8010 0.5302 2.0832 46.3645 0.5295 2.0795

0 45.4833 0.5933 1.8334 44.7758 0.5930 1.8249 43.8870 0.5923 1.8157 43.2351 0.5916 1.8100 42.7364 0.5909 1.8063

10 42.5097 0.6710 1.6335 41.7060 0.6707 1.6244 40.6927 0.6699 1.6146 39.9469 0.6692 1.6086 39.3750 0.6685 1.6046

20 39.9871 0.7751 1.4862 39.0700 0.7747 1.4759 37.9085 0.7739 1.4647 37.0501 0.7730 1.4578 36.3899 0.7722 1.4532

30 38.1185 0.9220 1.3787 37.0656 0.9216 1.3661 35.7244 0.9206 1.3524 34.7278 0.9195 1.3438 33.9583 0.9185 1.3382

-30 58.6254 0.4862 3.4767 57.2313 0.4830 3.3825 55.6444 0.4770 3.2988 54.5747 0.4715 3.2548 53.8018 0.4670 3.2286

-20 55.7769 0.5409 2.8797 54.1985 0.5381 2.7966 52.3845 0.5327 2.7219 51.1523 0.5279 2.6823 50.2576 0.5237 2.6585

-10 53.1812 0.5994 2.4712 51.4056 0.5967 2.3930 49.3451 0.5916 2.3220 47.9347 0.5869 2.2840 46.9056 0.5830 2.2612

0 50.9092 0.6696 2.1905 48.9224 0.6669 2.1122 46.5930 0.6618 2.0405 44.9849 0.6570 2.0019 43.8051 0.6529 1.9786

10 49.0595 0.7607 2.0039 46.8481 0.7578 1.9205 44.2238 0.7523 1.8436 42.3941 0.7471 1.8019 41.0431 0.7427 1.7766

20 47.7696 0.8857 1.8956 45.3232 0.8825 1.8008 42.3771 0.8761 1.7126 40.2975 0.8702 1.6645 38.7497 0.8651 1.6353

30 47.2320 1.0672 1.8657 44.5505 1.0633 1.7495 41.2606 1.0554 1.6405 38.9006 1.0480 1.5807 37.1249 1.0417 1.5442

7.5 10

0 15

7.5 0

7.5 5

0 0

0 5

0 10

BẢNG TÍNH CHO ĐẤT DÍNH ( =0.5, =15)

c/h=0.01 c/h=0.025 c/h=0.05 c/h=0.075 c/h=0.1

Bảng 3: Góc trƣợt tới hạn bvà các hệ số Mb, Nb để tính toán áp lực chủ động ứng với =0.5, =15o

b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb

-30 67.672 2.922 7.978 67.882 2.923 7.966 68.145 2.924 7.952 68.338 2.925 7.944 68.485 2.926 7.938

-20 62.730 2.278 5.543 63.011 2.330 5.532 63.362 2.279 5.521 63.619 2.280 5.514 63.814 2.281 5.509

-10 57.797 1.912 4.134 58.159 2.026 4.124 58.611 1.913 4.114 58.939 1.914 4.108 59.189 1.915 4.103

0 52.875 1.698 3.250 53.332 1.862 3.240 53.900 1.700 3.230 54.312 1.700 3.224 54.626 1.701 3.220

10 47.969 1.583 2.662 48.538 1.788 2.652 49.245 1.584 2.642 49.758 1.584 2.636 50.147 1.585 2.631

20 43.085 1.540 2.255 43.794 1.783 2.245 44.671 1.542 2.233 45.306 1.542 2.227 45.787 1.543 2.222

30 38.234 1.566 1.966 39.122 1.847 1.954 40.218 1.567 1.941 41.008 1.568 1.933 41.606 1.569 1.928

-30 64.040 3.434 9.502 64.290 3.536 9.470 64.610 3.438 9.434 64.849 3.440 9.410 65.035 3.443 9.394

-20 58.668 2.605 6.446 59.023 2.875 6.418 59.476 2.608 6.387 59.815 2.610 6.367 60.078 2.613 6.353

-10 53.239 2.152 4.749 53.711 2.541 4.724 54.315 2.154 4.696 54.766 2.157 4.678 55.116 2.159 4.665

0 47.737 1.894 3.717 48.344 2.373 3.692 49.120 1.897 3.665 49.699 1.899 3.647 50.149 1.901 3.635

10 42.137 1.757 3.050 42.902 2.313 3.025 43.880 1.760 2.997 44.610 1.762 2.979 45.177 1.764 2.966

20 36.399 1.710 2.605 37.355 2.345 2.578 38.577 1.713 2.547 39.490 1.716 2.528 40.198 1.718 2.514

30 30.456 1.745 2.309 31.651 2.473 2.278 33.179 1.749 2.242 34.320 1.752 2.219 35.206 1.754 2.204

-30 61.002 4.072 11.534 61.197 4.637 11.491 61.445 4.076 11.440 61.629 4.078 11.406 61.771 4.081 11.382

-20 55.344 2.982 7.573 55.667 3.852 7.532 56.082 2.985 7.484 56.394 2.988 7.452 56.636 2.991 7.430

-10 49.579 2.413 5.486 50.041 3.467 5.447 50.637 2.417 5.402 51.088 2.420 5.372 51.440 2.423 5.351

0 43.684 2.099 4.260 44.301 3.289 4.222 45.100 2.103 4.178 45.705 2.106 4.148 46.179 2.110 4.127

10 37.619 1.935 3.493 38.413 3.256 3.453 39.444 1.939 3.407 40.226 1.943 3.377 40.841 1.946 3.356

20 31.320 1.878 3.000 32.321 3.352 2.956 33.626 1.883 2.906 34.619 1.887 2.873 35.400 1.891 2.850

30 24.682 1.919 2.692 25.936 3.595 2.641 27.574 1.925 2.583 28.823 1.930 2.544 29.809 1.934 2.517

-30 58.328 4.921 14.362 58.406 7.251 14.334 58.492 4.922 14.303 58.544 4.922 14.285 58.576 4.923 14.274

-20 52.488 3.436 9.007 52.719 6.172 8.962 53.009 3.439 8.910 53.220 3.442 8.875 53.379 3.444 8.849

-10 46.499 2.710 6.372 46.888 5.664 6.324 47.386 2.714 6.268 47.760 2.718 6.230 48.049 2.721 6.203

0 40.339 2.322 4.889 40.896 5.465 4.840 41.619 2.327 4.782 42.167 2.330 4.743 42.597 2.334 4.715

10 33.961 2.121 3.991 34.706 5.495 3.939 35.679 2.127 3.878 36.422 2.131 3.837 37.008 2.135 3.807

20 27.292 2.050 3.433 28.251 5.745 3.376 29.511 2.056 3.308 30.478 2.061 3.263 31.244 2.066 3.230

30 20.214 2.092 3.105 21.425 6.261 3.037 23.024 2.100 2.959 24.258 2.106 2.905 25.240 2.112 2.867

-30 72.724 4.075 10.887 72.726 4.284 10.887 72.728 4.075 10.887 72.730 4.075 10.887 72.732 4.075 10.887

-20 68.348 2.951 7.024 68.350 2.951 7.024 68.354 2.951 7.024 68.357 2.951 7.024 68.359 2.951 7.024

-10 64.064 2.353 4.972 64.068 2.381 4.972 64.073 2.353 4.972 64.076 2.353 4.972 64.079 2.353 4.972

0 59.898 2.012 3.754 59.903 2.086 3.754 59.909 2.012 3.754 59.914 2.012 3.754 59.917 2.012 3.754

10 55.890 1.819 2.974 55.895 1.934 2.974 55.903 1.819 2.974 55.909 1.819 2.974 55.913 1.819 2.974

20 52.099 1.727 2.444 52.107 1.875 2.444 52.116 1.727 2.444 52.123 1.727 2.444 52.129 1.727 2.444

30 48.628 1.718 2.069 48.637 1.895 2.069 48.649 1.718 2.069 48.658 1.718 2.069 48.665 1.718 2.069

-30 69.125 5.161 13.516 69.175 5.184 13.512 69.242 5.161 13.506 69.294 5.161 13.503 69.335 5.162 13.500

-20 64.323 3.561 8.345 64.408 3.641 8.341 64.523 3.561 8.337 64.611 3.562 8.333 64.682 3.562 8.331

-10 59.550 2.764 5.767 59.675 2.987 5.764 59.841 2.764 5.759 59.970 2.764 5.756 60.074 2.765 5.754

0 54.815 2.327 4.298 54.983 2.658 4.295 55.208 2.327 4.291 55.383 2.327 4.288 55.523 2.328 4.286

10 50.129 2.087 3.386 50.346 2.502 3.382 50.638 2.087 3.378 50.865 2.088 3.375 51.047 2.088 3.373

20 45.509 1.977 2.785 45.785 2.465 2.781 46.156 1.978 2.777 46.445 1.978 2.773 46.677 1.978 2.771

30 40.986 1.974 2.374 41.334 2.536 2.370 41.800 1.974 2.365 42.164 1.975 2.361 42.457 1.975 2.359

-30 66.036 6.690 17.430 66.048 6.797 17.427 66.062 6.690 17.424 66.071 6.690 17.422 66.076 6.690 17.421

-20 60.941 4.327 10.131 61.015 4.879 10.123 61.113 4.327 10.113 61.187 4.327 10.106 61.247 4.328 10.101

-10 55.824 3.243 6.785 55.962 4.074 6.777 56.146 3.244 6.766 56.290 3.244 6.758 56.406 3.245 6.752

0 50.682 2.676 4.973 50.889 3.684 4.964 51.167 2.677 4.953 51.386 2.678 4.945 51.563 2.678 4.939

10 45.509 2.373 3.888 45.792 3.521 3.879 46.176 2.374 3.867 46.479 2.375 3.858 46.725 2.376 3.852

20 40.294 2.237 3.196 40.666 3.524 3.186 41.170 2.238 3.174 41.571 2.239 3.164 41.896 2.240 3.158

30 35.021 2.234 2.743 35.497 3.687 2.731 36.145 2.235 2.717 36.661 2.236 2.706 37.080 2.237 2.698

7.5 10

0 15

7.5 0

7.5 5

0 0

0 5

0 10


c/h=0.01 c/h=0.025 c/h=0.05 c/h=0.075 c/h=0.1


Bảng 3: (Tiếp theo)

b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb b Mb Nb

-30 67.672 2.922 7.978 67.882 2.923 7.966 68.145 2.924 7.952 68.338 2.925 7.944 68.485 2.926 7.938

-20 62.730 2.278 5.543 63.011 2.330 5.532 63.362 2.279 5.521 63.619 2.280 5.514 63.814 2.281 5.509

-10 57.797 1.912 4.134 58.159 2.026 4.124 58.611 1.913 4.114 58.939 1.914 4.108 59.189 1.915 4.103

0 52.875 1.698 3.250 53.332 1.862 3.240 53.900 1.700 3.230 54.312 1.700 3.224 54.626 1.701 3.220

10 47.969 1.583 2.662 48.538 1.788 2.652 49.245 1.584 2.642 49.758 1.584 2.636 50.147 1.585 2.631

20 43.085 1.540 2.255 43.794 1.783 2.245 44.671 1.542 2.233 45.306 1.542 2.227 45.787 1.543 2.222

30 38.234 1.566 1.966 39.122 1.847 1.954 40.218 1.567 1.941 41.008 1.568 1.933 41.606 1.569 1.928

-30 64.040 3.434 9.502 64.290 3.536 9.470 64.610 3.438 9.434 64.849 3.440 9.410 65.035 3.443 9.394

-20 58.668 2.605 6.446 59.023 2.875 6.418 59.476 2.608 6.387 59.815 2.610 6.367 60.078 2.613 6.353

-10 53.239 2.152 4.749 53.711 2.541 4.724 54.315 2.154 4.696 54.766 2.157 4.678 55.116 2.159 4.665

0 47.737 1.894 3.717 48.344 2.373 3.692 49.120 1.897 3.665 49.699 1.899 3.647 50.149 1.901 3.635

10 42.137 1.757 3.050 42.902 2.313 3.025 43.880 1.760 2.997 44.610 1.762 2.979 45.177 1.764 2.966

20 36.399 1.710 2.605 37.355 2.345 2.578 38.577 1.713 2.547 39.490 1.716 2.528 40.198 1.718 2.514

30 30.456 1.745 2.309 31.651 2.473 2.278 33.179 1.749 2.242 34.320 1.752 2.219 35.206 1.754 2.204

-30 61.002 4.072 11.534 61.197 4.637 11.491 61.445 4.076 11.440 61.629 4.078 11.406 61.771 4.081 11.382

-20 55.344 2.982 7.573 55.667 3.852 7.532 56.082 2.985 7.484 56.394 2.988 7.452 56.636 2.991 7.430

-10 49.579 2.413 5.486 50.041 3.467 5.447 50.637 2.417 5.402 51.088 2.420 5.372 51.440 2.423 5.351

0 43.684 2.099 4.260 44.301 3.289 4.222 45.100 2.103 4.178 45.705 2.106 4.148 46.179 2.110 4.127

10 37.619 1.935 3.493 38.413 3.256 3.453 39.444 1.939 3.407 40.226 1.943 3.377 40.841 1.946 3.356

20 31.320 1.878 3.000 32.321 3.352 2.956 33.626 1.883 2.906 34.619 1.887 2.873 35.400 1.891 2.850

30 24.682 1.919 2.692 25.936 3.595 2.641 27.574 1.925 2.583 28.823 1.930 2.544 29.809 1.934 2.517

-30 58.328 4.921 14.362 58.406 7.251 14.334 58.492 4.922 14.303 58.544 4.922 14.285 58.576 4.923 14.274

-20 52.488 3.436 9.007 52.719 6.172 8.962 53.009 3.439 8.910 53.220 3.442 8.875 53.379 3.444 8.849

-10 46.499 2.710 6.372 46.888 5.664 6.324 47.386 2.714 6.268 47.760 2.718 6.230 48.049 2.721 6.203

0 40.339 2.322 4.889 40.896 5.465 4.840 41.619 2.327 4.782 42.167 2.330 4.743 42.597 2.334 4.715

10 33.961 2.121 3.991 34.706 5.495 3.939 35.679 2.127 3.878 36.422 2.131 3.837 37.008 2.135 3.807

20 27.292 2.050 3.433 28.251 5.745 3.376 29.511 2.056 3.308 30.478 2.061 3.263 31.244 2.066 3.230

30 20.214 2.092 3.105 21.425 6.261 3.037 23.024 2.100 2.959 24.258 2.106 2.905 25.240 2.112 2.867

-30 72.724 4.075 10.887 72.726 4.284 10.887 72.728 4.075 10.887 72.730 4.075 10.887 72.732 4.075 10.887

-20 68.348 2.951 7.024 68.350 2.951 7.024 68.354 2.951 7.024 68.357 2.951 7.024 68.359 2.951 7.024

-10 64.064 2.353 4.972 64.068 2.381 4.972 64.073 2.353 4.972 64.076 2.353 4.972 64.079 2.353 4.972

0 59.898 2.012 3.754 59.903 2.086 3.754 59.909 2.012 3.754 59.914 2.012 3.754 59.917 2.012 3.754

10 55.890 1.819 2.974 55.895 1.934 2.974 55.903 1.819 2.974 55.909 1.819 2.974 55.913 1.819 2.974

20 52.099 1.727 2.444 52.107 1.875 2.444 52.116 1.727 2.444 52.123 1.727 2.444 52.129 1.727 2.444

30 48.628 1.718 2.069 48.637 1.895 2.069 48.649 1.718 2.069 48.658 1.718 2.069 48.665 1.718 2.069

-30 69.125 5.161 13.516 69.175 5.184 13.512 69.242 5.161 13.506 69.294 5.161 13.503 69.335 5.162 13.500

-20 64.323 3.561 8.345 64.408 3.641 8.341 64.523 3.561 8.337 64.611 3.562 8.333 64.682 3.562 8.331

-10 59.550 2.764 5.767 59.675 2.987 5.764 59.841 2.764 5.759 59.970 2.764 5.756 60.074 2.765 5.754

0 54.815 2.327 4.298 54.983 2.658 4.295 55.208 2.327 4.291 55.383 2.327 4.288 55.523 2.328 4.286

10 50.129 2.087 3.386 50.346 2.502 3.382 50.638 2.087 3.378 50.865 2.088 3.375 51.047 2.088 3.373

20 45.509 1.977 2.785 45.785 2.465 2.781 46.156 1.978 2.777 46.445 1.978 2.773 46.677 1.978 2.771

30 40.986 1.974 2.374 41.334 2.536 2.370 41.800 1.974 2.365 42.164 1.975 2.361 42.457 1.975 2.359

-30 66.036 6.690 17.430 66.048 6.797 17.427 66.062 6.690 17.424 66.071 6.690 17.422 66.076 6.690 17.421

-20 60.941 4.327 10.131 61.015 4.879 10.123 61.113 4.327 10.113 61.187 4.327 10.106 61.247 4.328 10.101

-10 55.824 3.243 6.785 55.962 4.074 6.777 56.146 3.244 6.766 56.290 3.244 6.758 56.406 3.245 6.752

0 50.682 2.676 4.973 50.889 3.684 4.964 51.167 2.677 4.953 51.386 2.678 4.945 51.563 2.678 4.939

10 45.509 2.373 3.888 45.792 3.521 3.879 46.176 2.374 3.867 46.479 2.375 3.858 46.725 2.376 3.852

20 40.294 2.237 3.196 40.666 3.524 3.186 41.170 2.238 3.174 41.571 2.239 3.164 41.896 2.240 3.158

30 35.021 2.234 2.743 35.497 3.687 2.731 36.145 2.235 2.717 36.661 2.236 2.706 37.080 2.237 2.698

7.5 10

0 15

7.5 0

7.5 5

0 0

0 5

0 10


c/h=0.01 c/h=0.025 c/h=0.05 c/h=0.075 c/h=0.1

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] C.A. Coulomb. 1773. Sur une application

des règles de Maximis &Minimis à quelques

Problèmes de Statique, relatifs à l‟ Architecture.

[2] Nguyễn Công Mẫn,1977. Hướng dẫn

thiết kế tường chắn công trình thủy lợi - HDTL

C4 -76

[3] Nguyễn Công Mẫn - Nguyễn Đức

Hồ1979.Bảng tính các hệ số áp lực chủ động/bị

động của đất dính/đất rời lên tương chắn (gồm 2

tập, mỗi tập 234 Tr).

[4] Nguyễn Công Mẫn, 1991.Phát triển

thuyết áp lực đất C.A.Coulomb cho đất dính và

tính áp lực đất theo chuyển vị tương đối của vật

chắn (1991-92). LA TS - Bảo vệ theo chế độ đặc

biêt. Bộ Đại học và Trung học chuyên nghiệp.

[5] TCVN 9152:2012 Công trình thủy lợi -

Quy trình thiết kế tường chắn công trình thủy lợi.

[6] Joseph E. Bowles. 1997 Foundation

analysis and design. 5th Edit - International

Edition. (Chapter 11.3).

[7]Robert W. Day (2006). Foundation

Engineering Handbook: Design and

Construction with the 2006 International

building Code. (p.556 - 605)Copyright © 2006

by The McGraw-Hill Companies;

[8] Chris R.I. Clayton, Rick I.Woods,

Andrew J.Bond, Jarbas Milititsky.2013. Earth

pressure & Earth-retaining structures. 3th

Edit.

Taylor &Francis Group.

[9] Z H Mazindrani and M.H Gạnjali. Lateral

Earth Pressure Problem of Cohesive Backfill

with Inclined Surface

[10] Bulusu Satyanarayana, 1965, Earth

Pressures for bilinear Backfill surface. J.

Soil Mechanics and Foundation Division-

January, 1965.

Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN BÁ KẾ


NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA MƯA ĐẾN ỔN ĐỊNH CỦA ĐẬP ĐẤT TRÊN CƠ SỞ KHOA HỌC ĐẤT KHÔNG BÃO HÕA

PHẠM HUY DŨNG*, HOÀNG VIỆT HÙNG

*,

NGUYỄN CÔNG MẪN**

Study the effect of rainfall on stability of earth dams on the basis of

unsaturated soil mechanics

Abstract: In fact, the soil mass in earth dams is a saturated/unsaturated

soil system. Therefore, the application of unsaturated soil mechanics is

really necessary to fully and accurately evaluate the slope stability of

earth dams. This paper reports the results of study to determine the

unsaturated soil parameters of filling material at Chuc Bai Son earth dam,

Quang Ninh province. Based on the historical rainfall observations, the

authors consider the impacts of different rainfall categories on the slope

stability of earth dams. The results show similar effects of high intensity

with short duration rainfall (HI) and small intensity with long duration

rainfall (LD) on variation of pore water pressure and slope stability.

However, the LD rainfall shows a greater impact on the slope stability

than the HI rainfall.

Keywords: earth dams, unsaturated soil mechanics, soil-water

characteristic curve

1. GIỚI THIỆU CHUNG*

1.1. Mở đầu

Theo hệ thống cơ sở dữ liệu ngành thủy

lợi thì hiện nay nước ta có 6421 hồ chứa,

trong đó loại hình đập đất chiếm số lượng

chủ yếu. Đối với đập đất, cường độ kháng cắt

và áp lực nước lỗ rỗng là những tham số quan

trọng khi đánh giá ổn định mái đập. Các quan

niệm truyền thống của cơ học đất đều giả

thiết đất bão hòa hoàn toàn khi nằm dưới

mực nước ngầm và khô hoàn toàn khi nằm

trên mực nước ngầm. Tuy nhiên, kết quả

nghiên cứu của nhiều nhà khoa học đã chứng

tỏ sự gia tăng cường độ kháng cắt do áp lực

nước lỗ rỗng âm (hoặc lực hút dính) trong đất

* Trường Đại học Thủy lợi

E-mail: [email protected]

Trường Đại học Thủy lợi

E-mail: [email protected] ** Viện Địa kỹ thuật Việt Nam


KBH, tức là làm tăng hệ số ổn định của mái

đập như trong nghiên cứu của Fredlund và

Rahardjo (1993).

Trên thực tế các khối đất trong thân đập là

một hệ đất bão hòa/không bão hòa. Trong

trường hợp có mưa, nước mưa xâm nhập vào

bề mặt mái đập làm tăng độ ẩm của đất, giảm

lực hút dính, giảm cường độ kháng cắt và

giảm hệ số ổn định mái đập. Trong điều kiện

khô hạn, nước bốc hơi từ bề mặt mái đập sẽ

làm giảm độ ẩm của đất, tăng lực hút dính,

tăng cường độ kháng cắt kéo theo tăng hệ số

ổn định mái đập.

Vì vậy, để tính toán một cách đầy đủ và

chính xác điều kiện ổn định của đập đất, đặc

biệt dưới ảnh hưởng của mưa thì việc áp dụng

các lý thuyết của cơ học đất KBH là thực sự cần

thiết. Bài viết này trình bày các kết quả nghiên

cứu xác định các thông số đất KBH của vật liệu

đất đắp đập Chúc Bài Sơn, tỉnh Quảng Ninh và

mailto:[email protected]



ứng dụng vào tính toán ảnh hưởng của mưa đến

ổn định mái đập.

1.2. Giới thiệu về hồ chứa Chúc Bài Sơn,

tỉnh Quảng Ninh

Hồ chứa nước Chúc Bài Sơn thuộc xã Quảng

Sơn, huyện Hải Hà, tỉnh Quảng Ninh. Công

trình có nhiệm vụ đảm bảo nước tưới cho 3.100

ha diện tích đất nông nghiệp, cung cấp nước

sinh hoạt cho 20.000 nhân khẩu và một phần

nước công nghiệp của thị trấn Hà Cối. Đập

Chúc Bài Sơn thuộc loại đập đất đồng chất trên

nền đá sét phiến sét phong hóa mạnh đến trung

bình. Các thông số chính của hồ chứa nước

Chúc Bài Sơn như sau:

- Loại công trình: hồ chứa thủy lợi loại vừa,

cấp II.

- Diện tích lưu vực: 18,2 km2

- Cao trình MNDBT: +75,27 m

- Dung tích hồ chứa: 15.106 m

3

- Cao trình đỉnh đập: +80,3 m

- Chiều rộng đỉnh đập: 5,0 m

- Chiều dài đập: 235,0 m

- Chiều cao đập lớn nhất: 25,0 m

1.3. Thông số cơ bản của đất KBH

1.3.1. Đường cong đặc trưng đất-nước

Đường cong đặc trưng đất-nước (SWCC)

được định nghĩa là mối quan hệ giữa lượng

chứa nước trong đất và lực hút của đất. SWCC

được coi là thông số trung tâm của đất KBH,

nó được dùng để xác định các đặc tính của đất

KBH như hệ số thấm, cường độ kháng cắt và

biến thiên thể tích. SWCC thường được phân

chia thành 3 vùng là vùng bão hòa, vùng

chuyển tiếp và vùng tàng dư với hai giá trị

biên là giá trị khí vào (AEV) và lực hút dính

dư. Kết quả nghiên cứu của các nhà khoa học

đã cho thấy sự thay đổi của SWCC cho các

loại đất khác nhau. Các nghiên cứu đều chỉ ra

xu hướng biến thiên của AEV và lực hút dính

dư tăng dần khi thay đổi từ đất cát đến đất bụi,

đất á sét và đất sét. Hình 1 minh họa SWCC

của một số loại đất điển hình theo Fredlund và

nnk (2012).

Đất bụi

Lực hút dính (kPa)

Đất cát

Đất sét

Độ

ẩmth

ểtí

ch

Hình 1: SWCC điển hình của một số loại đất

1.3.2. Cường độ kháng cắt đất KBH

Đối với đất KBH, các biến trạng thái ứng

suất được biểu thị bằng các ứng suất đo được

như ứng suất tổng , áp lực nước lỗ rỗng uw và

áp lực khí lỗ rỗng ua. Tổ hợp ứng suất pháp thực

(- ua) và lực hút dính (ua-uw) thường được lựa

chọn để biểu thị trạng thái ứng suất của đất

KBH. Phương trình cường độ kháng cắt dành

cho đất KBH theo đề xuất của Fredlund và nnk

(1978) có dạng:

f = c‟+( – ua) tan‟+(ua – uw) tanb (1)

Trong đó: Trong đó: f là cường độ kháng cắt

của đất; c‟ là lực dính đơn vị; (– ua) là ứng suất

pháp thực; (ua – uw) là lực hút dính; ‟ là góc ma

sát trong; b là góc má sát biểu thị lượng tăng

của cường độ kháng cắt theo lực hút dính.

So với đất bão hòa, cường độ kháng cắt của

đất KBH có bổ sung thêm thành phần (ua–

uw)tgb, đại lượng này thể hiện sự gia tăng

cường độ kháng cắt của đất KBH so với đất bão

hòa là do lực hút dính. Như vậy, cường độ

kháng cắt đất KBH là sự mở rộng của tiêu

chuẩn phá hoại Mohr-Coulomb so với đất bão

hòa. Những nghiên cứu ban đầu cho thấy góc b

hầu như không đổi chứng tỏ quan hệ tuyến tính

của cường độ kháng cắt đất KBH theo lực hút

dính. Tuy nhiên, các nghiên cứu sau này đã cho

thấy sự thay đổi của góc b theo lực hút dính

như trong các công bố của Fredlund và nnk

(1987), Thu và nnk (2006), tức là cường độ

kháng cắt đất KBH có quan hệ phi tuyến theo

lực hút dính. Một trong những phương trình

cường độ kháng cắt dạng phi tuyến được sử


dụng phổ biến là theo đề xuất của Vanapalli và

nnk (1996) có dạng:

(2)

Trong đó: là độ ẩm thể tích; s là độ ẩm thể

tích bão hòa; r là độ ẩm thể tích dư.

2. XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƢNG CỦA

ĐẤT KHÔNG BÃO HÒA

2.1. Xác định SWCC

Để xác định SWCC, tác giả sử dụng thiết bị

thí nghiệm là bình áp lực với đĩa gốm tiếp nhận

khí cao 500 kPa chế tạo bởi hãng Eijkelkamp

như ở hình 2.

Hình 2: Bình áp lực để xác định SWCC

của đất KBH

Trong nghiên cứu này, thí nghiệm SWCC

được tiến hành với các mẫu đất nguyên dạng

được lấy từ hố khoan ở tim đập Chúc Bài Sơn.

Công tác thực nghiệm được tiến hành tại

Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật, Trường Đại

học Thủy lợi. Kết quả thực nghiệm đã xác

định được độ ẩm thể tích bão hòa và giá trị khí

vào đối với đất đắp đập Chúc Bài Sơn là s

=0,425 và AEV =18 kPa (như ở hình 3).

Để xây dựng đường cong SWCC hoàn

chỉnh, tác giả sử dụng phương trình thực

nghiệm của Modified Kovacs (MK) được

trình bày trong nghiên cứu của Aubertin và

nnk (2003). Đây là một trong những mô hình

được biết đến rộng rãi vì nó phù hợp với khá

nhiều loại đất bao gồm cả đất rời và đất dính.

Các tham số hiệu chỉnh của mô hình dựa vào

các dữ liệu liên quan đến đường cong cấp

phối hạt. Đây là dữ liệu rất phổ biến trong

các tài liệu khảo sát địa chất ở Việt Nam.

Hình 3: Kết quả thực nghiệm xác định SWCC

của đất đắp đập Chúc Bài Sơn

Trong phương trình MK, hai tham số là hệ

số hút dính ac và hệ số phân bố kích thước lỗ

rỗng m là các tham số khống chế độ dốc của

SWCC và độ lớn của AEV. Quy luật ảnh

hưởng của ac và m đến SWCC là khi ac tăng

thì SWCC dốc hơn và khi m tăng thì AEV

tăng. Đối với các loại đất có nguồn gốc Bắc

Mỹ, ac và m là các hằng số với giá trị ac

=0,0007 và m=0,00003 theo như Aubertin và

nnk (2003). Tuy nhiên, khi áp dụng trực tiếp

các giá trị như vậy cho loại đất đắp đập Chúc

Bài Sơn thì có sự sai lệch lớn. Bằng phương

pháp bình phương nhỏ nhất tìm được cặp giá

trị ac =0,0005 và m=0,00002 thì đường cong

MK phù hợp nhất với kết quả thực nghiệm. Vì

vậy, tác giả kiến nghị sử dụng ac=0,0005 và

m=0,00002 trong phương trình MK cho loại

đất đắp đập Chúc Bài Sơn. Kết quả xây dựng

đường cong SWCC hoàn chỉnh được minh họa

ở hình 4.


Hình 4: Đường cong SWCC của đất đắp đập

Chúc Bài Sơn

2.2. Xác định hàm thấm

Hàm thấm là thông số quan trọng đối với đất

KBH, đặc biệt trong các bài toán có sự ảnh

hưởng của môi trường nước. Từ kết quả xây

dựng đường cong SWCC ở mục 2.1, sử dụng

phương trình hàm thấm của Leong và Rahardjo

(1997) để xác định hệ số thấm tại các giá trị lực

hút dính khác nhau. Ở đây giá trị độ ẩm thể tích

w được xác định theo hai trường hợp là theo

phương trình MK và theo đề xuất hiệu chỉnh của

tác giả như ở mục 2.1. Kết quả xác định hàm

thấm của đất KBH tương ứng với các lực hút

dính khác nhau được trình bày trong hình 5. Kết

quả tính toán cho thấy, hình dạng của hàm thấm

tương đồng với hình dáng của SWCC.

Hình 5: Hàm thấm của đất đắp đập

Chúc Bài Sơn

3. ẢNH HƢỞNG CỦA MƢA ĐẾN ỔN

ĐỊNH ĐẬP CHÚC BÀI SƠN

3.1. Phƣơng pháp tính toán

Trong tính toán, tác giả sử dụng bộ phần mềm

Geo-Studio (2018) để phân tích ổn định mái dốc

với hai mô đun là SEEP/W và SLOPE/W. Trong

đó, mô đun SEEP/W được dùng để phân tích

thấm không ổn định theo thời gian nhằm xác

định sự thay đổi của đường bão hòa trong mái

dốc khi có mưa. SEEP/W sử dụng phương pháp

phần tử hữu hạn để giải quyết bài toán thấm hai

hướng với phương trình vi phân có dạng:

Ở đây: h là cột nước tổng; kx là hệ số thấm

của đất theo phương x; ky là hệ số thấm của đất

theo phương y; Q là điều kiện biên của dòng

chảy tác dụng lên bề mặt mái dốc; w là độ ẩm

thể tích; t là thời gian.

Do và nên

phương trình (3) có thể được viết dưới dạng:

Ở đây: mw là độ dốc của SWCC; uw là áp lực

nước lỗ rỗng; w là trọng lượng riêng của nước;

y là thế năng.

Trong phân tích tính toán dòng thấm không

ổn định đập Chúc Bài Sơn, điều kiện ban đầu

được thiết lập tương ứng với trường hợp

MNDBT. Để xét tới ảnh hưởng của mưa, điều

kiện biên về cường độ mưa thay đổi theo thời

gian được tác dụng lên toàn bộ bề mặt của mái

dốc. Ở nghiên cứu này, mực nước thượng lưu

được giả định là không thay đổi theo thời gian

trong quá trình mưa. Sau đó, mô đun

SLOPE/W được sử dụng ghép đôi với mô đun

SEEP/W để phân tích ổn định mái dốc. Mô đun

SLOPE/W cho phép phân tích ổn định mái dốc

theo nhiều phương pháp khác nhau. Ở nghiên

cứu này tác giả lựa chọn phương pháp tính toán

theo Bishop (1955). Ngoài ra, tác giả cũng lựa

chọn phương trình cường độ kháng cắt của đất

KBH theo Vanapalli và nnk (1996) vì nó cho

phép thể hiện sự phi tuyến của cường độ kháng

cắt theo lực hút dính.

3.2. Trƣờng hợp tính toán

Theo tài liệu khảo sát của Viện kỹ thuật công


trình (2017), tác giả lựa chọn tính toán ổn

định đập Chúc Bài Sơn cho mặt cắt nguy hiểm

nhất là mặt cắt giữa đập D3 (hình 6). Mực

nước trong hồ tương ứng với trường hợp

MNDBT +75,27 m. Số liệu mưa được phân

tích, lựa chọn từ dữ liệu thống kê các trận mưa

của trạm Quảng Hà trong khoảng thời gian 15

năm từ 2001 đến 2015. Theo dữ liệu này, các

trận mưa có cường độ lớn thường xảy ra trong

khoảng thời gian từ 1,0 giờ đến 3,0 giờ. Trong

khi các trận mưa nhỏ có thể liên tiếp kéo dài

từ 3,0 đến 4,0 ngày, cá biệt kéo dài đến 7

ngày. Cường độ mưa giờ lớn nhất được ghi

nhận trong khu vực là 91,0 mm/giờ (từ 6h00

đến 9h00 ngày 29/06/2003). Trận mưa dài

nhất trong khu vực kéo dài 162,0 giờ (từ 2h00

ngày 26/07/2015 đến 20h00 ngày

01/08/2015) với tổng lượng mưa là 1150,1

mm. Vì vậy, trong nghiên cứu này tác giả lựa

chọn hai kiểu mưa điển hình là mưa cường độ

lớn (HI) và mưa kéo dài (LD). Trận mưa

cường độ lớn HI được lựa chọn có cường độ

91,0 mm/giờ với thời gian mưa liên tục trong

3,0 giờ, còn trận mưa kéo dài LD được lựa

chọn có thời gian mưa liên tục trong 162,0 giờ

với cường độ phân bố đều từ tổng lượng mưa

(1150,1 mm) trong thời gian mưa.

3.3. Các chỉ tiêu cơ lý của đất dùng trong

tính toán

Căn cứ vào tài liệu khảo sát của Viện kỹ

thuật công trình (2017), cấu tạo địa chất đập

Chúc Bài Sơn bao gồm lớp đất đắp (lớp 1a)

thuộc loại đất á sét màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn

dăm sạn, trạng thái dẻo cứng. Tiếp đến là lớp á

sét (lớp 1b) màu nâu vàng, nâu đỏ lẫn dăm sạn,

trạng thái dẻo mềm. Bên dưới là lớp cuội lẫn cát

(lớp 2) màu xám nâu, xám vàng, trạng thái chặt

vừa. Dưới cùng là đới đá phong hóa IA2 (lớp 3)

thuộc loại đá phiến sét phong hóa mạnh đến

trung bình. Chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất dùng

trong tính toán ổn định mái dốc đập Chúc Bài

Sơn được nêu trong bảng 1. Ngoài ra, để xét đến

yếu tố không bão hòa của đất đắp, các thông số

về đường cong SWCC và hàm thấm được lấy từ

các kết quả nghiên cứu thực nghiệm của tác giả

ở mục 2.1 và 2.2.

Hình 6: Mặt cắt tính toán đập Chúc Bài Sơn

Bảng 1: Các chỉ tiêu cơ lý dùng trong tính toán đập Chúc Bài Sơn

STT Chỉ tiêu cơ lý Ký hiệu Đơn vị Lớp 1a Lớp 1b Lớp 2

1 Trọng lượng thể tích

tự nhiên kN/m

3 19,2 18,6 19,5

2 Góc ma sát trong ‟ độ 26,7 17,0 30

3 Lực dính đơn vị C‟ kN/m2

14,5 14,9 0,1

4 Hệ số thấm bão hòa K cm/s 6,2.10-5

7,6.10-5

1,0.10-4


3.4. Khi không xét ảnh hƣởng của mƣa

Kết quả tính toán cho thấy, khi không xét đến

ảnh hưởng của mưa và không xét đến yếu tố

không bão hòa của đất đắp thì đường bão hòa

trong thân đập có xu thế như ở hình 7. Lúc này

hệ số ổn định mái đập Chúc Bài Sơn là Kmin =

1,505 (hình 8). Tức là điều kiện về ổn định được

thỏa mãn do Kmin = 1,505 > [K] = 1,30 (tham

chiếu TCVN 8216:2018).

Tuy nhiên, khi xét đến các yêu tố không bão

hòa thì hệ số ổn định mái đập ở trường hợp này

là Kmin = 1,633 (hình 9). Nguyên nhân của sự

gia tăng này là do áp lực nước lỗ rỗng âm hay

lực hút dính của đất ở vùng không bão hòa đã

làm tăng cường độ kháng cắt ở đới không bão

hòa theo quy luật được biểu diễn ở phương trình

2. Như vậy, khi xét đến yếu tố không bão hòa đã

làm hệ số ổn định tăng thêm 8,5% so với trường

hợp không xét đến yếu tố không bão hòa.

3.5. Ảnh hƣởng của kiểu mƣa HI

Hình 10 biểu diễn sự biến đổi của cột nước

áp lực tại điểm A nằm trên mặt cắt X-X và cách

bề mặt mái dốc 1,0 m (hình 6). Kết quả phân

tích cho thấy khi bắt đầu mưa thì áp lực nước lỗ

rỗng tăng rất nhanh cho đến thời điểm kết thúc

mưa. Sau đó, áp lực nước lỗ rỗng tiếp tục tăng

nhưng với tốc độ giảm dần.

Như vậy, dưới tác động của kiểu mưa HI đã

làm cho mực nước ngầm trong thân đập dâng

lên và thu hẹp đới không bão hòa. Sự gia tăng

của áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình mưa ở

vùng không bão hòa đã dẫn đến sự suy giảm của

hệ số ổn định mái dốc. Hệ số ổn định mái dốc

giảm từ Kmin = 1,633 về Kmin = 1,545 (giảm

5,7%) khi kết thúc mưa (hình 11). Tuy nhiên giá

trị này vẫn vượt ngưỡng an toàn theo yêu cầu

của TCVN 8216:2018. Sau khi ngừng mưa, hệ

số ổn định mái dốc tăng ngược trở lại và đạt trị

số Kmin = 1,59 sau khi ngừng mưa 8,0 giờ.

3.6. Ảnh hƣởng của kiểu mƣa LD

Khi bắt đầu mưa thì áp lực nước lỗ rỗng tại A

tăng nhanh trong khoảng thời gian 15,0 giờ đầu

tiên, sau đó tăng rất chậm cho đến khi kết thúc

mưa thì cột nước áp lực đạt giá trị 0,5 m. Như

vậy, mực nước ngầm trong thân đập đã dâng lên

và vượt qua điểm A (hình 12). Điều này chứng

tỏ kiểu mưa LD đã làm mái đập hầu như bão

hòa hoàn toàn.

27 23

19

11 7 3

-1

-5

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 17045

51

57

63

69

75

81 MNDBT = 75.27 m

[m]

[m] Hình 7: Phân bố áp lực nước trong thân

và nền đập Chúc Bài Sơn

Hình 8: Hệ số ổn định mái đập khi không

xét đến yếu tố không bão hòa

1.633

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 17045

51

57

63

69

75

81 MNDBT = 75.27 m

[m]

[m]

Hình 9: Hệ số ổn định mái đập khi có xét

đến yếu tố không bão hòa

Hình 10: Sự biến đổi của cột nước áp lực tại

điểm A với kiểu mưa HI


Hình 11: Sự biến đổi của hệ số ổn định mái đập

với kiểu mưa HI

Khi ngừng mưa, áp lực nước lỗ rỗng tại A

giảm nhanh trong khoảng 20,0 giờ đầu tiên. Tiếp

đó, tốc độ suy giảm của áp lực nước lỗ rỗng chậm

dần và cột nước áp lực đạt trị số -1,3m sau thời

gian ngừng mưa 7,0 ngày (hình 12).

Hình 12: Sự biến đổi của cột nước áp lực tại

điểm A với kiểu mưa LD

Sự biến đổi của áp lực nước lỗ rỗng trong

quá trình mưa đã dẫn đến sự thay đổi của hệ số

ổn định mái đập. Ban đầu, hệ số ổn định mái

đập giảm rất nhanh từ giá trị Kmin = 1,633 trong

khoảng 70,0 giờ kể từ lúc bắt đầu mưa. Sau đó,

hệ số ổn định mái đập hầu như không đổi cho

đến khi kết thúc mưa với giá trị ở ngưỡng an

toàn Kmin = 1,304 khi so với yêu cầu của TCVN

8216:2018, tức là giảm đến 20,1 % kể từ lúc bắt

đầu mưa. Khi dừng mưa, hệ số ổn định mái đập

tăng nhanh trở lại trong khoảng 20 giờ đầu tiên,

sau đó tốc độ tăng chậm dần. Sau khi dừng mưa

7,0 ngày, thì hệ số ổn định mái đập đạt tới giá trị

Kmin = 1,51 tức là tăng thêm 15,8 % so với lúc

dừng mưa.

Hình 13: Sự biến đổi của hệ số ổn định

mái đập với kiểu mưa LD

4. KẾT LUẬN

Từ những nghiên cứu thực nghiệm và phân

tích mô hình số, bài báo đã đánh giá ảnh hưởng

của mưa đến ổn định của đập đất trên cơ sở

khoa học đất KBH. Một số kết luận chính có thể

rút ra từ nghiên cứu này đó là:

1. Các khối đất trong thân đập đất là một hệ

đất bão hòa/không bão hòa. Vì vậy, để đánh giá

một cách đầy đủ và chính xác điều kiện ổn định

của đập đất thì việc áp dụng các lý thuyết của cơ

học đất KBH là thực sự cần thiết.

2. Đối với đất KBH, SWCC là một thông số

quan trọng, nó liên hệ mật thiết đến tính thấm,

tính kháng cắt và biến thiên thể tích. Dựa vào

kết quả thực nghiệm, kiến nghị sử dụng mô hình

MK với sự điều chỉnh hai tham số là hệ số hút

dính ac=0,0005 và hệ số phân bố kích thước lỗ

rỗng m=0,00002 khi thiết lập SWCC cho vật

liệu đất đắp đập Chúc Bài Sơn.

3. Kết quả phân tích đã cho thấy, trong

trường hợp không có mưa thì hệ số ổn định mái

đập Chúc Bài Sơn tăng tới 8,5% khi xét đến yếu

tố KBH so với tính toán đất bão hòa truyền


thống. Hai kiểu mưa LD và HI có xu thế gây

ảnh hưởng đến mái dốc tương tự nhau. Tuy

nhiên, kiểu mưa LD cho thấy xu thế áp lực nước

lỗ rỗng tăng nhanh và giảm nhanh khi bắt đầu

mưa và sau khi dừng mưa. Sau đó tốc độ tăng

và giảm chậm dần khi thời gian tăng dần. Đặc

biệt, kiểu mưa LD làm hệ số ổn định mái dốc

giảm tới 20,1% so với không có mưa. Vì vậy,

trường hợp mưa dài có nguy cơ gây mất ổn định

mái đập là rất lớn, đặc biệt khi không có đủ thời

gian để hệ số ổn định mái đập hồi phục trở lại

sau mỗi trận mưa.

4. Mưa tác động rất lớn đến sự ổn định của

đập đất, đặc biệt trong điều kiện biến đổi khí

hậu như hiện nay. Vì vậy, kiến nghị bổ sung

tính toán trường hợp ảnh hưởng của mưa kéo

dài trong công tác thiết kế mới hoặc nâng cấp

sửa chữa đập đất.


1. Viện kỹ thuật công trình, "Hồ sơ thiết kế

dự án hồ chứa nước Chúc Bài Sơn," 2017.

2. Tổng cục Tiêu chuẩn Đo lường Chất

lượng, "TCVN 8216:2018 Công trình thủy lợi -

Thiết kế đập đất đầm nén," 2018.

3. A. W Bishop, "The use of the slip circle

in the stability analysis of slopes," Geotechnique

5, No.1, pp. 7-17, 1955.

4. D. G. Fredlund et al, "The shear strength

of unsaturated soils," Canadian Geotechnical

Journal, vol. 15, No. 3, pp. 313–321, 1978.

5. D. G. Fredlund et al, "Nonlinearity of

strength envelope for unsaturated soils," in

Proceedings of the Sixth International

Conference on Expansive Soils, Vol. 1, pp. 49–

54, New Delhi, 1987.

6. D. G. Fredlund and H. Rahardjo, Soil

Mechanics for Unsaturated Soils. New York:

Wiley, 1993.

7. S. K. Vanapalli et al, "Model for the

prediction of shear strength with respect to soil

suction," Canadian Geotechnical Journal, vol.

33, pp. 379–392, 1996.

8. E. C. Leong and H. Rahardjo,

"Permeability functions for unsaturated soils,"

Journal of Geotechnical and Geoenvironmental

Engineering, ASCE, vol. 123, No.12, pp. 1118–

1126, 1997.

9. M. Aubertin et al, "A model to

predict the water retention curve from basic

teotechnical properties," Canadian

Geotechnical Journal, vol. 40, pp. 104–

1122, 2003.

10.T. M. Thu et al, "Shear strength and pore-

water pressure characteristics during constant

water content triaxial tests," Journal of

Geotechnical and Geoenvironmental

Engineering, ASCE, vol. 132, No. 3, pp. 411–

419, 2006.

11.D. G. Fredlund et al, Unsaturated Soil

Mechanics in Engineering Practice. New

Jersey: John Wiley & Sons, Inc., 2012.

12. GEO-SLOPE International Ltd, Stability

modelling with GeoStudio, 2018.


Người phản biện: PGS,TS. VŨ CAO MINH


VỀ TÍNH TOÁN DỰ BÁO SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC

TRẦN THƢƠNG BÌNH*

On the prediction of pile bearing capacity

Abstract: The foundation soil is always characterized by the components,

physical and mechanical properties collectively called the information of

the ground. According to the method of information acquisition, it can be

divided into forms: information from laboratory tests and from field tests.

When using the soil information forms for the load capacity of the pile,

different results usually received. Matter is how to do for the rational

selection of calculated results. Based on calculation examples, the paper

will clarify the factors affecting the differences between the calculated

results. In that, the calculation are performed on Excel to limit errors

calculation of results and at the same time have many results for

comparative analysis. Especially in the article refer to the static

penetration test (CPT) and standard penetration test (SPT).

Key words: pile bearing capacity calculated by CPT and SPT results

1. ĐĂT VẤN ĐỀ*

Sức chịu tải của cọc Pc thường được chọn là

giá trị nhỏ nhất giữa hai giá trị: sức chịu tải theo

đất nền (Pđn) và theo vật liệu (Pvl). Sức chịu tải

của cọc Pđn có thiết diện không đổi và đất nền

đồng nhất trong suốt chiêu dài coc được tính

toán bằng biểu thức:

Pđn= Ap.fm+U.ft.L (1)

Trong đó Ap: Diện tích mặt cắt ngang

của cọc;

fm: Sức kháng mũi đơn vị của đát dưới

mũi cọc;

U- Chu vi mặt cắt ngang cọc;

L- Chiều dài đoạn cọc nằm trong nền dưới

đài cọc;

ft- Sức kháng thành đơn vị của đất mà cọc

xuyên qua.

Trong bài báo này, đề cập đến trường hợp

sức chịu tải của cọc theo vật liệu lớn hơn theo

đất nền và:

Pc = Pđn = AP.fm + U.ft.L (2)

* Đại học Kiến trúc Hà Nội

Km10 Nguyễn Trãi, P. Văn Quán, Hà Đông, Hà Nội


Trong biểu thức (2), các thông số Ap, U, L là

các giá trị thuộc về kích thước, hình dạng cọc và

các thông số fm, ft là thuộc về các chỉ tiêu đất

nền. Nếu kích thước và hình dạng cọc có thể

được xác định tuyệt đối thì chỉ tiêu đất nền chỉ

là kết quả của đánh giá tương đối phụ thuộc vào

các phương pháp xác định thông tin đất nền. Do

đó Pc, phụ thuộc vào sự đánh giá các thông số

fm, ft, theo đó mỗi phương pháp cho những kết

quả không giống nhau. Trong khi thiết kế chỉ

chấp nhận kết quả của một phương pháp tính, đã

đặt ra yêu cầu lựa chọn.

2. CƠ SỞ CÁC PHƢƠNG PHÁP TÍNH

TOÁN DỰ BÁO SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC

2.1. Khái quát về các phƣơng pháp tính

sức chịu tải của cọc

Cơ sở của việc đánh giá các thông số fm, ft là

bản chất ứng xử của đất nền với tác dụng của

cọc và quy luật phân bố theo không gian và thời

gian các đặc trưng của nền đất như thành phần

cấu trúc và tính chất cơ lý. Có nhiều phương

pháp tính toán khác nhau phụ thuộc vào các đặc

trưng của đất nền sử dụng trong tính toán dự

báo và thường cho các kết quả không giống


nhau. Có thể liệt kê một vài phương pháp tính

khác nhau như sau:

- Phương pháp tính toán theo kết quả thí

nghiệm trong phòng;

- Phương pháp tính toán theo kết quả

của CPT;

- Phương pháp tính toán theo kết quả

của SPT.

Các phương pháp này cũng được thể hiện

trong các tiêu chuẩn của Việt Nam như TCVN

10304-2014.

Như vậy, một cọc nhất định được thả vào đất

nền bằng một phương pháp, có thể có nhiều kết

quả tính toán khả năng chịu tải của cọc đó bằng

các phương pháp khác nhau. Sự khác biệt giữa

các phương pháp không chỉ được phân biệt bằng

thử nghiệm trong phòng thí nghiệm và SPT,

CPT mà còn bởi độ tin cậy của kết quả thông

qua các hệ số của phép tính. Trong bài báo này

chỉ phân tích các vấn đề của tính toán sức chịu

tải của cọc trong tiêu chuẩn TCVN:10304-2014

làm cơ sở lựa chọn hợp lý kết quả tính cho thiết

kế nền móng.

2.2. Dự báo sức chịu tải của cọc bằng

Excel

a) Phương pháp tính theo kết quả thí nghiệm

trong phòng

Sức chịu tải của cọc Rc,u theo các kết quả thí

nghiệm trong phòng

Rc,u = gc(gcqqbAb + u∑gcf fi li) (3)

trong đó:

gc là hệ số điều kiện làm việc của cọc trong

đất, gc =1;

qb là cường độ sức kháng của đất dưới mũi

cọc, lấy theo bảng phụ thuộc vào thành phần hạt

và trạng thái của đất dưới mũi cọc;

fi là cường độ sức kháng trung bình của

lớp đất thứ “i” trên thân cọc, lấy theo bảng

phụ thuộc vào thành phần hạt và trạng thái

của đất;

gcq và gcf tương ứng là các hệ số điều kiện

làm việc của đất dưới mũi và trên thân cọc có

xét đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc lấy

theo bảng phụ thuộc vào hinh dạng cọc, phương

pháp thi công và loại đất mà cọc đi qua.

Như vậy, các kết quả thí nghiệm trong

phòng được sử dụng là thành phần hạt và độ

chặt đối với đất rời và chỉ số dẻo, độ sệt dối với

đất dính.

Để có thể tính toán nhanh chóng và chính

xác, các giá trị bảng của cường độ ma sát bên và

lực cản mũi qp đã được xây dựng thành các hàm

có điều kiện của tên đất và chỉ số dẻo. Dữ liệu

được nhập và kết quả được hiển thị trong bảng

tính excel (bảng 1) Vì vậy, thao tác hoàn toàn tự

động bởi các tính năng của Excel.

Bảng 1: Bảng tính excel cho sức chịu tải cực

hạn của cọc ép theo thí nghiệm trong phòng

Trong bảng tính (1), dòng thứ nhất là tên

theo phần hạt cho đất rời, dòng thứ 2 chỉ số dẻo.

Các thao tác tính toán gồm đắt tên cho các lớp,

nhập số liệu vào các ô tương ứng. Sau khi nhập

xong kết quả sẽ tự động hiện ra và chuyển vào

vị trí yêu cầu.

b) Phương pháp tinh theo kết quả CPT

Sức chịu tải của cọc có thể xác định

công thức

Rcu=qbAc+u∑fili (4)

trong đó: qb là cường độ sức kháng của đất

dưới mũi cọc xác định theo công thức:

qb = kc qc

qc là cường độ sức kháng mũi xuyên trung

bình của đất trong khoảng 3d phía trên và 3d

phía dưới mũi cọc, d là đường kính cọc;


kc là hệ số chuyển đổi sức kháng mũi xuyên

thành sức kháng mũi cọc, xác định theo bảng

phụ thuộc vào thành phần trạng thái của và

phương pháp thi công;

fi là cường độ sức kháng trung bình trên

thân cọc trong lớp đất thứ ”i”, xác định theo

công thức:

i

tb

ii

qf

(5)

Trong biểu thức (5) qtb

i là cường độ sức

kháng mũi xuyên trung bình trong lớp đất thứ

„‟i”; αi là hệ số chuyển đổi từ sức kháng mũi

xuyên sang sức kháng trên thân cọc, xác định

theo bảng tra phụ thuộc vào loại đất mà cọc

xuyên qua


xác, mọi phép tính đều tự động thực hiện bằng

công cụ bảng tính excel (Bảng 2).

Bảng 2: Bảng tính excel cho sức chịu tải cực hạn của cọc ép bằng CPT

Trong bảng 2, tên của lớp đất được số hóa

như sau; Số 1 là tên của lớp đất rời (đất không

kết dính), số 2 là lớp đất, số 3 là đất nhân tạo.

Việc chuẩn bị bao gồm: tính trung bình của qc

và fs của các lớp đất, đặt tên cho các lớp. Khi

nhập dữ liệu, sẽ nhập các ô trắng, không sửa ô

màu. Sau khi nhập kết quả, kết quả sẽ tự động

xuất hiện và di chuyển đến vị trí yêu cầu

c) Phương pháp tinh theo kết quả SPT

Công thức của Viện kiến trúc Nhật Bản

Rcu = qbAb + u (fc,ilci + fs,i ls,i) (6)

trong đó: qb là cường độ sức kháng đơn vị

của đất dưới mũi cọc, với đất rời xác định bằng

biểu thức qb = 300 Np cho cọc ép và qb = 150

Np cho cọc đóng .( NP là chỉ số SPT trung bình

trong khoảng 1d dưới và 4d trên mũi cọc), với

mũi cọc nằm trong đất dính qb = 9 cu cho cọc

đóng và qb = 6 cu cho cọc khoan nhồi

fs,i là cường độ sức kháng đơn vị của đất

thành cọc trong đất rời ở lớp thứ i xác định bởi

biểu thức (8)

3

10 siNfsi

(8)

fc,i là cường độ sức kháng đơn vị của đất

thành cọc trong đất dính ở lớp thứ i xác

định bởi biểu thức (9)

fc,i = pfLCu,i (9)

Trong biểu thức (9): fL- hệ số điều chỉnh theo

độ mảnh của cọc (L/D);

Cu,i – lực dính đơn vị của đất ở lớp thứ i, xác

theo nén 1 trục hoăc theo N: Cu= 6.25 kPa

p hệ số điều chỉnh cho cọc đóng, phụ thuộc

vào tỷ lệ giữa sức kháng cắt không thoát nước

của đất với trị số trung bình của ứng suất pháp


hiệu quả thẳng đứng, xác định theo biểu đồ .

Trong cả ba biểu thức tính toán sức chịu tải

của cọc:

li - chiều dài đoạn cọc nằm trong lớp đất

thứ “i”;

Ab- diện tích cọc tựa lên đất, lấy bằng diện

tích tiết diện ngang mũi cọc

U- chu vi tiết diện ngang thân cọc;

Như vậy, nếu tính toán khả năng chịu lực của

cọc theo kết quả SPT theo hướng dẫn của tiêu

chuẩn số 10302, thì ngoài giá trị SPT, cần có

các tính chất của vật lý cơ học đất, như: khối

lượng thể tích, thành phần hạt…


xác, việc tính toán được thực hiện bởi công cụ

bảng tính excel (Bảng 3).

Bảng 3: Bảng tính excel cho sức chịu tải cực hạn của cọc ép bằng SPT

Trong bảng 3, tên lớp được số hóa như sau;

Số 1 là tên của lớp đất rời (đất không kết dính)

Số 2 là đất dính, số 3 là đất nhân tạo. Các hoạt

động chuẩn bị bao gồm: tính giá trị trung bình

của N cho các lớp và đặt tên cho các lớp. Sau

khi nhập các số liệu đầu vào, kết quả sẽ tự động

xuất hiện và di chuyển đến vị trí cần thiết.

3. ĐÁNH GIÁ KẾT QUẢ TÍNH TOÁN

SỨC CHỊU TẢI CỦA CỌC

3.1. Kết quả tính của các ví dụ thực tế

Áp dụng bảng tính excel, tính toán theo kết

quả theo phòng thí nghiệm, CPT và SPT cho

một số ví dụ thực tế. Trong các ví dụ này, thiết

bị CPT là thiết bị Gouda- Geo của Hà Lan. Ví

dụ là trong số 26 SPT trong 26 lỗ khoan và 26

CPT trên khu vực của một dự án. Trong mỗi ví

dụ, điểm SPT và CPT cách nhau 1m và CPT

tiến hành trước, SPT tiến hành ngay sau khi kết

thúc CPT.

Ví dụ 1: Kết quả khảo sát và thí nghiệm SPT

ở HK2 và CPT Khoan khảo sát và SPT và CPT

trên nền 5 lớp, thành phần của lơp, chiều sâu

mặt lớp thể hiện ở bảng 4. Kết quả tính cho cọc

ép BTCT, vuông dài 15 m, mũi cọc đặt vào lớp

cát số 5, đỉnh cọc cách mặt đất 1 mét.

Bảng 4. Số liệu thí nghiệm SPT trong HK2

và CPT liền kề với HK2

TT Lớp đất

Chiề

u

dày,

m

Khố i

lƣợn

g

CPT MPa

SPT

(N) (qc) fs

1 Đ ất lấp 1,7 18 3,07 0,039

2 Sét pha

nâu

hồ ng

1,8 19,5 1,28 0,06 9


TT Lớp đất

Chiề

u

dày,

m

Khố i

lƣợn

g

CPT MPa

SPT

(N) (qc) fs

dẻo

cúng

3 Sét pha

hữu cơ

chảy

6,7 16,7 0,948 0,033 5.5

4 Cát mịn

kẹp sét

pha

chảy

2,0 17,9 0,942 0,015 5

5 Cát mịn

chặt vừa

9,5 20,1 5,961 0,0627 19,8

Sử dụng dữ liệu trong bảng 4 và nhập dữ liệu

vào bảng tính excel thu được kết quả hiển thị

trong bảng 5

Bảng 5: Kết quả tính sức chịu tải cho ví dụ 1

In laboratory CPT SPT

Ma

sát

Mũi Ma

sát

Mũi Ma

sát

Mũi

406 297 343 179 323 366

689 622 689

Ví dụ 2: Kết quả khảo sát và thí nghiệm

SPT ở HK26 và CPT. Khoan khảo sát và SPT

và CPT trên nền 4 lớp, thành phần của lơp,

chiều sâu mặt lớp thể hiện ở bảng 6. Kết quả

tính cho cọc ép, vuông BTCT, dài 17 m, mũi

cọc đặt vào lớp cát số 5, đỉnh cọc cách mặt đất

1 mét.

Bảng 6. Kết quả khảo sát và thí nghiệm SPT

ở HK26 và CPT

TT Lớp đất

Chiều

dày

Khố i

lƣợ

ng

CPT SPT

(N) (qc) fs

1 Đ ất lấp

lẫn tạp

chất cát

2,3 18 0,584 0,006

2 Sét pha

dẻo

cứng

3,8 19,5 1,365 0,06 9,5

3 Sét pha

hữu cơ

chảy

11,1 16,7 1,32 0,031 6,6

4 Cát mịn

chặt vừa

4,8 20.1 3,066 0,07 19



trong bảng 7.



Ma

sát

Mũi Ma

sát

Mũi Ma

sát

Mũi

537 218 681 356 537 125

1088 721 1250

Ví dụ 3: Kết quả khảo sát và thí nghiệm SPT

ở HK15 và CPT. Khoan khảo sát và SPT và

CPT trên nền 4 lớp, thành phần của lơp, chiều

sâu mặt lớp thể hiện ở bảng 8. Kết quả tính cho

cọc ép, vuông BTCT, dài 20 m, mũi cọc đặt vào

lớp cát số 4, đỉnh cọc cách mặt đất 1 mét.

Bảng 8: Kết quả khảo sát và thí nghiệm

SPT ở HK15 và CPT

TT Lớp đất

Chiều

dày

Khố i

lƣợng

CPT SPT

(N) (qc) fs

1 Đ ất lấp 0,2 18


lẫn tạp

chất cát

2 Sét pha

dẻo cứng

2,2 19,5 3,367 0,021 7

3 Sét pha

hữu cơ

chảy

15,4 16,7 3,076 0,041 5,5

4 Cát mịn

chặt vừa

2,2 20,1 7,937 0,063 20



trong bảng 9.



Ma

sát

Mũi Ma

sát

Mũi Ma

sát

Mũi

228 698 223 672 375 692

926 895 1067

Tổng hợp kết quả tính toán sức chịu tải của

coc theo ba phương pháp cho 3 trường hợp

nhận thấy sự khác nhau giữa các kết quả tinh.

3.2. Đánh giá về sai số, tin cậy của các kết

quả tính

Để đánh giá sai số của kết quả tính toán, tốt

nhất là sử dụng kết quả của thử nghiệm nén cọc,

trong đó cọc thử có cấu trúc và kích thước như

trong tính toán. Trong trường hợp không có thử

nghiệm nén, có thể chấp nhận đánh giá sai số

của kết quả tính toán dựa trên việc xem xét các

giải thích hệ số tính toán và sai số của thông tin

đất nền, do quá trình khảo sát địa kỹ thuật gây

ra. Hãy thử phân tích ảnh hưởng của các tham

số thí nghiệm đến kết quả tính toán sức chịu tải.

-Chỉ số dẻo cũng như thành phần hạt, sai số

của kết quả thử nghiệm phụ thuộc chủ yếu vào

chất lượng của mẫu thử và nếu có, chúng chỉ

ảnh hưởng gián tiếp đến kết quả thông qua phân

loại đất và phân tầng đất.

- Khối lượng thể tích, theo quy trình thí

nghiệm [9] cho thấy sai số thí nghiệm của

khối lượng lớn nhất là 5%, chỉ thay đổi (0,5-

1)% giá trị của kết quả tính toán khả năng

chịu lực của cọc.

- Giá trị SPT và CPT là các giá trị định lượng

được đánh giá khách quan.

Tham số còn lại trong biểu thức, nhưng ít

quan tâm, là độ dày của các lớp đất.

Do đó, để phân tích các đặc điểm lỗi của kết

quả tính toán có thể sử dụng dữ liệu trong bảng

10 với 5 kịch bản thay đổi độ dày các lớp đất,

sức kháng mũi (tip resistance) và ma sát bên

(skin friction).

Bảng 10: Các kịch bản thay đổi độ dày và giá trị sức kháng mũi, ma sát bên


Từ kết quả thể hiện trên bảng 10 nhận thấy

có một số một số vấn đề sau:

-Trong các kết quả được tính theo ba loại dữ

liệu khác nhau, kết quả được tính bằng dữ liệu

CPT là nhỏ nhất. Vấn đề này tồn tại bởi vì các

hệ số b1 và b2 trong biểu thức được lấy từ bảng

phụ thuộc vào sức kháng mũi qc, theo đó qc

càng lớn thì b1 và b2 càng nhỏ, khi qc> 30 Mpa

b1 = 0,2 và b2 = 0,4. do đó sức cản của mũi và

lực ma sát của cọc bị giảm, trong đó sức cản của

mũi giảm nhiều hơn.

-Khi thay đổi chiều dày lớp đất yếu thì sức

chịu tải của cọc tính theo chỉ tiêu cơ học vât lý

sẽ tăng giảm theo sự tăng giảm của chiều dày,

có thể có một phần biến thiên tuyến tính. Ngược

lại, khi thay đổi chiều dày lớp đất yếu sức kháng

mũi của cọc tính bằng số liệu CPT không thay

đổi và tính bằng số liệu SPT thì biến đổi không

rõ ràng . Đó là do: đối với kết quả tính bằng chỉ

tiêu cơ lý, ngoài chỉ tiêu phân loại để phân chia

các lớp đất, giá trị duy nhất trong biểu thức

chính là chiều dày nên thay đổi chiều dày lớp

đất yếu cũng là thay đổi giá trị các tham số

trong biểu thức tinh toán. Ngược lại đối với kết

quả tính bằng số liệu SPT và CPT sự thay đổi về

chiều dày hoàn toàn độc lập với các giá trị của

CPT và SPT .Do đó, kết quả tinh sức chịu tải

không bị thay đổi. Sự không đổi của kêt quả

tính toán bằng số liệu của CPT và CPT sẽ không

nhận ra theo cách tính thông thường nhưng có

thể thấy rõ trên bảng tính excel. Bởi vì, bảng

tính excel khi xây dựng đã cài đặt hàm tính giá

trị trung bình vào biểu thức tính sức kháng

xuyên mũi và ma sát của CPT theo các lớp.

4. KẾT LUẬN

Trong ba dạng thí nghiệm, mỗi dạng đều có

những ảnh hưởng khác nhau đến kết quả tính

tóan dự báo và khả năng sử dụng. Do đó, việc

lựa chọn sử dụng kết quả tính toán sức chịu tải

của cọc trong thiết kế cần được xem xét ở nhiều

khía cạnh, trong đó nên xem xét mức độ chính

xác của kết quả tính bằng SPT là cao nhất, bằng

chỉ tiêu cơ lý là thấp nhất;

Trong thiết kế móng cọc, khi xác định sức

chịu tải cho phép của cọc từ sức chịu tải cực hạn

của nó bằng một hệ số. Khi chọn hệ số đó, cần

có sự phân biệt với nhau giữa kết quả tính toán

bằng bằng dữ liệu của CPT và SPT và các chỉ

tiêu cơ học .


[1] Standard TCVN:10304-2014

[2]BOGUMIŁ WRANA Studia Geotechnica

et Mechanica, Vol. 37, No. 4, 2015 DOI:

10.1515/sgem-2015-0048

[3]NIAZI F.S., MAYNE P.W., Cone

Penetration Test Based Direct Methods for


Evaluating Static Axial Capacity of Single Piles,

Geotechnical and Geological Engineering,

2013, (31), 979–1009.

[4] KARLSRUD K., CLAUSEN C.J.F., AAS

P.M., Bearing Capacity of Driven Piles in Clay,

the NGI Approach, Proc. Int. Symp. on

Frontiers in Offshore Geotechnics, 1. Perth

2005, 775–782

[5] Liu Zheng-yu,Su Shou-bao,Yang

Yang,Yu Shu-hao.N-S Flowchart Analysis and

Applications in Algorithm Description. Joumal

of Jinggangshan University(Natural Science)

2010; 31(6):70-81.

[6] JANBU N., (ed.), Static bearing

capacity of friction piles, Proceedings of the

6th European Conference on Soil Mechanics

and Foundation Engineering, 1976, Vol. 1.2,

479-488.

[7] WHITE D.J., BOLTON M.D.,

Comparing CPT and pile base resistance in

sand, Proc. Inst. Civil Eng. Geotech. Eng., 2005,

158(GE1), 3–14.

Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN ĐỨC NGUÔN


MỘT SỐ KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU MỐI QUAN HỆ GIỮA ĐỘ ẨM VÀ CÁC CHỈ TIÊU CƠ LÝ CỦA ĐẤT PHONG HÓA

NGUYỄN HỒNG DƢƠNG

*

Some research results on the relationship between moisture and physical

and mechanical properties of weathered soils

Abstract: The paper presents the physicochemical nature and the

randomness of the relationship of moisture with the shear resistance of

weathered soil, and introduces the principle of methods and examples for

establishing those relationships by experiment results.

Keywords: Weathered mechanical and physical properties

ĐẶT VẤN ĐỀ *

Khi độ ẩm của đất thay đổi, tỷ lệ giữa các

pha rắn, lỏng, khí trong hệ phân tán của đất

sẽ thay đổi, đồng thời bề dày màng nước liên

kết của hạt biến đổi, sẽ làm liên kết giữa các

hạt biến đổi, theo đó khối lượng thể tích của

đất và chỉ tiêu kháng cắt biến đổi.Trong khi

đó, độ ẩm của đất là chỉ tiêu nhạy cảm nhất

trong điều kiện môi trường có khí hậu luôn

thay đổi. Bởi vậy, xác lập được quy luật biến

đổi của các chỉ tiêu kháng cắt và khối lượng

thể tích khi độ ẩm của đất thay đổi sẽ có

nhiều ý nghĩa thực tiễn trong đánh giá sự mất

ổn định của khối đất. Tuy nhiên, quy luật

biến đổi các chỉ tiêu kháng cắt và khối lượng

thể tích của đất khi độ ẩm của nó thay đổi,

phụ thuộc đồng thời vào nhiều yếu tố đặc

trưng cho hệ phân tán như kích thước hình

dạng và thành phần khoáng hóa các hạt

khoáng v.v...Trong khi đó, các đặc trưng này

biến đổi phức tạp trong khối đất và có sự

khác nhau giữa các vỏ phong hóa. Do đó, xác

lập mối quan hệ tương quan dựa trên kết quả

thí nghiệm và lý thuyết xác suất thống kế là

cách để có được biểu thức mô tả định lượng

mối quan hệ giữa độ ẩm với các chỉ tiêu

kháng cắt và khối lượng thể tích.



Email [email protected]

1. CƠ SỞ LÝ THUYẾT XÁC LẬP CÁC

MỐI QUAN HỆ

1.1. Bản chất cơ lý hóa của các mối quan

hệ của độ ẩm trong đất phong hóa

Đất phong hóa, được cấu thành bởi các hạt

khoáng là sản phẩm phong hóa từ đá gốc, bao

gồm các hạt keo lẫn trong các hạt mịn đôi khi

các tảng phong hóa lỏi, Trong đó, hạt keo có

kích thước siêu nhỏ và có cấu trúc khoáng vật

khác nhau mang lại cho chúng khả năng hấp thụ

nước khác nhau. Các khoáng vật có cấu trúc lớp

của ô mạng tinh thể như các khoáng vật sét mà

tiêu biểu là Monmorinolit, Bentonit ... có khả

năng hấp thụ nước rât cao. Khi tham gia vào cấu

trúc ô mạng tinh thể nước này làm gia tăng thể

tich của hạt khoáng. Đông thời với đường kính

siêu nhỏ từ micromet đến nanomet của các hạt

khoáng, chúng sẽ có tỷ mặt ngoài rất lớn, theo

đó có năng lượng bề măt rất cao. Chính năng

lượng bề mặt đã tạo nên sự liên kết giữa các hạt

theo bản chất của mối liên kết phân tử trong vật

rắn. Phân lớn các hạt khoáng có đặc điểm tích

điện mang lại cho chúng khả năng ưa nước, nên

nếu gặp nước sẽ hấp thụ tạo thành màng nước

bao quanh các hạt là nước liên kết có quy luật

vận động và tồn tại khác biệt với nước trọng lực

thông thường. Màng nước bao quanh hạt càng

dày, năng lượng bề mặt càng giảm. Mỗi một hạt

khoáng có thành phần khoáng hóa, đường kính

xác định trong một môi trường chất lỏng có độ



pH xác định sẽ có một trị giá cực đại của bề dày

màng nước liên kết. Khi màng nước liên kết đạt

chiều dày cực đại, năng lượng bề mặt của hạt

khoáng không còn khả năng liên kết với các hạt

khoáng khác, đất ở vào trạng thái chảy với các

đặc trưng cơ học của một chất lỏng và mất khả

năng kháng căt. Từ trạng thái chảy, khi nước

trong đất mất dần, để màng nước mỏng dần, khi

đó sẽ xuất hiện trở lại khả năng liên kết giữa các

hạt. Nếu đồng thời cùng tồn tại mối liên kết này

trong sự tồn tại nước liên kết thì liên kết giữa

các hạt sẽ thông qua màng nước, bởi thế liên kết

giữa các hạt có tính mềm dẻo và làm cho đất có

các đặc trưng của vật rắn có tính dẻo. Màng

nước có chiều dày nhỏ nhất mà đất bắt đầu có

tính dẻo được xem là chiều dày màng nước liên

kết mạnh để phân biệt với chiều dày cực đại liên

quan đến trạng thái chảy của đất. Khi màng

nước liên kết mất đi hoàn toàn đất sẽ ở trạng

thái cứng. Tuy nhiên, trong điều kiện tự nhiên

chỉ có phần trên mặt của vỏ phong hóa do có

khả năng bốc hơi, nên màng nước liên kết mới

có khả năng nhỏ hơn ở bề dày màng liên kết

mạnh của nó hay đất ở trạng thái cứng hoàn

toàn, ngược lại phần nằm sâu trạng thái cứng ít

khi xảy ra.

Như vậy, với sự tăng khối lượng nước vào

trong đất phong hóa, nước sẽ được tiếp nhận

theo ba dạng: trong cấu trúc mạng tinh thể gọi là

nước cấu trúc, trong màng liên kết của các hạt

khoáng gọi là nước liên kết và trong lỗ hổng

giữa các hạt khoáng gọi là nước trọng lực. Nước

cấu trúc không thoát ra khỏi ô mạng cấu trúc ở

nhiệt độ bay hơi 1000c, nên nó không có trong

thành phần của độ ẩm. Giữa các dạng tồn tại của

nước ở trong đất, nước trọng lực chỉ hình thành

và phát triển khi nước cấu trúc và liên kết đã

hoàn chỉnh. Như thế, sự tham gia của nước

trọng lực chỉ làm thay đổi trọng lượng của đất

mà không ảnh hưởng đến liên kết giữa các hạt,

sự thay đổi mối liên kết các hạt khi độ ẩm của

đất thay đổi có bản chất là biến đổi bề dày màng

nước liên kết, theo đó sự biến thiên độ ẩm của

đất với sự biến đổi các chỉ tiêu kháng cắt và

khối lượng thể tích của nó không thể là quan hệ

tuyến tính mà sẽ có các điểm uốn và cực trị liên

quan đến các trạng thái về độ ẩm của đất, các

trạng thái đó là: độ ẩm giới hạn chảy và dẻo, độ

ẩm bão hòa.

1.2. Lý thuyết xác suất thống kê trong các

mối quan hệ của độ ẩm

Nghiên cứu xác lập mối quan hệ tương quan

giữa độ ẩm với các chỉ tiêu kháng cắt và khối

lượng thể tích, đã có nhiều vấn đề được giải

quyết ở các mức độ khác nhau. Các mối quan hệ

của độ ẩm trong đất phong hóa có thể được biểu

diễn bằng nhiều cách khác nhau, nhưng với mục

đích sáng tỏ độ tin cậy về sự chính xác của kết

quả tính toán áp lực đất lên tường chắn bằng các

chỉ tiêu kháng cắt và khối lượng thể tích theo

phương pháp giải tích thì biểu diễn bằng hàm

tương quan thực nghiệm sẽ là cách để thỏa mãn

mục đích yêu cầu.

Cở sở lý thuyết để xác lập mối quan hệ tương

quan là lý thuyết xác suất thông kê, với nền tảng

xem giá trị các chỉ tiêu độ ẩm, đặc trưng kháng

cắt và khối lượng thể tích là những tập hợp

thống kế có phân bố ngẫu nhiên. Theo đó

phương trình tương quan thực nghiệm là biểu

diễn đường quan hệ trên hệ trục tọa độ XOY

trong đó trục ox là các giá trị độ ẩm, trục oy là

các giá trị của các chỉ tiêu tương quan với độ

ẩm. Trong đó đường quan hệ được định nghĩa đi

qua các điểm mà tổng bình phương các khoảng

cách từ các điểm đến đường quan hệ là nhỏ

nhất. Theo định nghĩa đó phương trình tổng quát

của đường quan hệ có thể biểu diễn qua dạng đa

thức TSebusop:

y=b0P0(x)+b1P1(x)+.....bnPn(x)

trong đó pi(x) - hoành độ với xác xuất Pi

Đối với quan hệ bậc nhất phương trình

có dạng:

tbtb

x

yyxx

S

sry )(

trong đó, Sx- độ lệch bình phương trung bình

của tập hợp x,


Sy- độ lệch bình phương trung bình của tập

hợp y,

xtb,ytb- tị trung bình của các tập hợp x,y

tương ứng

r - hệ số tương quan, -1<r<1, trị tuyệt đôi của

r càng lớn quan hệ đó càng chặt, khi r=1 mối

quan hệ đó trở thành quan hệ hàm số, trong đó r

được tinh theo công thức sau

)yiy)(xix()1n(ss

1r

yx

Trong công cụ bảng tính excell việc tính toán

các quan hệ tương quan và hệ số tương quan với

các dạng quan hệ đã được cài đặt. Do đó, với

công cụ excell phổ thông đang được sử dụng rất

phổ biến, việc xác định phương trình tương

quan kể cả đồ thị của nó và hệ số tương quan trở

nên đơn giản và dễ dàng. Tuy nhiên, đánh giá

độ tin cậy của các mối quan hệ chưa có sẵn,

nhưng có thể tiến hành dựa vào hệ số tương

quan bằng phân phối student theo biểu thức

1 nrta

Trong đó ta hệ số xác suất tin cậy Student

Từ giá trị ta tính được, nếu tra bảng hệ số xác

suất tin cậy Student theo n hoặc dùng hàm Tdist

trong bảng tính excell sẽ xác định được xác suất

tin cậy.

Theo biểu thức, khi n càng tăng tức là tập

hợp thống kê càng lớn thì độ tin cậy càng cao,

tương tự với hệ số tương quan càng lớn hay

quan hệ càng chặt thì độ tin cậy càng cao và

ngược lại.

Tóm lại, với bất cứ một tập hợp thống kê nào

của độ ẩm với các chỉ tiêu kháng cắt và khối

lượng thể tích đều có thể thiết lập được rất nhiều

dạng các mối quan hệ tương quan, trong đó có

một dạng quan hệ có hệ số tương quan lớn nhất

hay chặt nhất. Nhưng quan hệ đó có phản ánh

thật sự bản chất cơ lý hóa của mối quan hệ còn

tùy thuộc vào sự phân tích các yếu tố phụ thuộc

mà không nằm trong mối quan hệ được xác lập.

Do đó, loại bỏ các yếu tố phụ thuộc hay cô lập

chúng bằng cách đồng nhất hóa các biến đổi của

chúng là quy tắc thường được áp dụng khi thiết

lập và sử dụng các mối quan hệ tương quan. Nội

dung cơ bản trong quy tắc đồng nhất là phân

chia đối tượng hay tập hợp thống kê của chúng

theo những tiêu chí hợp lý nhất.

1.3. Cơ sở lựa chọn mẫu thí nghiệm để xây

dựng các tập hợp thống kê

Đất phong hóa là sản phẩm phá hủy đất đá

trên bề mặt do sự thay đổi các yếu tố khí hậu

của môi trường, khi đó sự phá hủy làm biến đổi

thành phần sự nguyên khối của chúng, kết quả

là độ bền giảm, thể tích tăng lên. Trong đó, phần

bề mặt thường bị biến đổi mạnh mẽ nhất và

giảm dần vào bên trong, phân thành ba đới từ

ngoài vào trong, theo thứ tự triệt để, dở dang và

đá gốc. Đới phong hóa triêt để là phần ngoài

cùng bị phong hóa mãnh liêt nhất và bị tác dụng

rửa trôi bề mặt. Tùy theo, đặc điểm môi trường,

thành phần đá gốc và địa hình cũng như kiến tạo

mà đới ngoài cùng có mức độ phong hóa triệt để

khác nhau và được giữ lại hay bị rửa trôi, theo

đó đới phong hóa triệt để sẽ có bề dày khác

nhau. Ngoài một số trường hợp do tác dụng của

nước dưới đất làm cho phong hóa mạnh xảy ra ở

bên trong, thì hầu hết phần trên bề mặt phong

hóa diễn ra mạnh mẽ nhất, đó là quy luật phổ

quát đặc trưng cho tính phân đới của vỏ phong

hóa. Trong quy luật đó, có sự khác nhau về vỏ

phong hóa giữa vị trí đỉnh với sườn dốc được

phân biệt bởi hai nguồn gốc eluvi với deluvi.

Eluvi là phong hóa tại chỗ còn deluvi hay sườn

tích là sản phẩm phong hóa trên đỉnh được di

chuyển xuống. Giữa eluvi với deluvi, không chỉ

khác nhau về khoáng hóa mà sự khác nhau

mang tính đặc trưng cơ bản là thành phần hạt

mịn. Nhưng để phân biệt chúng không đơn giản,

thực tế thường căn cứ vào vị trí tồn tại của

deluvi trên các dạng địa hình đặc trưng.

Tóm lại, theo thời gian đất trong vỏ phong

hóa không trải qua thời kỳ nén chặt như đất

trầm tích, trái lại chúng rất ưa nước nễn dễ dàng

hấp thụ nước và bị trương nở tăng thể tích, trong

đó khả năng hấp thụ nước làm tăng thể tích có

sự khác nhau giữa các đới và giữa deluvi với


eluvi, trong đó deluvi là đối tượng có nhiều khả

năng hấp thụ nước và tiềm ẩn nhiều nguy cơ

mất ổn định trên sườn dốc.

Địa hình sườn dốc chiếm ba phần tư diện

tích lãnh thô ở Viêt Nam đặc biệt ở phía băc.

Đia hình sườn dốc phía bắc có đặc điểm

nguồn gốc và hình thái rât đa dạng. Cấu tạo

nên các dạng địa hình này gồm đủ các loại đá

trầm tích magma và biến chất. Trong các dạng

địa hình sườn dốc thì địa hình cấu tạo bởi các

đá trầm tich sét bột kết có diện phân bố rộng

nhất, các địa hình cấu tạo bởi đá biến chất

nhiệt phiến sét serisit, cũng như đá magma

phun trào bagian foocfiarít có diện phân bố

không lớn nhưng rải rác ở nhiều nơi có liên

quan đến mất ổn định sườn dốc do tác dụng

của mưa bão tức là liên quan đến sự biến đổi

độ ẩm của đất.

Như vậy, xét trên các tiêu chí điển hình cho

tính rất nhạy cảm và đại diện cho sự phân bố

rộng và tính đặc trưng cho các kiểu nguồn gốc,

đối tượng được lựa chọn để thí nghiệm là phần

trên của vỏ phong hóa của các đá sét bột kết,

nằm trong phần sườn tích deluvi.

2. MỐI QUAN HỆ GIỮA DỘ ẨM VỚI CHỈ

TIEU KHANG CẮT VA KHỐI LƯỢNG

2.1 Những vấn đề thí nghiệm xác định

các chỉ tiêu cơ lý của đất để thiết lập mối

quan hệ

Phần deluvi của vỏ phong hóa có nhiều loại

với thành phần hạt khác nhau, song, đặc trưng

nhất là thành phần hạt mịn được tập hợp thành

các loại đất sét, sét pha và cát pha. Nếu xét theo

bản chất cơ lý hóa của hệ phân tán thì ở các độ

ẩm giới hạn sẽ là những điểm đặc biệt trong mối

quan hệ, như thế ngoài các trạng thái bất kỳ, thí

nghiệm xác định sức kháng cắt của đất phải tiến

hành ở các độ ẩm giới hạn. Bằng thiết bị tạo độ

ẩm theo nguyên lý cưỡng bức cùng với dụng cụ

đo độ ẩm đất chế tạo tại Nhật Bản cho phép tạo

độ ẩm của đất ở mọi trạng thái trong đó các

trạng thái giới hạn. Chi tiết tạo độ ẩm giới hạn

như sau:

Một thỏi mẫu sau khi đã lấy vào nhiều dao

vòng để tiến hành cắt phẳng, lấy ra một mẫu

đất trong số các mẫu có trong các dao vòng đó,

cân xác định khối lượng mtn sấy khô ở nhiệt độ

1050c xác định được khối lượng đất khô mk và

lượng nước có trong đó là mn=mtn-mk, đồng

thời xác định chỉ số dẻo Is và độ sệt Ip từ một

phần đất bất kỳ trong thỏi mẫu đó. Với các số

liệu thi được, lượng nước cần đưa vào để mẫu

đạt trạng thái dẻo hoặc chảy sẽ được tính toán

theo biểu thức:

)1( pstnk IIwmm

Theo công thức trên để đưa một mẫu đất

về trạng thái dẻo có độ sệt Ip=0.5 sẽ cần bổ

sung vào môt khối lượng nước được tính theo

công thức

)15,0( stnk Iwmm

và để đưa một mẫu đất về trạng thái dẻo có

độ sệt Ip=0.75 sẽ cần bổ xụng vào môt khối

lượng nước được tính theo công thức

)175,0( stnk Iwmm

Từ lượng nước cần bổ xung, sử dụng pisston

tăng áp đưa nước vào trong đất theo nguyên tắc

thấm cho đến khi đạt lượng nước yêu cầu.

Theo nguyên lý và quy trình đó thí nghiệm

xác định các chỉ tiêu để lập các mối quan hệ

tương quan, đã được tiến hành trong phòng thí

nghiệm Địa kỹ thuật của trường Đại học Kiến

Trúc Hà Nội.

2.2. Các mối quan hệ của độ ẩm trong đất

phong sét bột kết

Để có số liệu thiết lập các mối quan hệ của

độ ẩm đã tiến hành thí nghiệm đất sét bột kết

phong hóa trên các từ đá trầm tích lục nguyên

sét bột kết trong phần sườn tích deluvi của vỏ

phong hóa.

Với số lượng 30 mẫu đất có chỉ số dẻo khác

nhau từ sét, sét pha, cát pha thí nghiệm ở các độ

ẩm khác nhau, trong đó có độ ẩm ở giới hạn dẻo

và giới hạn hạn chảy. Từ kết quả thí nghiệm cắt

phẳng trên các mẫu ở các độ ẩm đã xây dựng

được các tập hợp thống kê như sau:


1 0,114 0,552 0,290 1,87 -0,66

2 0,20 0,548 0,280 1,91 -0,20

3 0,24 0,541 0,229 1,92 0,00

4 0,28 0,463 0,198 1,94 0,21

5 Sét 0,29 0,433 0,191 1,94 0,25

6 0,34 0,400 0,144 1,96 0,50

7 0,38 0,312 0,086 1,96 0,75

8 0,41 0,162 0,082 1,95 0,91

9 0,46 0,182 0,080 1,89 1,17

10 0,50 0,136 0,071 1,84 1,37

11 0,46 0,164 0,069 1,8445 1,29

12 0,20 0,427 0,247 1,9044 -0,20

13 0,24 0,415 0,232 1,9261 0,00

14 0,28 0,389 0,192 1,94 0,25

15 Sét 0,30 0,359 0,179 1,9581 0,37

16 pha 0,32 0,324 0,157 1,9982 0,50

17 0,37 0,315 0,110 1,9833 0,75

18 0,38 0,258 0,105 1,98 0,83

19 0,41 0,218 0,079 1,9629 1,00

20 0,42 0,147 0,067 1,9343 1,06

21 0,15 0,412 0,324 1,8982 -0,50

22 0,16 0,352 0,315 1,92 -0,33

23 0,17 0,345 0,249 1,95 -0,20

24 0,18 0,317 0,250 1,98 0,00

25 Cát 0,19 0,288 0,248 1,9928 0,17

26 pha 0,20 0,258 0,179 2 0,33

27 0,21 0,25 0,244 2,00 0,50

28 0,23 0,189 0,125 1,9948 0,75

29 0,25 0,179 0,087 1,95 1,17

30 0,27 0,135 0,078 1,948 1,50

Độ sệt

Ip

hệ số ma

sát tg

khối lương

thể tích

thư

tự

loại

đất Is

độ ẩm

W

lực

dính C

Từ các tập hợp thống kê, dựa vào các hàm thống kê trong Excell có các quan hệ với độ ẩm

như sau:

Đối với đất sét:

C- W

y = 20,183x3 - 20,654x

2 + 5,1545x + 0,199

R2 = 0,9674

y = -1,2953x + 0,7893

R2 = 0,8972

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

tg- W

y = 13,411x3 - 11,919x

2 + 2,4732x + 0,1453

R2 = 0,9905

y = -0,6775x + 0,3828

R2 = 0,9321

0,000

0,050

0,100

0,150

0,200

0,250

0,300

0,350

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

- W

y = -2,5666x2 + 1,602x + 1,7017

R2 = 0,827

y = -10,729x3 + 7,2368x

2 - 1,0873x + 1,9146

R2 = 0,9799

1,82

1,84

1,86

1,88

1,90

1,92

1,94

1,96

1,98

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

Hình 1a: Quan hệ C- W Hình 1b: Quan hệ tg-W Hình 1c: Quan hệ - W


Đối với đất sét pha:

C- W

y = 18,94x3 - 21,169x2 +

6,4066x - 0,163

R2 = 0,949

y = -1,1469x + 0,6884

R2 = 0,9187

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,45

0,5

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

tg- W

y = 18,964x3 - 18,182x2 +

4,7929x - 0,1367

R2 = 0,9969

y = -0,7845x + 0,4082

R2 = 0,9769

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

- W

y = -6,39x2 + 4,16x + 1,31

R2 = 0,80

y = -38,91x3 + 32,11x

2 - 8,06x

+ 2,55

R2 = 0,96

1,82

1,84

1,86

1,88

1,9

1,92

1,94

1,96

1,98

2

2,02

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5


Đối với đất cát pha:

C- W

y = -39,43x3 + 33,70x2 -

11,01x + 1,43

R2 = 0,98

y = -2,19x + 0,71

R2 = 0,96

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,45

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

tg- W

y = 90,612x3 - 54,132x2 +

8,3609x - 0,0238

R2 = 0,9022

y = -2,1466x + 0,6399

R2 = 0,8987

0,000

0,050

0,100

0,150

0,200

0,250

0,300

0,350

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

- W

y = -23,45x2 + 10,12x + 0,91

R2 = 0,91

y = 193,53x3 - 144,78x2 + 34,95x -

0,75

R2 = 0,96

1,88

1,9

1,92

1,94

1,96

1,98

2

2,02

0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30


Cho tất cả các loại đất:

C- W

y = -0,69x + 0,51

R2 = 0,34

y = -19,782x3 + 16,85x2 -

5,0363x + 0,8506

R2 = 0,3818

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

tgw

y = 0,9261x3 + 0,5295x2 -

1,2834x + 0,4606

R2 = 0,7769

y = -0,6791x + 0,3673

R2 = 0,7467

0,000

0,050

0,100

0,150

0,200

0,250

0,300

0,350

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

- W

y = -2,77x2 + 1,61x + 1,74

R2 = 0,47

y = -4,19x3 + 1,07x

2 + 0,53x +

1,83

R2 = 0,49

1,82

1,84

1,86

1,88

1,90

1,92

1,94

1,96

1,98

2,00

2,02

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

Từ những quan hệ trên nhận thấy, nếu xét

riêng đất loại sét, sét pha và với cát pha thi các

mối quan hệ của độ ẩm với các chỉ tiêu có hệ số

tương quan, kể cả tương quan bậc nhất đều có

n> 0.85 chứng tỏ yếu tố bên ngoài tác động vào

quan hệ đó là không đáng kể và quan hệ thể

hiện đúng bản chất của hệ phân tán. Nhưng nếu

không phân biệt giữa các loại đất thì quan hệ

của độ ẩm với các chỉ tiêu có hệ số tương quan

thấp. Điều đó cũng phù hợp với bản chất phân


tán của đất. Bởi cùng một độ ẩm nhưng chỉ số

dẻo khác nhau thì các đặc trưng kháng cắt sẽ

khác nhau do năng lượng bề mặt của các hạt

khoáng của chúng khác nhau. Do đó để phù

hợp với bản chất và hạn chế sự chia nhỏ tập

hợp thống kê thì thay vì quan hệ trực tiếp với

độ ẩm sẽ thông qua một đại lượng khác để

thiết lập mối quan hệ, đại lượng đó là độ sệt Is

của đất. Kết quả của việc xác lập quan hệ của

độ sệt với các chỉ tiêu kháng cắt và khối lượng

thể tích thể hiện trên biểu đồ trọng các hình 4

như sau:

C- Ip

y = -0,03x2 - 0,16x + 0,40

R2 = 0,72

y = 0,03x3 - 0,06x

2 - 0,16x + 0,41

R2 = 0,72

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

-1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

tg- Ip

y = 0,0636x3 - 0,0636x2 - 0,159x

+ 0,2442

R2 = 0,9293

y = -0,1346x + 0,2335

R2 = 0,8993

0,000

0,050

0,100

0,150

0,200

0,250

0,300

0,350

-1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

- Ip

y = -0,09x2 + 0,08x + 1,95

R2 = 0,51

y = -0,01x3 - 0,07x

2 + 0,09x + 1,95

R2 = 0,51

1,82

1,84

1,86

1,88

1,90

1,92

1,94

1,96

1,98

2,00

2,02

-1,00 -0,50 0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

Từ hệ số tương quan của các chỉ tiêu với độ ẩm

và chỉ tiêu với độ sệt nhận thấy quan hệ với độ sệt

chặt hơn quan hệ với độ ẩm. Sự khác nhau đó

hoàn toàn phù hợp với bản chất của hệ phân tán.

Như vậy, theo đặc tính số đông của lý thuyết

thống kê và để hạn chế sự phức tạp phân chia tập hợp

thống kê, thì trong những trường hợp như thế này thì

chấp nhận hệ số tương quan thấp nhưng có được tập

hợp thống kê lớn, khi đó độ tin cậy của quan hệ chưa

hẳn đã giảm đi. Ví dụ theo biểu thức xác định hệ số

tin cậy student 1 nrta , xét quan hệ bậc nhất

của lực dính kết C với độ ẩm của đất loại sét với

n=10, r2 = 0.89 khi đó ta= 2.83 xác suất tin cậy của

quan hệ là 0.991, trong khi với tập hợp 30 mẫu có

n=30 và hệ số tương quan r2=0.72 khi đó ta=4.56 theo

đó xác suất tin cậy của quan hệ là 0.999.

KẾT LUẬN

Các chỉ tiêu mẫũ để xác lập mối quan hệ tương

quan giữa độ ẩm với các chỉ tiêu kháng cắt và

khối lượng thể tích của đất phong hóa trên đá sét

bột kết được thực hiện ở trạng thái giới hạn nên

phương trình biểu diễn và độ chặt của mối quan

hệ đã phản ánh sát thực tác dụng của độ ẩm đên sự

hình thành sức kháng cắt và khối lượng thể tich

của đất. Thông qua các mối quan hệ từ các tập

hợp này cũng cho thấy quan hệ bậc ba phản ánh

trung thực hơn, bậc nhất nhưng quan hệ bâc nhất

cũng cho độ tin cậy với xác suất đạt tới 95%.

trong khi xác lập quan hệ bậc nhất chỉ cần tiến

hành bằng các thí nghiệm đơn giản không nhất

thiết phải tiến hành ở độ ẩm giới hạn. Do đó, có

thể sử dụng quan hệ bậc nhất để đánh giá sự biến

đổi các giá trị các đặc trưng kháng cắt và khối

lượng thể tích theo sự biến đổi của độ ẩm.


1.V.M. Fridland. Đất và vỏ phong hóa nhiệt

đới ẩm, nhà xuất bản khoa học kỹ thuật 1973.

2.Isik Yilmaz. Gypsum/anhydrite - Some

engineering problems. Bulletin of Engineering

Geology and the Environment,Volume 60

Number 3 (2001).

3. John A. Franklin, Maurice B.

DusseaultRock Engineering applications.

MacGraw - Hill International Edition, Civil

Engineering Series (1992)

4. Hasald Crames Phương pháp toán học

trong thống kê , bản dịc tiếng việt, Nhà xuất bản

khoa học kỹ thuật .1970

5. E.D. Sukina bản chất cơ lý hóa của hệ

phân tán tự nhiên. Tiếng Nga nhà xuất bản

Matscova 1985.

Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN ĐỨC MẠNH


MỘT SỐ KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU CHẤN ĐỘNG BỀ MẶT BẰNG VM 1220E ĐỂ ĐÁNH GIÁ HƯ HẠI CỦA CÁC CÔNG TRÌNH

NGUYỄN HOÀI NAM*

Some results of research on surface vibration caused by means of traffic

Abstract: By the seismic measurement results on the road, using the VM

1220E vibration measuring device from Japan, the article analyzes the

relationship between geological structures and the some vibration

parameters such as amplitude and acceleration. In particular, the

relationship over time of measurement parameters have been described for

clarifying influence of dynamic loads on the structural damage of the

works along the road during construction and use of the road

Keywords: Surface vibrations and damage works

GIỚI THIỆU CHUNG *

Gần đây các tuyến đường cao tốc được khởi

công ở rất nhiều nơi trên lãnh thổ Việt Nam.

Trong đó, rất nhiều tuyên đường đi vào giữa

khu dân cư, thấm trí cắt ngang qua các thị trấn

thị tứ và khu đô thị đã thấy xuất hiện hiện tượng

nứt rạn kết cấu tường công trình gần đường.

Hiện tượng hư hại kết cấu công trình dưới tác

dụng của tải trọng động đã được nhận thấy từ

lâu không chỉ ở Việt Nam mà cả trên thế giới.

Tuy nhiên, tải trọng động thông qua sự lan

truyền trong nền đất dưới dạng sóng đàn hồi phụ

thuộc vào nhiều yếu tố và ứng xử của kết cấu

công trình dưới tác dụng của tải trọng động

cũng vô cùng đa dạng. Do đó, ảnh hưởng của tải

trọng động mà phổ biến là tải trọng trùng phục

của phương tiện vận chuyển, phần lớn chỉ nhận

ra theo cảm tính mà rất ít có đánh giá định

lượng bằng các số liệu đo cụ thể. Tại những

nước có trình độ khoa học kỹ thuật phát triển

như Mỹ, Tây âu, từ lâu đã ban hành các tiêu

chuẩn để đánh giá sự ảnh hưởng của tải trọng

động đến kết cấu công trình. Điển hình như tiêu

chuẩn Din DIN 4150 của Cộng hòa Liên bang

Đức mà sau này Việt Nam trên cơ sở đó đã ban

* Đại học Kiến Trúc Hà Nội


hành TCVN 7378: 2004. TCVN 7378: 2004 được

xem là căn cứ để đánh giá đánh giá sự hư hại kết

cấu do tác dụng của tải trọng động. Tuy nhiên, các

thiết bị hiện đo thường sử dụng các geophon với

các phép đo là vận tốc và gia tốc hoặc biên độ tần

số và cho kết quả là các đường biểu diễn các đại

lượng đó theo thời gian nên sử dụng giá trị nào

trong nhiều các giá trị trên đường biểu diễn để

đánh giá là một vấn đề phức tạp.

Bài báo ở đây chỉ đề cập tới ảnh hưởng lan

truyền chấn động trên các dạng cấu trúc nền

khác nhau của tải trọng động có đặc trưng trùng

phục của các phương tiện vận tải di chuyển trên

đường, kế cả các thiết bị thi công. Theo đó, tải

trọng trùng phục được nhìn nhận qua các đặc

tính như sau:

- Nguồn gây chấn động biến đổi cùng với

chiều chuyển động của xe chạy và lăp lại theo

chu kỳ của đoàn xe nối tiếp nhau.

- Có sự tham gia của nhiều nguồn chấn động

do nhiều xe chạy đồng thời.

Như vậy, đặc điểm lan truyền có tính chất

động sẽ gây ra chấn động bề mặt và biến dạng

tích lũy cho mặt đường. Nói cách khác, biến

dạng do tác dụng trùng phục gồm chấn động với

biến dạng tích lũy, đó là các biểu hiện mang tính

hai mặt của quá trình chuyển hóa năng lượng.

Việc đánh giá dự báo chấn động và biến dạng


tích lũy bằng các bài toán hiện có là vô cùng

phức tạp. Do đó, tìm hiểu mối quan hệ cấu trúc

nền đường với chấn động bề mặt đường dưới tác

dụng của tải trọng trùng phục sẽ sáng tỏ nhiều

vấn đề của lan truyền dao động đến nền móng

công trình gần đường.

1. CƠ SỞ CỦA PHƢƠNG PHÁP

NGHIÊN CỨU

Như đã biết, các phương tiện vận tải khi

chuyển động trên đường, sẽ có lực ngang tác

dụng vào lớp mặt áo đường và lực thẳng đứng

tác dụng xuống cả áo và nền đường. Trong đó,

tác dụng thẳng đứng gồm tác dụng lăn biến đổi

theo tốc độ và mật độ xe chạy và tác dụng xung

đột ngột do sự va chạm của bánh xe với mặt

đường. Dưới các tác dụng lăn, nền đất sẽ đồng

thời có biến dạng thể tích và hình dạng lớn hơn

so với các lớp áo đường. Các biến dạng này, có

thể xem như là biến dạng dưới diện chịu tải của

mặt trụ lăn quanh tâm tức thời. Biến dạng này,

luôn có kết quả cuối cùng là làm thay đổi trạng

thái ứng suất biến dạng, trong đó có cả sự thay

đổi độ chặt của đất để đạt sự cân bằng giữa tải

trọng với phản lực nền ở mọi điểm mà trụ lăn

qua. Do đó, năng lượng mà đường tiếp nhận

được từ động năng của các phương tiện chuyển

động sẽ được chuyển hóa dưới 2 dạng, là biến

dạng tích lũy và chuyển động bề mặt. Trong đó,

chuyển động bề mặt chính là biểu hiện lan

truyền sóng bề mặt theo cơ chế lan truyền ứng

suất và biến dạng. Tất cả những điều đó đặt ra

các vấn đề cần phải xem xét là:

- Sự khác nhau về lan truyền chấn động giữa

phương thẳng đứng và các phương song song,

vuông góc với tuyến đường.

- Quy luật biến đổi các giá trị biên độ, tần số

dao động theo các dạng cấu trúc nền.

Căn cứ vào những phân tích trên, để tìm hiểu

về chấn động bề mặt cho việc sáng tỏ cơ chế

phá hủy của tải trọng trùng phục, nhóm nghiên

cứu đã sử dụng máy VM của Nhật Bản (ảnh 1).

Máy đo có tính năng tác dụng và thực hiện được

các phép đo như sau:

- Máy có thể đo các thông số gia tốc và biên

độ dao động theo 3 phương vuông góc X, Y, Z.

- Máy đo liên tục theo thời gian với tốc độ đo

0,05s /1 lần đo

- Kết quả đo được tự động tính toán thể hiện

dưới dạng logarit, trong đó kết quả là các giá trị

trung bình của phổ biên độ ứng với các khoảng

thời gian

Ảnh1: Thiết bị đo VM1220E

- Kết quả đo được lưu giữ

Trên cơ sở khảo sát tình trạng hoạt động của

các phương tiện vận tải trên đường và tài liệu

địa chất thu thập được ở một số điểm, nhóm

nghiên cứu đã bố trí đo tại 4 điểm trên 2 tuyến

quốc lộ 5 và tuyến cao tốc Hà Nội – Hải Phòng.

Tại mỗi điểm đo đều có cấu trúc địa chất đặc

trưng. Đặc điểm hoạt động của các phương tiện,

địa tầng và các kết quả đo tại các điểm đo

nghiên cứu như sau đây.

2. KẾT QUẢ ĐO TRÊN TUYẾN CAO TỐC

Kết quả đo tại xã Cửu Cao:

-Đặc điểm hoạt động của phương tiện vân

tải: tuyến đường đang trong thời gian thi công

phần nền đường, tốc độ chuyển động của các

phương tiện vận tải thấp biến đổi trong khoảng

15-25 km/h. Mật độ lưu thông của các phương

tiện nhỏ nhưng tải trọng xe lớn, thường tải trọng

trên trục 12 tấn.


- Đăc điểm nền và mặt đường: đường được

xử lý bằng cọc cát, nền đường đắp cao 2m đã thi

công phần nền đến cao trình thiết kế.

- Địa tầng tại điểm đo xã Cửu Cao:

Thứ tự lớp bề dày, m Ký hiệu Tên đất Mô dun Ekpa Cƣờng độ Rkpa

1 1 Cát lấp 12000 75

2 1,4 Sét pha nâu hông 7500 140

3 1,2 Sét xám xanh dẻo mềm 6000 105

4 2 Đất hữu cơ 7000 130

5 Bùn sét pha 25 50

- Kết quả đo:

Thời gian đo 9 giờ ngày 29/3/2011

Chỉ tiêu

đo

Đơn vị

đo

Mức rung Lv Mức gia tốc rung Lva

Z Y X Trung Bình Z Y X Trung

Bình

Leq dB 29,5 23,9 24 44,9 40 32,3 33 61,1

Lmax dB 45,8 29 31 62,4 48,3 38,2 39,6 73,2

Lmin dB 20,2 20,2 20,2 35,0 28,2 27,6 27,9 48,3

L10 dB 42,8 27,5 28,3 58,2 45,6 37,2 38,1 70,1

L50 dB 25,6 23,7 23,9 42,3 37,2 31,6 32,2 58,5

L90 dB 22,5 21,5 22 38,1 30,8 29,4 28,9 51,5

Kết quả đo tại khu vực Bình Giang -

Gia Lộc:

- Đặc điểm hoạt động của phương tiện vân

tải: tuyến đường đang trong thời gian thi công

phần nền đường, tốc độ chuyển động của các

phương tiện vận tải thấp biến đổi trong khoảng

10-20 km/h. Mật độ lưu thông của các phương

tiện nhỏ nhưng tải trọng xe lớn, thường tải trọng

trên trục 12 tấn.

- Đặc điểm nền và mặt đường

Đường được xử lý bằng cọc cát, nền đường

đắp cao 3 m nhưng mới thi công phần nền đến

độ cao 0,5m

- Địa tầng

Thứ tự lớp bề dày Ký hiệu Tên đất ModunEKpa cƣờng độ Rkpa

1 1 Sét pha nâu hồng 8500 120

2 1,8 Bùn sét pha xám đen 3000 65

3 3,5 Cát pha xám đen 6500 70

4 Bùn sét pha xám đen 2500 55

- Kết quả đo



Chỉ tiêu

đo

Đơn vị

đo


Z Y X Trung Bình Z Y X

Trung

Bình

Leq dB 37,2 32,8 32,9 59,5 40,3 36 35,3 64,5

Lmax dB 51,4 39,5 39,4 75,9 61,9 61,7 58,6 105,2

Lmin dB 29,1 28,3 29,6 50,2 30,3 29,5 30,1 51,9

L10 dB 35,4 31,6 31,5 57,0 39,1 35,1 34,5 62,9

L50 dB 32,3 31,3 31,8 55,1 32,5 31,8 32,2 55,7

L90 dB 30 29,7 30,1 51,8 34,6 33,9 32,6 58,4

So sánh, đánh giá giữa 2 điểm đo

Để làm sáng tỏ mối cấu trúc nền đến dao

động bề mặt có một số đánh giá sự giống nhau

và khác nhau giữa 2 điểm đo như sau:

- Hoạt động của các phương tiện vận tải trên

đường giữa hai điểm đo là như nhau

- Cao độ mặt đường hiện tại ở điểm Bình

Giang 0,5m thấp hơn điểm Cửu Cao 2m

- Sự khác nhau về cấu trúc nền giữa 2 điểm

đo có đặc điểm cơ bản là chiều dày lớp đất có

độ bền cao nằm trên ở Cửu Cao lớn hơn điểm

Bình Giang, điểm Cửu Cao theo chiều sâu các

lớp có độ bền giảm.

Nhận xét kết quả đo

● Trên tuyến cao tốc

- Biên độ dao động theo các phương tại điểm

đo Bình Giang luôn lớn hơn, trong khi gia tốc

rung thì ngược lại, chứng tỏ tần số rung tại điểm

Cửu Cao lớn hơn.

- Giữa ba phương dao động thì biên độ dao

động phương Z thẳng đứng là lớn nhất, biên độ

dao động theo phương Y vuông góc với tuyến là

nhỏ nhất, trong khi gia tốc rung thì ngược lại,

chứng tỏ tần số dao động theo phương Y ngang

tuyến lớn hơn.

● Trên tuyến quốc lộ 5

Tuyến đường đã được sử dụng gần 20 năm,

mật độ lưu thông của các phương tiện lớn với

đủ dạng tải trọng, trong đó có nhiều xe tải

trọng lớn. Để có cơ sở so sánh ảnh hưởng của

đặc điểm tải trọng, thời gian đo được chọn chủ

yếu được quyết định bởi tải trọng lớn đi qua vị

trí đo.

Kết quả đo tại khu vực Phú Thụy - Gia Lâm:

- Đặc điểm hoạt động của phương tiện vận

tải: Tốc độ chuyển động của các phương tiện

vận tải trên đoạn này biến đổi trong khoảng

60-80 km/h.

- Đăc điểm nền và mặt đường: Đường được

xử lý bằng đệm cát, nền đường đắp cao 1,5 m.

- Địa tầng:

Thứ tự lớp bề dày Ký hiệu Tên đất ModunEKpa cƣờng độ Rkpa

2 1,3 Sét pha nâu hông 8000 140

3 2 Sét xám xanh dẻo mềm 6000 115

5 Sét nâu vần nâu đỏ dẻo cứng 11000 180

- Kết quả đo:


Thời gian đo 18 h ngày 29/3/2011

Chỉ tiêu

đo

Đơn vị

đo


Z Y X Trung Bình Z Y X

Trung

Bình

Leq dB 23,4 23,3 23,5 40,5 28,3 27,9 27,8 48,5

Lmax dB 29,6 27,5 25,9 48,0 44,5 41,2 42,7 74,2

Lmin dB 20,9 20,2 20,2 35,4 21,9 25,9 24,8 42,0

L10 dB 26,6 25,8 24,2 44,3 40,8 36,2 39,8 67,5

L50 dB 23,3 23,3 23,5 40,5 26,9 27,4 27 46,9

L90 dB 21,7 21,3 21,4 37,2 23,7 26 25,8 43,6

Kết quả đo tại khu vực Quán Toan

- Đặc điểm hoạt động của phương tiện vận

tải: Tốc độ chuyển động của các phương tiện

vận tải trên đoạn này biến đổi trong khoảng 40-

60 km/h.

- Đăc điểm nền và mặt đường: Nền đường

đắp thấp bằng cốt thiên nhiên, được xử lý bằng

đệm cát kết hợp với bấc thấm.

- Địa tầng.

Thứ tự lớp bề dày Ký hiệu Tên đất ModunEKpa Cường độ RKpa

2 1,2 Sét pha nâu xám 7000 90

3 1,5 Cát pha xám đen 9000 110

4 3 Cát mịn xám đen 15000 200

5 Bùn sét pha xám den lẫn vỏ sò 3000 35

- Kết quả đo:


chỉ tiêu

đo

đơn vị

đo


Z Y X Trung Bình Z Y X Trung Bình

Leq dB 40,6 38,5 38,7 68,0 55,3 51,4 51 91

Lmax dB 54,5 42,8 41,4 80,7 61,8 62,5 59,4 106

Lmin dB 35,2 35,2 35,2 61,0 43,5 42,3 42,6 74

L10 dB 52,1 40,6 40,3 77,4 58,9 57 56,6 100

L50 dB 39,8 38,5 38,7 67,6 54 48,3 57 92

L90 dB 37,7 36,6 36,2 63,8 47,4 46,6 45,3 80

So sánh đánh giá giữa 2 điểm đo;

Để làm sáng tỏ mối liên quan giữa cấu trúc nền

đến dao động bề mặt có một số đánh giá sự giống

nhau và khác nhau giữa 2 điểm đo như sau:

- Hoạt động của các phương tiện vận tải

trên đường giữa hai điểm đo có tải trọng mật

độ như nhau, nhưng có sự khác nhau về tốc

độ xe chạy.


- Cao độ mặt đường hiện tại ở điểm Quán

Toan thấp hơn điểm Phú Thụy

- Sự khác nhau về cấu trúc nền giữa 2 điểm

đo có đặc điểm cơ bản là chiều dày lớp đất có

độ bền cao nằm trên ở điểm Phú Thụy lớn hơn

điểm Quán Toan, điểm Quán Toan có mặt nhiều

lớp đất có độ bền và tính chất khác nhau nằm

đan xen nhau theo chiều sâu.

Nhận xét chung kết quả đo

- Biên độ dao động và gia tốc theo các

phương tại điểm đo Quán Toan luôn lớn hơn

điểm Phú Thụy

- Giữa ba phương dao động thì biên độ dao

động phương Z thẳng đứng là lớn nhất, biên độ

dao động theo hai phương còn lại khác nhau

không nhiều.

3. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Kết luận

Các kết quả đo trong các điều kiện về cấu

trúc nền, mặt đường và hoạt tải khác nhau, cùng

với cơ chế biến dạng tức thời của bề mặt đường

dưới tác dụng diện chịu hình trụ minh họa bởi

hình 2a,2b. Có thể đi đến một số kết luận làm cơ

sở xây dụng mô hình đánh giá và dự báo biến

dạng lún tích lũy nền đường dưới tác dụng của

tải trọng trùng phục như sau:

Bánh xe Bánh xe

mặt đường

2a Biến dạng ngang tuyến 2b biến dạng dọc tuyến

Hình 1 (a, b): Biểu diễn biến dạng tức thời mặt đường theo các phương

- Độ cứng của lớp áo đường quyết định đến

sự khác nhau về biên độ theo các chiều song

song và vuông góc với tuyên đường, trong đó độ

cứng áo càng cao sự khác nhau giữa các phương

càng không đáng kể.

- Sự khác nhau về cấu trúc nền sẽ có sự khác

biệt rõ ràng về biên độ dao động theo phương

thẳng đứng.

- Sự khác nhau về tốc độ xe chạy giữa 40-

60km/h với 60-80km/h không ảnh hưởng

nhiều đến dao động bằng sự khác nhau về cấu

trúc nền.

- Giữa nền đường đắp cao với nền đường đắp

thấp có sự khác nhau căn bản về dao động bề

mặt, cụ thể sự khác nhau đó là như sau: Với nền

đường đắp thấp luôn có xu hướng biên độ dao

động thẳng đứng cao hơn, trong khi đường đắp

cao biên độ dao động theo phương ngang tuyến

lớn hơn.

Một số kiến nghị

Khi đường mới sử dụng bề mặt còn bằng

phẳng, đường chỉ chịu tác dụng lăn của bánh xe.

Sau một thời gian tác dụng lăn làm bề mặt

không còn bằng phẳng, khi đó sẽ xuất hiện tác

dụng va chạm làm nền đường xuống cấp nhanh

chóng. Vì thế làm chậm quá trình biến dạng tích

lũy mặt đường do tác dụng lăn của bánh xe là

yêu cầu cơ bản để nâng cao tuổi thọ công trình,

trong đó khống chế biến dạng tích lũy nền

đường là khâu quyết định. Từ kết quả nghiên

cứu có một số kiến nghị bổ xung và quy trình

thiết kế để khống chế biến dạng tích lũy nền

đường như sau:

- Đối với đường đắp thấp không phân biệt

nền đất thiên nhiên có độ bền cao hay thấp, luôn

cần có lớp đệm đồng nhất đủ dầy nằm dưới lớp

áo đường để đảm bảo biến dạng tích lũy xảy ra

như nhau trên toàn bộ chiều dài tuyến.


- Đối với đường đắp cao, chiều rộng nền

đường đủ lớn để không chỉ đảm bảo ổn định

mái ta luy mà còn phải đủ rộng cho phần vỉa hè

và có phần dành cho các phương tiện giao

thông tải trọng nhỏ để hạn chế những biến

dạng ngang tuyến.

- Đánh giá dự báo biến dạng tích lũy do tác

dụng của tải trọng trùng phục là rất quan trọng

để có biện pháp phòng chống, nhưng cũng vô

cùng phức tạp. Sử dụng các số liệu quan trắc

trên cơ sở kết hợp với tài liệu khảo sát là một

cách giải quyết có hiệu quả.


[1] Trần Đình Bửu, Nguyễn Quang Chiêu,

Nguyễn Quang Toản - Khai thác đánh giá và

sửa chữa đường ôtô tập I và II – NXB Đại học

& THCN - Hà Nội, 1984

[2] Tiêu chuẩn thiết kế nền đường đắp

22TCN 262-2000.

[3] Nguyễn Văn Kháng. 2001. Dao động kỹ

thuật NXB Khoa học kỹ thuật, Hà Nội 2003.

[4] Trần Thương Bình, nghiên cứu mô hình

dao động đất nền 2005. Tạp chí khoa học kỹ

thuật Mỏ- Địa chất

[5]. Áo đường mềm, các yêu cầu kỹ thuật và

chỉ dẫn thiết kế, 22 TCN 211-06.

[6] Quy chuẩn về đánh giá ô nhiểm môi

trường QCVN 27:2010/BTNMT

[7] Svinkin, MR (1999), Prediction and

calculation of construction

vibrations, Proceedings 29th Annual

Members Conference Deep Foundations

Institute, Dearborn MI: 1-22, Accessed 30

April2008,

[8] Wiss, JF (1981), Construction

vibrations: state-of-the-art, Journal of the

Geotechnical Engineering Division,

Proceedings of the American Society of Civil

Engineers 107, no. GT2.

Người phản biện: PGS,TS. ĐẬU VĂN NGỌ


NGUYÊN CỨU ĐẶC TRƯNG BIẾN DẠNG BẤT ĐẲNG HƯỚNG CỦA KHỐI ĐÁ NỨT NẺ TẠI KM119+000 QUỐC LỘ 3B,

TỈNH BẮC KẠN THEO PHƯƠNG PHÁP EFC

ĐẶNG HÔNG LAM*, PHÍ HỒNG THỊNH

*

A study of anisotropic mechanical properties of fractured rock mass at

Km119+000 in 3B highway, Backan province by EFC method

Abstract: The stability of rock slope is almost studied based on the

assumption of homogenous and isotropic material properties of fractured

rock mass by equivalent equilibrium method. However, the complicated

distribution of fractures give significantly the anisotropy of mechanical

properties of fractured rock as results in the literature. The article

presents the anisotropic mechanical properties of fractured rock mass at

Km119+000 in 3B highway, Backan province by EFC method in which the

mechanical properties such as Young modulus and Poisson ratio are

obtained from mechanical properties of intact rock and fractures. By the

site survey and re-generation of fractures distribution at the Km119+000

in 3B highway, the anisotropy of fractured rock mass is highlighted.

1. GIỚI THIỆU CHUNG*

Nghiên cứu trượt lở ở Việt Nam được tiến hành

từ đầu những năm 1985 và tập trung chủ yếu ở

Viện Địa chất-Viện Hàn lâm Khoa học và Công

nghệ Việt Nam, Viện Khoa học Địa chất và

Khoáng sản, Viện Khoa học và Công nghệ Giao

thông Vận tải. Phần lớn các nghiên cứu đều được

tiến hành dựa vào xử lý số liệu ảnh vệ tinh, địa

hình, địa mạo... để xây dựng bản đồ phân vùng và

dự báo nguy cơ trượt lở. Các nghiên cứu đã kết

luận trong những năm gần đây tại các tỉnh miền núi

phía Bắc, dạng tai biến này diễn ra ngày càng nguy

hiểm hơn với 12/16 tỉnh nằm trong vùng có nguy

cơ trượt – lở cao. Theo hướng này, phải kể đến các

công trình: Nghiên cứu đánh giá tai biến trượt lở

khu vực các tỉnh miền núi phía Bắc và các giải

pháp phòng tránh (Lê Thị Nghinh và nnk, 2003).

Nghiên cứu đánh giá trượt lở, lũ quét- lũ bùn đá tại

vùng trọng điểm tỉnh Lào Cai (H. Bát Xát, H. Sapa

và TP. Lào Cai - tỉnh Lào Cai) và kiến nghị các giải

pháp phòng tránh giảm nhẹ thiệt hại (Nguyễn

* Khoa Công trình-Đại học Giao thông Vận tải

03 Cầu Giấy-Láng Thượng-Đống Đa-Hà Nội


Trọng Yên, 2006). Có thể phân biệt hai nhóm

phương pháp mô hình nghiên cứu trượt lở:

- Nhóm phương pháp vật lý dựa trên các phương

trình toán lý mô phỏng bản chất vật lý của quá trình

trượt. Trong đó phương pháp phân tích cân bằng

giới hạn được sử dụng phổ biến. Một số tác giả khác

của Việt Nam đã phát triển Lý thuyết khối của

Goodman và Shi (1985) để phân tích xác định khối

nguy cơ trượt lở trên bề mặt mái dốc đá dựa vào số

đo thế nằm khe nứt và thế nằm của bề mặt mái dốc.

- Nhóm phương pháp thống kê dựa trên quan hệ

thống kê giữa các điểm trượt lở và các yếu tố được

cho là nguyên nhân gây nên trượt lở. Phí Trường

Thành (2018) đã nhận dạng các kiểu trượt và mô

hình hóa 3 chiều (3D) các khối nguy cơ trượt trên

một số mái dốc đá điển hình trong mối liên quan

với hoạt động tân kiến tạo: Áp dụng cho tuyến

Quốc lộ 4B, đoạn Tiên Yên - Lạng Sơn. Trần

Mạnh Liểu (2013) đã dự báo nguy cơ và cường độ

phát triển trượt lỡ khu vực Thị xã Bắc Kạn.

Tuy nhiên, các nghiên cứu ở trên vẫn chưa

làm nổi bật sự ảnh hưởng của vết nứt đến tính

ổn định của bờ dốc đá nứt nẻ. Cụ thể là do sự

phân bố của vết nứt làm cho tính chất biến dạng


của khối đá theo các phương là khác nhau. Một

số nghiên cứu của Dang (2018) và Dang và nnk

(2019) cho khối đá ở trên thế giới như Sellafield

chỉ ra rằng ứng xử của khối đá nứt nẻ là không

đẳng hướng. Do đó mục đích của bài báo là tìm

hiểu sự ảnh hưởng khe nứt đến tính chất biến

dạng của khối đá ở quốc lộ 3B thông qua kết

quả khảo sát hiện trường về tình trạng nứt nẻ

trên Quốc lộ 3B (QL3B) tại Km119.

Cấu trúc của bài báo như sau: tiếp theo phần

giới thiệu là lý thuyết xác định các thông số biến

dạng của đá nứt nẻ. Tiếp theo nhóm tác giả tiến

hành khảo sát hiện trường QL3B tại Km119 để

xác định thế nằm và các vết nứt nẻ của đá. Trên

cơ sở kết quả hiện trường, nhóm tác giả tiến

hành xây dựng lại hệ thống vết nứt và các thông

số đặc trưng của vết nứt. Từ đó, nhóm tác dụng

áp dụng phương pháp EFC (Dang, 2018; Dang

và nnk, 2019) để xác định đặc trưng biến dạng

của khối đá. Kết quả chỉ ra tính chất bất đẳng

hướng rất lớn của khối đá thực tế theo các

phương ở tuyến QL3B. Cuối cùng là một số kết

luận chung của bài báo.

2. PHƢƠNG PHÁP EFC TRONG VIỆC

XÁC ĐỊNH TÍNH CHẤT CƠ HỌC TƢƠNG

ĐƢƠNG CỦA ĐÁ NỨT NẺ

Mô đun đàn hồi tương đương của đá nứt nẻ

Ý tưởng để xác định mô đun đàn hồi tương

đương của đá nứt nẻ ở đây được đề xuất trong

tài liệu (Dang và nnk, 2019) trong đó phương

pháp nhúng vết nứt vào môi trường liên tục

(EFC) được sử dụng để mô hình hóa mạng lưới

vết nứt dưới ứng xử cơ học. Điểm cơ bản của

phương pháp này, so với các phương pháp đã đề

cập trước đây, là việc sử dụng khái niệm phần

tử tương đương. Theo đó, mỗi vết nứt được mô

hình hóa bởi môi trường gồm một nhóm các ô

lưới (phần tử vết nứt) giao nhau (xem Hình 1)

(Dang và nnk, 2019).

Để thực hiện chi tiết, chúng tôi phân biệt ô

lưới thành 2 loại sau: (1) ô lưới có chứa vết nứt

(fracture cell) và (2) ô lưới không chứa vết nứt

(matrix cell) (Dang và nnk, 2019). Cũng lưu ý

rằng trong phương pháp EFC, chúng tôi phân

chia loại ô lưới có chứa vết nứt thành 2 loại nhỏ:

loại I đại diện cho tế bào được giao nhau bởi chỉ

một vết nứt trong khi đó loại II là tập hợp tất cả

ô lưới có chứa nhiều vết nứt (nhiều hơn một vết

nứt) như được chỉ ra trong Hình 1.

Hình 1: Sơ họa khái niệm ô lưới có chứa vết nứt

và ô lưới không chứa vết nứt trong phương

pháp EFC (a), loại I biểu thị các ô lưới chỉ chứa

một vết nứt (b) và loại II biểu thị ô lưới chứa

nhiều hơn một vết nứt (c).

Một trong những nghiên cứu đầu tiên trong

phương pháp này được thực hiện bởi Figueiredo

và nnk (2015) trong đó mô đun đàn hồi của đá

nứt nẻ là đẳng hướng được tính từ mô đun đàn

hồi của đá gốc (đá không nứt nẻ), độ cứng của

khe nứt và khoảng cách của khe nứt (công thức

1). Hơn nữa, hệ số Poisson của đá nứt nẻ được

đề xuất bằng hệ số Poisson của đá gốc

1 1 1;

fc

iso m n

fc

iso m

E E k h

(1)

Trong đó Em, vm, kn và h tương ứng là mô

đun đàn hồi, hệ số Poisson của đá gốc, độ cứng

pháp tuyến và kích thước của ô lưới. Nghiên


cứu của Dang và nnk (2019) đã đề xuất công

thức xác định mô đun đàn hồi tương đương của

bề mặt đá có nứt nẻ theo công thức (2)(3):

Đối vớiphần tử loại I có một vết nứt, mô đun

đàn hồi theo các phương của phần tử được tính

theo công thức (2): 1

2 2 41 cos .sin cos; ;

. .

fc fc

iso iso m

m t n

EE k d k d

(2)

Trong đó: là góc nghiêng của vết nứt minh

họa theo hình 1b. kn và kt lần lượt là độ cứng

vuông góc (chống nén) và tiếp tuyến (chống cắt)

của vết nứt. d là khoảng cách các vết nứt.

Tương tự, đối với phần tử loại II có nhiều

hơn một vết nứt, mô đun đàn hồi theo các

phương cũng được xác định theo công thức (3): 1

2 2 4cos .sin cos1( ) ; ;

. .

fc fci i i

iso iso mi iim t i n i

EE k d k d

(3)

Trong đó chỉ số i là chỉ số ứng với vết nứt

thứ i. Ý nghĩa của các đại lượng tương tự như ở

công thức (2) và được minh họa ở hình 1c.

3. ÁP DỤNG PHƢƠNG PHÁP EFC ĐỂ

XÁC ĐỊNH MÔ ĐUN ĐÀN HỒI TƢƠNG

ĐƢƠNG CỦA ĐÁ NỨT NẺ Ở QUỐC LỘ 3B

TỈNH BẮC KẠN

Phương pháp xác định tính mô đun đàn hồi

tương đương

Mô đun đàn hồi tương đương của các khối đá

nứt nẻ được tính toán trong bài báo này dựa trên

giả thuyết biến dạng mặt phẳng 2D. Cách xác

định ma trận biến dạng đã được đề xuất trong

(Min và Jing, 2003) (Dang và nnk, 2019) được

áp dụng ở đây. Với giả thuyết biến dạng phẳng,

mô đun đàn hồi của vật liệu tổng quát được viết

dưới dạng ma trận như công thức (4) sau:

11 12 13 14

21 22 23 24

31 32 33 34

41 42 43 44

zz zz

xx xx

yy yy

xy xy

S S S S

S S S S

S S S S

S S S S

(4)

Lưu ý ở đây là tọa độ Oxyz thể hiện tọa độ

tổng thể, tọa độ phần tử được liên hệ với tọa độ

tổng thể như sau z = 1, x = 2, y = 3

Giả sử rằng mô đun đàn hồi và hệ số Poisson

theo hướng z bằng với các giá trị của đá gốc

(zx zy m ,

z mE E ) và tuân

theo12 21 13 31 / ,m mS S S S E 11 1/ mS E .

Nghiên cứu của (Min và Jing, 2003) cũng chỉ ra

rằng các giá trị S14,S24,S41,S42 rất nhỏ so với các

thành phần khác trong khi S34,S43bằng 0 do thực

tế là ứng suất cắt σxy không ảnh hưởng đến biến

dạng hướng z. Do đó, ma trận biến dạng trong

phương trình (4) có thể được viết lại dưới dạng

như công thức (5) sau:

22 23

32 33

44

10

0

02

0 0 0

m m

m m m

zz zz

m

xx xx

m

yy yy

m

xy xym

E E E

S SE

S SE

S

(5)

(a) (b) (c)

Hình 2: Ba bài toán: nén theo hướng x (a), nén theo hướng y (b), cắt thuần túy

(c) để xác định năm thành phần S22,S23,S32,S33,S44 của khối đá nứt nẻ


Do đó, việc tính toán các đặc trưng tính chất

đàn hồi tương đương của các khối đá bị nứt nẻchỉ

còn làviệc xác định năm thành phần S22, S23, S32,

S33, S44. Các thông số này được thực hiện thông

qua ba bài toán minh họa trong Hình 2.

Bài toán đầu tiên (Hình 2a) thể hiện cho bài

toán nén đơn phương với ứng suất pháp tuyến

fax được áp dụng theo phương x. Hai thành phần

S22 và S32được tính toán từ bài toán này theo

công thức (6)trong đó có xét đến điều kiện ( )

0a

zz (do đóa

azz m xf ):

( ) ( )2 2

11 21( ) ( );

a a

xx yym m

a a

x m x m

S Sf E f E

( ) ( ) ( ) ( )

22 32( ) ( );

a a a am mxx m x yy m x

m m

a a

x x

f fE E

S Sf f

(6)

Tương tự, hai thành phần S23 và S33 được tính từ bài toán thứ hai theo công thức (7) (Hình 2b):

( ) ( )2 2

21 22( ) ( );

b b

xx yym m

b b

y m y m

S Sf E f E

(b) (b) (b) (b)

23 33(b) (b);

m mxx m y yy m y

m m

y y

f fE E

S Sf f

(7)

Thành phần cuối cùng S44 được xác định từ bài toán thứ ba theo công thức (8) (Hình 2c): ( ) ( )

44

2 c c

xy xyS

(8)

Lưu ý rằng ( ) ( ),a a

xx yy và (b) (b),xx yy thể hiện biến

dạng trung bình dưới ứng suất theo hướng x và

y tương ứng trong khi (c)

xy chỉ ra biến dạng cắt

trung bình theo tải trọng cắt.

Từ các thành phần này của ma trận biến dạng,

chúng ta suy ra mô đun đàn hồi, hệ số Poisson và

mô đun chống cắt của vật liệu tương đương (đá

nứt nẻ) được xác định theo công thức (9):

23 32 44

22 33

1 1; ; ; ; 1/x y xy y yx x xyE E S E S E G S

S S

(9)

Kết quả mô đun đàn hồi của khối đá nứt nẻ

trên QL3B tỉnh Bắc Kạn

Tiến hành đo vẽ vết nứt tại Km 119 xác định

được dạng vết nứt được sơ họa theo hình 3. Tiến

hành đo góc vết nứt và độ nghiêng của vết nứt

theo minh họa ở hình thu được thông số vết nứt

theo như bảng1. Bằng phép thống kê số lượng

vết nứt cho mặt bờ dốc có kích thước 5m2, ta

được thống kê số lượng vết nứt như bảng 2.

Hình 3. Sơ họa mặt nứt của đá

Trong đó:

• Đường phương (a) là đường thẳng nằm

ngang trên mặt lớp đá (chỉ phương kéo dàicủa

lớp đá)

• Đường hướng dốc (b‟) là đường thẳng nằm

ngang, vuông góc với đường phương vàcắm

theo hướng dốc của lớp đá (chỉ hướng cắm của

lớp đá). Góc của đường hướng dốc so với

phương bắc được ký hiệu là ()

• Góc dốc (α) là góc tạo bởi giữa mặt lớp đá

với mặt phẳng nằm ngang

Bảng 1: Thế nằm của các lớp đá

trên bờ dốc đá tại Km119

Lớp

Góc phương

vị đường

hướng dốc

()

(độ)

Góc dốc

(θ)

(độ)

Khoảng

cách

(m)

1 125 60 3

2 345 40 10

3 95 70 0,2


Bảng 2: Sự phân bố chiều dài vết nứt

tại Km 119

Chiều dài vết nứt

(m) Số lượng

vết nứt

(cái)

Góc phương

vị đường

hướng dốc

(θ) (độ) Min. Max.

0,5 0,6 42 95

0,6 0,7 24 95

0,7 0,8 15 95

0,8 1 17 95

1 1,5 16 95

1,5 2 5 95

2 3 4 95

3 4 1 125

4 5 1 125

5 10 1 345

Khi đó thông số đặc trưng cho mật độ vết nứt

được xác định như sau:

P20 = 5.04 vết nứt / m2

P21 = 4.78 m dài / m2

Giống với sự phân bố vết nứt của đá được

nghiên cứu bởi Min và Jing (2003), sự phân bố

chiều dài của khe nứt được phân bố theo quy

luật power với công thức (10) trong đó trong đó

NF là số lượng khe nứt (với chiều dài gãy lớn

hơn chiều dài L) trên một đơn vị diện tích; C, D

là các hệ số đến mật độ phân bố của vết nứt

. D

FN C L

(1

0)

Đối với đá ởquốc lộ 3B, C=1.1 và D=2.2

được lựa chọn. Khi đó sự phân bố theo lý thuyết

và thực tế của chiều dài vết nứt được biểu thị ở

Hình 4.

Dựa trên các cuộc thảo luận này, trong công

trình này, kích thước đặc trưng của khối đá 5m

được chọn để tính toán mô đun đàn hồi của khối

đá nứt nẻ này bằng cách sử dụng phương pháp

EFC. Trong đó sự phân bố thực tế của khối đá

5m được chụp lại ở hình 5.

Hình 6 trình bày một mẫu hình vuông (L = Lx

= Ly = 5m) của đá nứt nẻ ở QL3B được tạo ra

tương ứng số lượng vết nứt là 118 theo phương

pháp đã trình bày bởi Dang và Phi (2020)

0

20

40

60

80

100

120

0 1 2 3 4 5

Số

lƣ

ợn

g v

ết

nứ

t

Chiều dài (m)

Lý thuyết

Thực tế

Hình 4: So sánh sự phân bố chiều dài vết nứt

theo lý thuyết và thực tế

Hình 5: Sự phân bố vết nứt của đá lại Km119


Hình 6: Kết quả tạo lại mẫu đá nứt nẻ có cạnh 5m

Vấn đề tiếp theo trong việc xác định các tính

chất biến dạng tương đương của khối nứt ở quốc

lộ 3B đó là các đặc trưng biến dạng cần được

xác định.Nghiên cứu của Ahmed Alnuaim và

nnk (2019) đã chỉ ra giá trị cường độ kháng nén

nở hông (qu) của đá vôi thường dao động trong

khoảng từ 100MPa đến 200MPa đồng thời kiến

nghị giá trị mô đun đàn hồi Emtrong khoảng từ

47.0 GPa đến 58.0 GPa, hệ số poisson từ 0.19

đến 0.28. Do đó, nhóm tác giả chọn giá trị Em =

50.0 GPa và hệ số poisson bằng 0.24 cho đá vôi

ở quốc lộ 3B trong nghiên cứu này được thống

kê ở bảng 3.

Về độ cứng (pháp tuyến và tiếp tuyến) của

khe nứt, đây là vấn đề khó xác định trong điều

kiện Việt Nam khi chưa thể tiến hành thí

nghiệm cho khối đá nguyên dạng (khối đá bao

gồm cả khe nứt). Trong điều kiện của bài báo

này, nhóm tác giả xác định độ cứng của khe nứt

đá ở QL3B dựa theo các nghiên cứu đã có trên

thế giới, cụ thể như sau. Bandis và nnk (1983)

đã đề xuất công thức(11) tính độ cứng pháp

tuyến của vết nứt đá theo công thức sau:

(11)

Trong đó:

JRC là hệ số độ nhám của vết nứt. Barton

and Choubey (1977) để xuất thang hệ số JRC

ứng với 10 hình dạng vết nứt khác. Theo nghiên

cứu của Du Shigui và nnk (2011) đã chỉ ra cho

đá vôi thường có giá trị JRC trong khoảng từ

8.43 đến 9.20, do đó trong nghiên cứu này nhóm

tác giả đề xuất hệ số JRC = 9.0

JCS là cường độ nén của vết nứt (MPa), theo

kết quả nghiên cứu của Du Shigui và nnk (2011)

đã chỉ ra rằng JCS của đá vôi ở QL3B có giá trị

trung bình khoảng 70 MPa. Giá trị JCS = 70

MPa này sẽ được lựa chọn trong tính toán ở bài

báo này.

a0 là bề rộng ban đầu của vết nứt (mm). Kết

quả khảo sát hiện trường cho thầy vết nứt đã

được lấp đầy bằng vật liệu lớp nhét. Nghiên cứu

của Benmadi và nnk (2018) đã chỉ ra rằng với

đá vôi thì các vết nứt ở đây thước có kích thước

từ 0.05 đến 0.33 mm trong đó giá trị nhiều nhất

ở 0.1mm. Trong trường hợp tại quốc lộ 3B,

quan sát và đo trực tiếp ở hiện trường rút ra

được bề rộng vết nứt trung bình ở đây là 0.1mm

và giá trị này sẽ được sử dụng trong tính toán ở

bài báo này. Kết quả tính toán theo công thức

(11) trên cho được giá trị kn=22.6 MPa/mm =

22.6GPa/m

Về giá trị độ cứng chống cắt (ks), đã có nhiều

nghiên cứu về giá trị này cho đá như Barton và

Chubey (1977), Małkowski, Piotr. (2015) đã đề

xuất công thức (12)tính độ cứng chống chắt (ks)

như sau:

(12)

Trong đó:

Lx là khoảng cách giữa các vết nứt.

σn là ứng suất pháp.

JRC là hệ số độ nhám của vết nứt.

φr là góc ma sát trong của vết nứt.

Phần mềm UDEC (2000) đề xuất giá trị ks

trong khoảng từ 10 đến 100 MPa/m cho trường

hợp khe nứt được lấp phủ bởi đất sét trong khi

đó giá trị này được tăng lên rất nhiều cho đá

Magma là 100GPa/m. Giá trị mặc định ở phần

mềm Phase 2 (2013) là kn = 100 GPa/m và ks =


10 GPa/m. Nghiên cứu của Baohua Guo và

Hangyu Dong (2018) về cường độ kháng cắt

của đá đưa gia giá trị trong khoảng từ

100MPa/m đến 800 MPa/m. Với các nghiên

cứu trên, nhóm tác giả đề xuất giá trị dộ cứng

chống chắt của khe nứt đá ở QL3B là giá trị

tương ứng với 1% độ ứng chống nén, tức là

ks = 0.226 GPa/m

Bảng 3: Giá trị biến dạng của đá gốc

và vết nứt ở Quốc lộ 3B

Đá

gốc

Mô đun đàn hồi Em [GPa] 50,0

Hệ số poisson νm 0,24

Vết

nứt

Độ cứng pháp tuyến kn

[GPa/m] 22,6

Độ cứng tiếp tuyến kt [GPa/m] 0,226

Tiến hành xác định mô đun và hệ số poisson

tương đương của mẫu đá có vết nứt với kích

thước vuông 5m theo các công thức đã nêu ra ở

trên, kết quả chuyển vị của mẫu đá ứng với các

bài toán (a), (b), (c) minh họa ởhình 7 như sau.

Từ đó xác định các đặc trưng biến dạng tương

đương của mẫu đá theo công thức (11) cho kết

quả thông kê ở bảng 4.

Bảng 4: Mô đun đàn hồi tƣơng đƣơng

(Ex, Ey, υyz, υxy, Gxy)

xE

(GPa)

yE

(GPa) yx

xy xyG

(GPa)

40,45 1,26 0,26 0,23 16,45

Hình 7: Kết quả chuyển vị của mẫu theo

các bài toán nêu ra ở hình 2

4. KẾT LUẬN

Các thông số biến dạng của đá nứt nẻ (mô

đun đàn hồi và hệ số poisson) ở quốc lộ 3B địa

phận Tỉnh Bắc Kạn đã được nghiên cứu thông

qua phương pháp EFC. Kết quả nghiên cứu đã

chỉ ra rằng mô đun đàn hồi của khối đá nứt nẻ

này chỉ còn lại khoảng 80% và 2,5% so với đá

gốc khi xét đến sự ảnh hưởng của khe nứt trong

khối đá nứt nẻ theo các phương khác nhau. Điều

này chứng tỏ tính bất đẳng hướng rất lớn theo 2

phương khác nhau ở khối đá thực tế đang xảy ra

ở Km119 thuộc quốc lộ 3B tỉnh Bắc Kạn.Kết

quả nghiên cứu này chỉ ra sự cần thiết phải đưa

mô hình vật liệu bất đẳng hưởng trong xem xét

sự ổn định bờ dốc đá trên tuyến quốc lộ 3B cho

các nghiên cứu tiếp theo sau này.

LỜI CẢM ƠN

Nghiên cứu này được tài trợ bởi Trường đại

học Giao thông Vận tải (ĐH GTVT) trong đề tài

mã số T2020-CT-024.



1. Alnuaim, Ahmed & Hamid, Wagdi &

Alshenawy, Abdulhafiz. (2019). Unconfined

Compressive Strength and Young's Modulus of

Riyadh Limestone. Electronic Journal of

Geotechnical Engineering. 24. 707-717.

2. Bandis, Stavros & Lumsden, A.C. &

Barton, Nick. (1983). Fundamental of joint

deformation. International Journal of Rock

Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics

Abstracts. 20. 249-268. 10.1016/0148-

9062(83)90595-8.

3. Barton, Nick & Choubey, Vishnu. (1977).

The shear strength of rock joints in theory and

practice. Rock Mechanics Felsmechanik Mecanique

des Roches. 10. 1-54. 10.1007/BF01261801.

4. Dang Hong-Lam (2018), A hydro-

mechanical modeling of double porosity and

double permeability. PhD thesis, University of

Orleans (France), ftp://ftp.univ-

orleans.fr/theses/honglam-dang_3747.pdf

5. Dang, Hong-Lam & Do, Duc Phi & Hoxha,

Dashnor. (2019). Effective Elastic and Hydraulic

Properties of Fractured Rock Masses with High

Contrast of Permeability: Numerical Calculation

by an Embedded Fracture Continuum Approach.

Advances in Civil Engineering. 2019. 1-21.

10.1155/2019/7560724.

6. Dang, Hong-Lam and Thinh, Phi-Hong

(2020), A methodology of re-generating a

representative element volume of fractured rock

mass. Transport and Communications Science

Journal, Vol. 71, Issue 4 (05/2020), pp. 347- 358

7. Du, Shigui & Hu, Yunjin & Hu, Xiaofei &

Guo, Xiao. (2011). Comparison between

empirical estimation by JRC-JCS model and

direct shear test for joint shear strength. 22. 411-

420. 10.1007/s12583-011-0193-6.

8. Figueiredo, Bruno & Tsang, Chin-Fu &

Rutqvist, Jonny & Niemi, Auli. (2015). A study of

changes in deep fractured rock permeability due to

coupled hydro-mechanical effects. International

Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences.

79. 10.1016/j.ijrmms.2015.08.011.

9. Goodman, R. E. and Shi, G. (1985). Block

Theory and its Application to Rock Engineering.

Prentice Hall, Englewood Cliffs, New Jersey

10. Guo, Bao & Dong, Hangyu. (2019). Shear

failure modes and AE characteristics of sandstone

and marble fractures. Open Geosciences. 11. 249-

262. 10.1515/geo-2019-0020.

11. Lê Thị Nghinh, Nguyễn Xuân Huyền

(2003), Nghiên cứu đánh giá tai biến trượt lở khu

vực các tỉnh miền núi phía Bắc và các giải pháp

phòng tránh, ĐHQGHN

12. Małkowski, Piotr. (2015). Behaviour of

joints in sandstones during the shear test. Acta

Geodynamica et Geomaterialia. 12. 1-12.

10.13168/AGG.2015.0034.

13. Milad, Benmadi & Slatt, Roger. (2018).

Impact of lithofacies variations and structural

changes on natural fracture distributions.

Interpretation. 1-51. 10.1190/int-2017-0138.1.

14. Min, Ki-Bok & Jing, Lanru. (2003).

Numerical determination of the equivalent elastic

compliance tensor for fractured rock masses using

the distinct element method. International Journal

of Rock Mechanics and Mining Sciences. 40. 795-

816. 10.1016/S1365-1609(03)00038-8.

15. Nguyễn Trọng Yên (2006), nghiên cứu

đánh giá trượt lở, lũ quét- lũ bùn đá tại vùng trọng

điểm tỉnh Lào Cai (H. Bát Xát, H. Sapa và TP.

Lào Cai – tỉnh Lào Cai) và kiến nghị các giải pháp

phòng tránh giảm nhẹ thiệt hại.

16. Phase2 Tutorials. www.rocscience.com.

2013-12-12.

17. Phí Trường Thành (2018). Báo cáo tổng

hợp Đề tài khoa học và công nghệ cấp cơ sở:

Nhận dạng các kiểu trượt và mô hình hóa 3 chiều

(3D) các khối nguy cơ trượt trên một số mái dốc

đá điển hình trong mối liên quan với hoạt động tân

kiến tạo; Áp dụng cho tuyến Quốc lộ 4B, đoạn

Tiên Yên - Lạng Sơn. Tổng cục Địa chất và

Khoáng sản Việt Nam, Trung tâm Thông tin, Lưu

trữ và Tạp chí Địa chất.

18. Trần Mạnh Liễu (2013), Dự báo nguy cơ

và cường độ phát triển trượt lỡ khu vực Thị xã

Bắc Kạn, Tạp chí Khoa học Công nghệ Xây dựng

số 3+4/2013

19. UDEC (Universal Distinct Element Code)

(2000). Version 3.0. User‟s Manual. Itasca.

Người phản biện: PGS,TS. NGUYỄN CHÂU LÂN

ftp://ftp.univ-orleans.fr/theses/honglam-dang_3747.pdf

ftp://ftp.univ-orleans.fr/theses/honglam-dang_3747.pdf


PHÂN TÍCH ẢNH HƯỞNG TƯƠNG TÁC CỦA TƯỜNG VÂY VÀ NHÓM CỌC TRONG HỆ MÓNG BÈ CỌC - TƯỜNG VÂY

NGUYỄN NHỰT NHỨT

*

LÊ BÁ VINH, TÔ LÊ HƢƠNG

Analysis of interaction effects of the diaphragm wall and the pile group in

Piled raft foundations - Diaphragm wall. Abstract: High-rise buildings with basements, Barrette pile diaphragm walls

are constructed deeply into the ground at the bottom of the foundation to

hold the soil, subject to horizontal soil pressure during the construction of

deep excavation pits, foundation construction pile raft and basement floor,

at the same time the diaphragm wall combined with raft and basement floor

form a system of "Pile raft foundation - Diaphragm wall" (PRF-Dw). In this

study, comparative analysis with real works "Messeturm building" in

Frankfurt Germany. A series of finite element analysis simulations using

Plaxis 3D software was performed for different foundations of distance

between pile group and diaphragm wall length. The results of this study give

the designer an overall view and properly assess the vertical load capacity

of the diaphragm wall, proving that the optimal distance of the boundary

piles and diaphragm walls is equal to or greater than 5 times the road

diameter of boundary pile (Sw ≥ 5dp). The behavior of load sharing in the

system "Piled raft foundations - Diaphragm wall" (PRF-Dw), load-sharing

for the pile group from 45% to 55%, load-sharing for the raft from 20% to

25% and load-sharing for the diaphragm wall from 20% to 35%.

Keywords: Reinforced concrete sluices, numerical analysis, piled raft

foundation, PLAXIS 3D.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ *

Móng bè - cọc là loại móng kết hợp khả năng

mang tải của bè và nhóm cọc [1], [2], [3]. Một

số trường hợp áp dụng móng bè cọc cho các tòa

nhà cao tầng trên thế giới [Bảng 1].

Các công trình nhà cao tầng có tầng hầm,

tường vây cọc Barrette được thi công cắm sâu

vào nền đất dưới đáy móng để chắn giữ đất, và

chịu áp lực đất theo phương ngang trong giai

đoạn thi công hố đào sâu, thi công hệ móng bè

cọc và sàn tầng hầm, đồng thời tường vây liên

kết với bè và sàn tầng hầm tạo thành một hệ

“Móng bè cọc - Tường vây” (PRF-Dw) [Hình 2].

Trong các nghiên cứu, hiện nay chỉ xem xét khả

* Bộ môn Địa cơ – Nền móng, khoa Kỹ Thuật Xây Dựng,

Trường Đại Học Bách Khoa – Đại Học Quốc Gia

Thành Phố Hồ Chí Minh.


năng mang tải của bè và cọc mà chưa xem xét

đến khả năng mang tải đứng của tường vây, cũng

như sự ảnh hưởng tương tác của tường vây và

nhóm cọc trong mô hình làm việc chung trong hệ

“Móng bè cọc - Tường vây" [4], [5], [6].

Trong nghiên cứu này, phân tích đối chiếu

với công trình thực “Messeturm building” ở

Frankfurt nước Đức. Một loạt các mô phỏng

phân tích phần tử hữu hạn bằng phần mềm

Plaxis 3D được thực hiện cho các phương án

móng khác nhau về khoảng cách giữa nhóm cọc

và chiều dài tường vây. Khảo sát sự ảnh hưởng

tương tác của tường vây và nhóm cọc, khoảng

cánh và chiều dài tường vây đến sự tương tác

phân chia tải cho bè, nhóm cọc và tường vây.

Kết quả nghiên cứu này giúp cho người thiết kế

đánh giá đúng khả năng mang tải đứng của

tường vây, biết được khoảng cách tối ưu của



hàng cọc biên và tường vây, qua đó có thể giảm

bớt số lượng cọc không cần thiết và hướng đến

phương án “Móng bè cọc - Tường vây" tối ưu

và tiết kiệm nhất.

Bảng 1: Bảng tổng hợp một số công trình trên thế giới sử dụng giải pháp móng bè cọc

STT Công trình Chiều cao, tầng Truyền tải (%) Độ lún lớn nhất

Smax (mm) Cọc Bè

1 Messeturn, Frankfurt 256m, 60 tầng 57 43 144

2 Westend 1, Frankfurt 208m, 53 tầng 49 51 120

3 Commerzbank, Frankfurt (PF)

259m, 56 tầng 96 4 19

4 Skyper, Frankfurt 153m, 38 tầng 63 27 55

5 Messe-Torhaus, Frankfurt 130m, 30 tầng 75 25 N.A.

6 Treptower, Berlin 125m, 32 tầng 55 45 73

7 QV1, Perth, West Australia 163m, 40 tầng 70 30 40

8 Petronas, Kuala Lampur (PF) 450m, 88 tầng 85 15 40

Ghi chú: (PF) Giải pháp móng bè cọc; (D) Phân phối tải theo tính toán;

N.A.= Không có thông tin.

2. ỨNG XỬ TƢƠNG TÁC CỦA HỆ

MÓNG BÈ CỌC - TƢỜNG VÂY

Móng bè cọc là một hệ móng kết hợp từ hai

thành phần: nhóm cọc và bè [Hình 1]. Tổng

phản lực của móng bè cọc Rtotal:

,total raft pile i totR R R S (1)

Ứng xử phân chia tải cho Bè – Nhóm cọc –

Tường vây là rất phức tạp do các ảnh hưởng

tương tác trong móng [Hình 2]. Khả năng mang

tải của Móng bè cọc - Tường vây gồm ba thành

phần: bè, nhóm cọc, tường vây.

wprrpw QQQQ

(2)

trong đó, Qrpw = khả năng mang tải của hệ

móng bè cọc - tường vây; Qr = khả năng mang

tải của bè; Qp = khả năng mang tải của nhóm

cọc; Qw = khả năng mang tải của tường vây.

Khả năng mang tải của Móng bè cọc - Tường

vây là sự kết hợp từ khả năng mang tải của bè,

nhóm cọc và khả năng mang tải của tường vây,

ứng xử phân chia tải được mô tả bằng hệ số

phân chia tải của tường vây là αw và hệ số phân

chia tải của nhóm cọc là βp , áp dụng cho tổng

tải tác dụng lên hệ móng bè cọc - tường vây

được đưa ra như sau:

rpw

ww

Q

Q (3)

rpw

p

pQ

Q (4)

trong đó, Qw = khả năng mang tải của tường

vây; Qp = khả năng mang tải của nhóm cọc;

Qrpw = khả năng mang tải của hệ Móng bè cọc -

Tường vây.


raft

pile

diaphragm wall

1

23

4

5

6

7

Tương tác cọc – đất; Tương tác bè – đất;

Tương tác tường vây – đất; Tương tác cọc

– cọc. Tương tác bè – cọc; Tương tác

tường vây – cọc; Tương tác tường vây – bè;

Tương tác tường vây – tường vây. Tương tác cọc – đất; Tương tác cọc –

cọc; Tương tác bè – đất; Tương tác bè –

cọc;

Hình 1: Hiệu ứng tương tác giữa đất và cấu

trúc trong móng cọc đài bè của Katzenbach et

al. (1998) and Katzenbach et al. (2000).

Hình 2: Ứng xử tương tác của hệ Móng

bè cọc - Tường vây.

3. MÔ HÌNH NGHIÊN CỨU

3.1 Phân tích tham số mô hình thực

Công trình tòa tháp Messeturm được xây

dựng trên nền đất Sét Frankfurt nước Đức.

Công trình có chiều cao 256m, kết cấu móng

công trình là móng bè cọc với kích thước bè là

hình vuông có bề rộng 58.8m, chiều dày bè

thay đổi từ 6 m ở giữa đến 3 m ở cạnh móng,

tổng số 64 cọc có đường kính cọc đều nhau là

1.3 m nhưng chiều dài cọc thay đổi. Cọc được

bố trí thành mô hình 3 vòng. Vòng trong gồm

có 16 cọc với chiều dài cọc là 34.9 m, vòng

giữa gồm có 20 cọc với chiều dài cọc là 30.9

m, và vòng ngoài gồm có 28 cọc với chiều dài

cọc là 26.9 m [Hình 3]. Tổng tải trọng 1818.7

MN, bao gồm trọng lượng tòa nhà và trọng

lượng bản thân bè, áp dụng với dạng áp lực

thẳng đứng lên trên móng bè cọc (Reul 2000).

Các nghiên cứu trước đây đã sử dụng điều này

cho việc áp dụng một khối kiến trúc gộp lại

vào đơn vị móng (Tabesh và Poulos 2007;

Castelli và Maugeri 2009).

Bảng 2: Thông số mô hình bè và

cọc nhập vào phần mềm Plaxis 3D

(Dữ liệu từ Reul 2000)

Tham số Ký hiệu

/ đơn vị Bè Cọc

Trong lượng

riêng

γ

(kN/m3)

25 25

Mô đun đàn

hồi

E

(kN/m2)

34106 2510

6

Hệ số

Poisson 0,2 0,2


Hình 3: Tòa tháp Messeturm và mô hình bố trí cọc (phỏng theo Katzenbach at al. 2005)

Hình 4: Mô hình móng bè cọc trong phần mềm Plaxis 3D

Bảng 3: Thông số mô hình đất Sét Frankfurt và sỏi sạn, cát nhập

vào phần mềm Plaxis 3D (Dữ liệu từ Berth 1970 và Reul 2000)

Tham số Ký hiệu / đơn vị Sỏi sạn và cát Sét Frankfurt

Chiều dày lớp đất L (m) 8 90

Dung trọng tự nhiên γunsat (kN/m3) 18,00 19,00

Dung trọng bão hòa γsat (kN/m3) 18,19 19,00

Độ cứng cát tuyến E50 ref

(kN/m2) 7510

3 7010

3

256

m


Tham số Ký hiệu / đơn vị Sỏi sạn và cát Sét Frankfurt

Độ cứng tiếp tuyến Eoed ref

(kN/m2) 7510

3 7010

3

Độ cứng dỡ tải / gia tải lại Eur ref

(kN/m2) 22510

3 21010

3

Hệ số năng lượng m 0,5 0,85

Ứng suất tham chiếu Pref (kN/m2) 100 100

Lực dính c‟ref (kN/m2) 0 20

Góc nội ma sát φ‟ (độ) 30 20

Hệ số rỗng ban đầu einit 0,5 0,65

Hệ số thấm ngang kx = ky (m/ngày) 1 0,518410-3

Hệ số thấm đứng Kz (m/ngày) 1 0,259210-3

Hệ số tiếp xúc Rinter 1 0.8

Hình 5: Độ lún của móng bè cọc thu

được thông qua Plaxis 3D

Hình 6: Độ lún của móng bè cọc thu được

thông qua Plaxis 3D

Bảng 4: Kết quả phân chia tải thông qua Plaxis 3D và kết quả đo đƣợc tại hiện trƣờng

Tổng tải trọng công tình (kN) 1818700

Móng bè cọc Cọc Bè

Kết quả thu được thông qua Plaxis 3D Phân chia tải (kN) 1010052 808648

Truyền tải (%) 56 44

Kết quả đo được tại hiện trường Truyền tải (%) 57 43

Qua phân tích phần tử hữu hạn Plaxis 3D

[Hình 4], [Hình 5], cho thấy độ lún lớn nhất của

móng bè cọc thu được là 149.5 mm và độ lún đo

được tại hiện trường vào ngày 17/12/1998 là

144 mm [Hình 6]. Kết quả phân tích trên Plaxis

3D cho thấy phần trăm truyền tải lên cọc là

56%, bè là 44% và thực tế tại hiện trường đo

được phần trăm truyền tải lên cọc là 57%, bè là

43% [Bảng 4]. So sánh kết quả phân tích thu

được từ Plaxis 3D và kết quả đo được tại hiện


trường có sự tương đồng về độ lún và ứng xử

phân chia tải giữa bè – cọc.

Từ các kết quả phân tích tải tĩnh, ta quan

sát thấy rằng kết quả phân tích từ phần tử hữu

hạn của Plaxis 3D mô phỏng các phép đo tại

chỗ một cách hợp lý, cả về định tính và định

lượng, vì vậy xác nhận mô hình số hiện tại.

Do đó, cùng một mô hình số sẽ được tác giả

sử dụng để phân tích ứng xử của móng bè cọc

của Tháp Messeturm trong các điều kiện tải

tĩnh khác nhau.

3.2 Phân tích mô hình Móng bè cọc -

Tƣờng vây

Xuất phát từ mô hình phần tử hữu hạn Plaxis

3D của móng bè cọc của Tháp Messeturm đã

được kiểm chứng là hợp lý, cả về định tính và

định lượng, do đó xác nhận mô hình số hiện tại

[Hình 7]. Để phân tích ảnh hưởng tương tác của

tường vây và nhóm cọc trong hệ Móng bè cọc -

Tường vây, tác giả tiến hành khảo sát khoảng

cách và chiều dài tường vây đến ảnh hưởng đến

sự phân chia tải cho bè, nhóm cọc và tường vây

[Hình 8] và [Bảng 5]. Tường vây là một hệ các

cọc barrette riêng biệt được bố trí gài với nhau,

vì vậy mà độ cứng của hệ tường vây chỉ làm

việc theo phương đứng, mô men kháng uốn của

Tường vây theo phương ngang bằng không

[Hình 9]. Tường vây được mô phỏng trên Plaxis

3D là kết cấu tấm với loại vật việu bất đẳng

hướng [Hình 10].

Bảng 5: Tham số mô hình phân tích ảnh hƣởng tƣơng tác của Móng bè cọc - Tƣờng vây

Tham số Ký hiệu Giá trị

Chiều dày bè như [Hình 3] dR (m) 6 ÷ 3

Đường kính cọc như [Hình 3] dP (m) 1,3

Chiều dài cọc như [Hình 3] LP (m) 26,9 ÷ 30,9 ÷ 34,9

Chiều dày tường vây dW (m) 0,8

Khoảng cách giữa cọc vòng ngoài và tường vây SW (m) 1dP ; 2dP ; 3dP ; 4dP ; 5dP

; 6dP ; 7dP ; 8dP

Khoảng cách giữa các vòng cọc SP (m) 5dP

Chiều dài tường vây LW (m) 5; 10 ; 15 ; 20 ; 25 ; 30

Hình 7: Mô hình Móng bè cọc

của Tháp Messeturm

Hình 8: Mô hình Móng bè cọc - Tường vây


Hình 9: Mô hình Tường cọc Barrette quy đổi

tương đương trên Plaxis 3D

Hình 10: Mô hình Móng bè cọc - Tường vây

trên Plaxis 3D

4. KẾT QUẢ PHÂN TÍCH MÓNG BÈ

CỌC - TƢỜNG VÂY

Trên [Hình 11], phần trăm truyền tải lên

nhóm cọc tăng khi khoảng cách giữa tường vây

và cọc biên Sw < 5dp , khi khoảng cách giữa

tường vây và cọc biên Sw > 5dp thì phần trăm

truyền tải lên nhóm cọc không tăng và có sưu

hướng giảm. Trên [Hình 12], phần trăm truyền

tải lên tường vây tăng khi khoảng cách giữa

tường vây và cọc biên Sw tăng lên, tường vây

góp phần tham gia mang tải hiệu quả ở chiều dài

tường vây Lw ≥ 10m và khoảng cách giữa tường

vây và cọc biên Sw ≥ 5dp. Trên [Hình 13], phần

trăm truyền tải lên bè giảm khi khoảng cách

giữa tường vây và cọc biên Sw < 5dp , khi

khoảng cách Sw > 5dp thì phần trăm truyền tải

lên bè gần như không thay đổi và có sưu hướng

tăng khi chiều dài tường vây Lw ≤ 10m.

Phân chia tải trọng của công trình lên tường

vây trong hệ móng bè cọc là rất lớn, khi khoảng

cách của tường vây với cọc biên Sw ≥ 5dp và

chiều dài tường vây Lw ≥ 0.5LP , phân chia tải

cho nhóm cọc 45% đến 55%, phân chia tải cho

cho bè 20% đến 25% và phân chia tải cho tường

vây 20% đến 35%. Độ lún của Móng bè cọc –

Tường vây có khoảng cách tường vây với cọc

biên Sw ≥ 5dp và chiều dài tường vây Lw ≥ 0.5LP

là tương đồng với nhau, độ lún giảm dần và

cùng đạt giá trị độ lún bằng 138mm khi chiều

dài tường vây Lw = LP , [Hình 14].

Hình 11: Biểu đồ truyền tải lên nhóm cọc theo

khoảng cách tường vây và cọc biên, với các

chiều dài tường vây khác nhau

Hình 12: Biểu đồ truyền tải lên tường vây theo

khoảng cách tường vây và cọc biên, với các

chiều dài tường vây khác nhau


Hình 13: Biểu đồ truyền tải lên bè theo khoảng

cách tường vây và cọc biên, với các chiều dài

tường vây khác nhau

Hình 14: Biểu đồ độ lún của móng bè cọc –

tường vây theo chiều dài tường vây, với khoảng

cách tường vây và cọc biên khác nhau

Hình 15: Biểu đồ truyền tải lên Bè -

Nhóm cọc - Tường vây theo khoảng cách

tường vây và cọc biên Sw = 1dp , với các chiều

dài tường vây khác nhau


Nhóm cọc - Tường vây theo khoảng cách tường

vây và cọc biên Sw = 4dp , với các chiều dài



Nhóm cọc – Tường vây theo khoảng cách

tường vây và cọc biên Sw = 5dp , với các chiều

dài tường vây khác nhau


Nhóm cọc - Tường vây theo khoảng cách tường

vây và cọc biên Sw = 8dp , với các chiều dài



Hình 19: Biểu đồ lực dọc trong cọc biên với

chiều dài tường vây Lw = 15 m, theo độ sâu và

khoảng khoảng cách của tường vây và cọc biên

(đường kính cọc dp = 1.3 m)

So sánh biểu đồ truyền tải của Móng bè cọc

– Tường vây [Hình 15], [Hình 16], [Hình 17],

[Hình 18], phần trăm chuyền tải lên bè giảm

nhiều và phần trăm truyền tải lên nhóm cọc

giảm rất ít khi tăng chiều dài tường vây Lw =

(5 † 10)m. Điều đặc biệt là khi chiều dài

tường vây Lw ≥ 15m, tức là chiều dài tường

vây lớn hơn hoặc bằng 1/2 lần chiều dài của

nhóm cọc thì phần trăm chia tải lên bè gần

như không thay đổi, lúc này chỉ có nhóm cọc

và tường vây là ảnh hưởng tương tác phân

chia tải với nhau.

Khảo sát lực dọc của cọc biên có cùng kích

thước, khoảng cách trong mô hình Móng bè cọc

và Móng bè cọc – Tường vây [Hình 19], ta thấy

tải tác dụng lên đầu cọc là 15280 kN cho trường

hợp Móng bè cọc không có tường vây và khi có

sự tham gia gánh tải của tường vây cách cọc

biên Sw = 1dp thì tải tác dụng lên đầu cọc là

10822 kN, như vậy là sức chịu tải của cọc biên

bị giảm 30% do sự tham gia gánh tải của tường

vây và ảnh hưởng tương tác của cọc biên với

tường vây. Nhưng khi tăng khoảng cách của

tường vây và cọc biên lên Sw = 5dp thì giá trị tải

tác dụng lên đầu cọc là 14200 kN, sức chịu tải

của cọc biên giảm 7%. Đồng thời khi tăng

khoảng cách của cọc và tường vây lên Sw = 6dp,

Sw = 7dp, Sw = 8dp thì tải tác dụng lên đầu cọc

biến động không nhiều và bằng khoảng 14500

kN, sức chịu tải của cọc biên giảm 5%.

Để trách sự ảnh hưởng tương tác của tường

vây đến khả năng chịu tải của cọc biên thì

khoảng cách giữa cọc biên và tường vây càng

xa nhau càng tốt, nhưng qua những phân tích

trên thì khi khoảng cách giữa cọc biên và

tường vây Sw ≥ 5dp thì tải tác dụng lên đầu

cọc biên tăng lên không nhiều, tức là ảnh

hưởng tương tác giữa cọc biên và tường vây là

nhỏ nhất.

5. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Trong hệ Móng bè cọc - Tường vây, ứng xử

phân chia tải cho Nhóm cọc từ 45% đến 55%,

phân chia tải cho cho Bè 20% đến 25% và phân

chia tải cho Tường vây 20% đến 35%. Để tường

vây làm việc hiệu quả, tường vây tham gia gánh

tải trọng công trình tốt nhất là khi chiều dài của

tường vây lớn hơn hoặc bằng phân nữa chiều

dài của nhóm cọc (Lw ≥ 0.5Lp).

Khoảng cách giữa Tường vây và cọc biên có

tác động lớn đến ứng xử phân chia tải trong hệ

Móng bè cọc - Tường vây. Để tránh hiệu ứng

nhóm cọc và tường vây làm cho khả năng chịu

tải của cọc biên làm việc không hiệu quả thì

khoảng cách giữa tường vây và cọc biên làm

việc tối ưu là lớn hơn hoặc bằng 5 lần đường

kính cọc biên (Sw ≥ 5dp).

Tường vây trong hệ Móng bè cọc - Tường

vây góp phần làm giảm độ lún của bè, tường

vây tham gia mang tải, phân bố lại biên dạng

lún trong đất dưới móng trong phạm vi chiều dài

tường vây và làm mở rộng diện tích truyền tải

lên nền đất dưới chân tường vây góp phần làm

giảm độ lún trong nền đất bên trong tường vây.

Trong trường hợp thiết kế Móng bè cọc cho

công trình có tầng hầm và buộc phải thi công

tường vây hố đào để thi công hệ kết cấu móng,

người thiết kế cần thiết kế tổng thể khả năng

chịu tải ngang và mang tải đứng của hệ tường

vây nhầm tận dụng tối đa khả năng mang tải của

tường vây trong hệ kết cấu móng mới “Móng bè

cọc - Tường vây”.


Nghiên cứu này được tài trợ bởi trường Đại

Học Bách Khoa – Đại Học Quốc Gia Thành

Phố Hồ Chí Minh trong khuôn khổ đề tài mã số

T-KTXD-2019-83.

Lời cảm ơn

Chúng tôi xin cảm ơn Trường Đại học Bách

Khoa, ĐHQG-HCM đã hỗ trợ thời gian, phương

tiện và cơ sở vật chất cho nghiên cứu này.


[1] Randolph MF. Design methods for pile

groups and piled rafts. In: Proc. 13th

international conference on soil mechanics and

foundation engineering, vol. 5, New Delhi,

India; 1994. p. 61–82.

[2] Clancy P, Randolph MF. Simple design

tools for piled raft foundations. Geotechnique

1996;46(2):313–28.

[3] Poulos HG. Piled raft foundations:

design and applications. Geotechnique

2001;51(2):95–113.

[4] Katzenbach R, Schmitt A. High - Rise

Buildings in Germany Soil - Structure

Interaction of Deep Foundations. Fifth

International Conference on Case Histories in

Geotechnical Engineering New York, NY, April

13-17, 2004.

[5] Sales MM, Small JC, Poulos HG.

Compensated piled rafts in clayey soils:

behaviour, measurements, and predictions. Can.

Geotech. J. Vol. 47, 2010. p. 327–345.

[6] Kumar A, Choudhury D, Katzenbach

R: Effect of Earthquake on Combined Pile–

Raft Foundation. International Journal of

Geomechanics, © ASCE, ISSN 1532-3641;

2016. p. 040613-1– 040613-16.

Người phản biện: PGS, TS. NGUYỄN VĂN DŨNG


NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA HÀM LƯỢNG XI MĂNG TRONG PHƯƠNG PHÁP CẢI TẠO ĐẤT LOESS BẰNG

PHƯƠNG PHÁP TRỘN XI MĂNG VÀ ĐẦM CHẶT Ở CALARASI, ROMANIA

NGUYỄN CÔNG ĐỊNH*

Study effect of cement content in cement treatment to improve the

loess soil from Calarasi county, Romania

Abstract: This study presents experimental results on the effect of

cement content to improve loess soil by mix with cement and

compacted. Same type of loess is mixed with different cement

content (at 0-2-4-6 %). Then the samples are test to determined

physical and mechanical characteristics. Results are analysis and

compare to assess the effect of cement content on loess soil

Key words: cement content, loess soil, soil improvement.

1. GIỚI THIỆU *

Loess và các loại đất dạng loess (gọi chung

là đất loess) có nguồn gốc trầm tích do gió - đất

phong thành, là loại đất có tính lún ướt, lún sập

nên cần phải được xử lý, cải tạo để phục vụ mục

đích xây dựng công trình nói chung [4]. Đã có

nhiều phương pháp cải tạo, xử lý đất loess được

nghiên cứu và ứng dụng, trong đó có phương

pháp trộn xi măng và đầm chặt. Bằng cách thêm

một vài phần trăm xi măng theo khối lượng trộn

với đất loess tại chỗ đã cho thấy hiệu quả rõ rệt

khi đầm chặt, tiết kiệm chi phí đáng kể so với

phương án bóc bỏ và thay thế đất ở một số dự

án [7]. Đã có một số nghiên cứu trên thế giới về

phương pháp cải tạo đất loess bằng cách trộn

với xi măng, nhưng tính chất của đất ở từng địa

phương thường rất khác nhau nên mỗi dự án

cũng cần có những nghiên cứu riêng [1]. Bài

viết này trình bày các kết quả thực nghiệm thu

được dựa trên nghiên cứu xử lý nền đất loess từ

một dự án xây dựng nhà máy ở hạt Calarasi,

Romania. Các nghiên cứu thực nghiệm được

* Trường đại học Giao thông Vận tải


thực hiện gồm thành phần hạt đất, các giới hạn

Atterberg, tính chất đầm chặt, tính chất nén lún

và sức chống cắt của các mẫu đất loess khi

không có xi măng cũng như khi trộn xi măng

với các hàm lượng khác nhau 2%, 4% và 6%.

2. ĐỐI TƢỢNG VÀ PHƢƠNG PHÁP

NGHIÊN CỨU

* Đất loess

Tất cả các thí nghiệm và phân tích kết quả

thí nghiệm trong phòng được thực hiện với đất

loess đồng nhất, thu thập trong quá trình khảo

sát của một dự án xây dựng nhà máy công

nghiệp tại hạt Calarasi, Romania. Toàn bộ khối

lượng khoảng hơn 200 kg vật liệu đất loess

được đồng nhất hóa bằng cách phơi khô, tán nhỏ

và trộn đều.

* Xi măng

Xi măng được sử dụng trong nghiên cứu là

loại portland CEM I 42.5 N – SR 5, phân loại

theo tiêu chuẩn SR EN 197-1 [13]. Theo phân

loại trên, đây là xi măng loại 1 có hàm lượng

linker > 95%, cường độ tiêu chuẩn từ 42,5 MPa

đến 62,5 MPa, ninh kết thường, chống ăn mòn

sun-fat.

* Nước


Nước đạt tiêu chuẩn uống được đã được sử

dụng trong nghiên cứu này, phù hợp để trộn bê

tông và trộn hỗn hợp đất-xi măng theo tiêu

chuẩn SR EN 1008:2003 [11].

* Quy trình chuẩn bị mẫu

Đất loess tự nhiên: Mẫu đất nguyên trạng lấy

từ hiện trường được bảo quản theo quy chuẩn

[9,10].

Mẫu đất đầm chặt: đất loess lấy từ hiện

trường, chứa trong bao tải được mang về phòng

thí nghiệm sau đó tán nhỏ bằng chày bọc cao su,

và hong khô trong không khí (khô gió, đạt độ

ẩm khoảng 3-4 %), sau đó trộn liên tục cho đến

khi đạt được mức độ đồng nhất cần thiết. Đất

loess đã đồng nhất và khô gió được lấy 4 phần

bằng nhau - là các phần theo hàm lượng xi

măng, tương ứng với 4 mức hàm lượng xi măng

sẽ trộn là 0 % (không có xi măng), 2 %, 4% và

6% trọng lượng đất khô. Mỗi phần theo hàm

lượng xi măng tiếp tục được chia thành 5 mẫu

ứng với 5 mức độ ẩm khác nhau để làm thí

nghiệm đầm chặt bằng dụng cụ Proctor tiêu

chuẩn. Mỗi phần hàm lượng được tiến hành thí

nghiệm đầm chặt xác định dung trọng khô lớn

nhất và độ ẩm tối ưu tương ứng. Từng mẫu trụ

được chế bị từ thí nghiệm đầm chặt được lấy

mẫu thí nghiệm xác định độ ẩm, sau đó từng

mẫu được bảo quản cách ly 28 ngày [12] trước

khi tiến hành các thí nghiệm tính chất gồm các

giới hạn Atterberg, tính chất nén lún và tính sức

chất chống cắt.

* Thiết bị và quy trình thí nghiệm

Để tập trung nghiên cứu về ảnh hưởng của

hàm lượng xi măng, các yếu tố khác được kiểm

soát nhằm đảm bảo đồng nhất cùng điều kiện thí

nghiệm. Các thí nghiệm được thực hiện theo

tiêu chuẩn xây dựng Romania, đồng bộ với tiêu

chuẩn Châu Âu EUROCODE 6 [10,12,14,15,

16,17,18,19], trong đó thí nghiệm đầm chặt với

dụng cụ Proctor tiêu chuẩn có thiết bị hỗ trợ

đầm tự động được lập trình sẵn đảm bảo công

đầm không đổi. Những chú ý trong quy trình thí

nghiệm và phương pháp nghiên cứu cụ thể sẽ

được trình bày chi tiết hơn khi xem xét từng tính

chất cụ thể trong phần 3.

3. KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM

3.1. Thành phần hạt

Mẫu đất loess tự nhiên và các mẫu chế bị

trộn loess với tỷ lệ xi măng khác nhau (2%,

4%, 6%), được thí nghiệm để xác định thành

phần hạt bằng phương pháp tỉ trọng kế. Các

mẫu đất trộn xi măng được thí nghiệm sau 28

ngày chờ ninh kết và hình thành liên kết xi

măng gắn kết mới [12]. Biểu đồ thành phần

hạt của các mẫu tương ứng được thể hiện

trong bảng 1 và hình 1.

Bảng 1: Bảng tổng hợp thông số thành phần hạt của các mẫu thử

Mẫu

Thành phần hạt

Hệ số

đồng nhất

Hệ số

đường

cong

Gọi tên

đất theo

thành phần

hạt

Sét Bụi Cát Sạn

% % % % Cu Cc

Đất loess tự nhiên 26 70 4 0 23,8 0,38 Bụi pha sét

Loess + 2% xi măng 16,5 78 4,5 0 21 1,71 Bụi

Loess + 4% xi măng 10,5 54,5 34,42 0,58 28,7 2,23 Bụi pha cát

Loess + 6% xi măng 6 30,5 48,18 15,32 120 0,34

Cát pha bụi

lẫn sạn

Các kết quả thí nghiệm trước và sau khi trộn

xi măng đã chỉ rõ ảnh hưởng của hàm lượng xi

măng đối với thành phần hạt của mẫu thử, với

hàm lượng xi măng tăng (2-4-6%) thì hàm

lượng hạt thô trong mẫu tăng lên rõ rệt (hình 1).

Theo đó khi tăng hàm lượng xi măng, tên đất đã


thay đổi từ bụi pha sét (đất loess tự nhiên) thành

đất bụi, đất bụi pha cát và đất cát pha bụi lẫn sạn

– lần lượt tương ứng với các hàm lượng xi măng

2%, 4% và 6%. Với mẫu đất loess trộn 2% xi

măng, hàm lượng ít, xi măng thêm vào gắn kết

các hạt sét thành bụi, làm giảm hạt sét (9,5%) và

tăng lượng hạt bụi (8%) trong khi lượng hạt thô

hơn tăng không đáng kể (khoảng 0,5 %), khiến

cho đất trở nên đồng nhất hơn (hệ số đồng nhất

giảm). Với mẫu loess trộn 4% xi măng, hệ số

đồng nhất và hàm lượng hạt thô đã có sự gia

tăng đáng kể nhưng chưa có sự đột biến. Với

mẫu đất loess trộn 6% xi măng, lượng xi măng

thêm vào đủ nhiều để gắn kết tạo ra các hạt thô

nhiều hơn, thậm chí lượng hạt sạn tăng lên đáng

kể (15,32%), dẫn đến chỉ số đồng nhất tăng rõ

rệt (đất cấp phối tốt hơn).

Hình 1: Thành phần hạt của đất loess tự nhiên

và các mẫu đất loess trộn xi măng

Mặt khác, ở mẫu đất loess trộn với 6 % xi

măng, bắt đầu có hiện tượng vón cục, tạo thành

cấp phối gián đoạn khi có hai nhóm hạt chênh

lệch kích thước rõ rệt. Kết quả này cũng phù

hợp với nhận định của Balasingam Muhunthan

và Farid Sariosseiri (2008) [3] lưu ý không dùng

quá nhiều xi măng (>10 %) để cải tạo đất loess

vì vật liệu sau xử lý có tính giòn.

3.2. Giới hạn Atterberg

Mẫu đất loess tự nhiên và các mẫu sau khi xử

lý trộn xi măng với các hàm lượng khác nhau đã

được thí nghiệm xác định độ ẩm giới hạn chảy

và độ ẩm giới hạn dẻo (các giới hạn Atterberg).

Kết quả các thí nghiệm được trình bày tổng hợp

trong bảng 2 và hình 2.

Bảng 2: Kết quả xác định giới hạn

Atterberg của các mẫu thử

Mẫu thử

Giới hạn Atterberg

WP WL IP

% % %

Đất loess tự nhiên 19,48 39,37 19,89

Loess + 2% xi măng 27,2 45,92 18,72

Loess + 4% xi măng 31,88 41,23 9,35

Loess + 6% xi măng 32,3 40,88 8,58

Hình 2: Giới hạn Atterberg của đất loess tự

nhiên và đất loess trộn xi măng tỷ lệ khác nhau

Kết quả cho thấy độ ẩm giới hạn chảy tăng

lên khi thêm 2% xi măng vào đất loess, tuy

nhiên có xu hướng giảm dần khi hàm lượng xi

măng tăng lên. Trong khi đó độ ẩm giới hạn dẻo

tăng cùng với sự gia tăng hàm lượng xi măng.

Kết quả đối với chỉ số dẻo với đất loess trộn 2%

xi măng thay đổi không đáng kể so với mẫu đất

loess tự nhiên (1,17%), tuy nhiên khi hàm lượng

xi măng tăng lên thì chỉ số dẻo giảm đi rõ rệt, cụ

thể là 10,54% và 11,31% lần lượt ứng với hàm

lượng xi măng 4% và 6%. Kết quả này cũng phù

hợp với phân tích về thành phần hạt nêu trên,

khi trộn nhiều xi măng hơn thì hàm lượng hạt

thô trong mẫu tăng lên, đất giảm tính dẻo. Khả


năng làm việc của vật liệu đã được chứng

minh là tăng lên khi chỉ số dẻo giảm [2,8]. Do

đó, khi trộn đất loess với hàm lượng xi măng

nhiều hơn sẽ giúp đất làm việc tốt hơn. Cần

lưu ý thêm rằng, quá trình chuẩn bị mẫu thí

nghiệm đã loại bỏ các hạt thô trước khi xác

định các giới hạn Atterberg nên các giá trị đó

không phản ánh đầy đủ tính tính chất của đất,

tuy nhiên vẫn có giá trị so sánh tương quan

giữa các mẫu để thấy sự ảnh hưởng của hàm

lượng xi măng đến tính dẻo của đất.

3.3. Tính chất đầm chặt

Nền công trình thường được đầm chặt để

giảm thiểu độ lún (cũng như cải thiện các tính

chất xây dựng khác). Phương pháp này không

chỉ áp dụng cho các công trình đắp đất mà còn

là một biện pháp xử lý nền khi gặp một số loại

đất bất lợi, như loess, bằng cách bóc lớp đất

loess tự nhiên và thay bằng đất loess đầm chặt

hoặc kết hợp với trộn vật liệu xử lý (chất kết

dính) trước khi đầm chặt. Trong nghiên cứu

này, việc trộn và đầm chặt đất được mô phỏng

trong phòng thí nghiệm bằng dụng cụ Proctor

tiêu chuẩn để chế bị mẫu và xác định các

thông số đầm chặt. Đất loess được chia thành

5 mẫu với các độ ẩm khác nhau, bảo quản kín

trong 1 ngày để phân bố đều độ ẩm, sau đó

trộn với xi măng và được tiến hành đầm chặt

ngay sau khi trộn đều (thí nghiệm hoàn thành

trong khoảng nửa giờ tính từ khi trộn). Với

trường hợp đất loess đầm chặt thì bỏ qua bước

trộn xi măng.

Bảng 3: Khối lượng thể tích khô lớn nhất và độ

ẩm tối ưu từ thí nghiệm đầm chặt các mẫu thử

Mẫu thử

Thí nghiệm đầm chặt

rd max Wopt

g/cm3 %

Đất loess

(0% xi măng) 1,733 16,7

Loess + 2%

xi măng 1,75 17,7

Mẫu thử

Thí nghiệm đầm chặt

rd max Wopt

g/cm3 %

Loess + 4%

xi măng 1,744 17,9

Loess + 6%

xi măng 1,77 17,1

Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đến độ

ẩm tối ưu và trọng lượng thể tích khô lớn nhất

khi đầm chặt được thể hiện lần lượt ở hình 3 và

bảng 3.

Hình 3: Ảnh hưởng của hàm lượng xi măng tới

khả năng đầm chặt của các mẫu thử

Kết quả thực nghiệm cho thấy cả độ ẩm tối

ưu và khối lượng thể tích khô lớn nhất khi đầm

chặt thay đổi không đáng kể khi trộn các hàm

lượng xi măng khác nhau. Kết quả này có thể

được luận giải dựa trên quan hệ thành phần hạt

của đất loess và xi măng đều là những hạt mịn

(từ sét đến bụi) nên việc kết hợp hai loại hạt

mịn không cải thiện cấp phối của đất. Cùng với

trình tự thí nghiệm việc đầm chặt được thực

hiện ngay sau khi trộn vật liệu, khi đó xi măng

chưa kịp gắn kết để tạo hạt lớn hơn. Trong quá

trình đầm chặt, phần xi măng thêm vào chỉ

đóng vai trò vật lý của các hạt nhỏ mà chưa có

thời gian để thể hiện vai trò gắn kết hóa học,

quá trình gắn kết do phản ứng hóa học chỉ thể

hiện sau khi đầm chặt đồng thời có đủ thời gian

và điều kiện thích hợp (bảo quản độ ẩm). Sự


thay đổi nhỏ và không thể hiện một xu hướng

cụ thể nào có thể chỉ là do sai số trong quá

trình thực nghiệm.

Kết quả thực nghiệm về tính chất đầm chặt

của đất loess trộn xi măng trong nghiên cứu này

tương đồng và phù hợp với nghiên cứu của

Doncho Karastanev & nnk (2016) [5], cả hai

nghiên cứu đều cho thấy sự thay đổi của tính

chất đầm chặt theo hàm lượng xi măng có biên

độ nhỏ. Kết quả này cũng cho thấy tính khác

biệt đặc thù của đất loess trộn xi măng, khác với

các loại đất khác, ví dụ như nghiên cứu về cải

tạo than bùn bằng phương pháp trộn xi măng

của S. Boobathiraja & nnk [21].

Cần lưu ý thêm rằng, nhận định nêu trên về

ảnh hưởng của hàm lượng xi măng đối với hiệu

quả đầm chặt không mâu thuẫn với phân tích về

sự thay đổi của thành phần hạt khi trộn xi măng

với các hàm lượng khác nhau đã nêu ở phần 3.1,

bởi vì thí nghiệm đầm chặt được tiến hành ngay

sau khi trộn hỗn hợp, xi măng và nước chưa kịp

phản ứng tạo liên kết đáng kể - trong khi kết quả

phân tích về thành phần hạt được thực hiện trên

mẫu trộn đã trải qua thời gian ninh kết 28 ngày.

3.4. Tính chất nén lún

Tính chất nén lún của đất là tính chất quan

trọng được yêu cầu phục vụ công tác tính toán,

thiết kế (dự tính độ lún của nền đất). Đất loess

có độ rỗng lớn và đặc trưng nhạy cảm với độ

ẩm thể hiện qua tính chất lún sập khi bão hòa

nước như thể hiện trong hình 4 (tính lún sập

được xác định ở áp lực 300 kPa theo tiêu chuẩn

xây dựng đối với đất có tính chất lún ướt, lún

sập [9]). Tính lún sập là vấn đề chính cần phải

xử lý của đất loess. Để xem xét ảnh hưởng của

hàm lượng xi măng đến tính chất nén lún của

đất, các mẫu với hàm lượng xi măng khác nhau

từ thí nghiệm đầm nén nêu trên đã được thí

nghiệm nén một trục không nở hông bằng thiết

bị Oedometre. Modul biến dạng ứng với cấp tải

trọng 200-300 kPa được chọn để so sánh. Kết

quả thí nghiệm được tổng hợp và trình bày ở

bảng 4 và hình 4, 5.

Bảng 4: Modul biến dạng (M) và hệ số nén

lún (a) của các mẫu thử

Mẫu

Tính nén lún

M200-300 a200-300

MPa MPa-1

Đất loess bão hòa 3,08 0,3246

Đất loess tự nhiên 7,55 0,1324

Đất loess đầm chặt 18,40 0,0543

Loess + 2% xi măng 37,00 0,0270

Loess + 4% xi măng 63,20 0,0158

Loess + 6% xi măng 71,00 0,0141

Hình 4: Tính chất nén lún của đất loess

chưa xử lý

Hình 5: Modul biến dạng của mẫu đất thử

Đồ thị ở hình 5 cho thấy các mẫu đất trộn xi

măng cải thiện rõ rệt đặc tính nén lún so với đất


loess tự nhiên. Riêng việc đầm chặt giúp làm

giảm độ rỗng, hạn chế tính lún sập nên cũng

đóng vai trò cải tạo đất, tuy nhiên modul biến

dạng (M200-300) của mẫu chỉ đầm chặt không

trộn xi măng chỉ tăng lên 2,4 lần so với đất loess

tự nhiên. Việc trộn xi măng không những loại

bỏ hoàn toàn tính lún sập mà còn làm modul

biến dạng gia tăng gấp nhiều lần. Khi thêm xi

măng, đã làm tăng modul biến dạng từ khoảng 2

đến 4 lần so với mẫu đầm chặt không trộn xi

măng, tương ứng với hàm lượng xi măng từ 2%

đến 6%. Modul biến dạng tăng đồng nghĩa với

độ lún giảm đi. Như vậy, xét về tính chất nén

lún, biện pháp cải tạo bằng trộn loess với xi

măng và đầm chặt thể hiện hiệu quả rõ rệt, theo

tỉ lệ thuận càng nhiều xi măng modul biến dạng

càng lớn. Quy luật này hoàn toàn thống nhất với

nghiên cứu của Doncho Karastanev & nnk

(2016) [5] đối với đất loess ở Bulgaria. Giá trị

định lượng giữa hai nghiên cứu có sự khác biệt

đáng kể, điều đó phản ánh sự khác nhau giữa

đất loess ở Bulgaria và ở Romania.

3.5. Sức chống cắt của đất

Trong nghiên cứu này, với các mẫu chế bị

được trộn xi măng và đầm chặt, tính chất của vật

liệu khá tốt, không còn là đất yếu nên sức chống

cắt được nghiên cứu thông qua thí nghiệm cắt trực

tiếp (cắt phẳng) thông thường. Mỗi loại đất được

chuẩn bị thành 3 mẫu, được tiến hành thí nghiệm

với 3 cấp áp lực tăng dần 100 kPa, 200 kPa, 400

kPa. Thí nghiệm thu được các đại lượng đặc trưng

của sức chống cắt là góc ma sát trong (j) và cường

độ lực dính kết đơn vị (c)

Kết quả thực nghiệm xác định j và c được tổng

hợp và trình bày trong các bảng 5 và hình 6.

Bảng 5: Thông số sức chống cắt của các mẫu thử

Mẫu

Thông số sức chống cắt

c j

kPa Độ

Đất loess đầm chặt 17,2 27,3

Loess + 2%

xi măng 58 34,6

Mẫu

Thông số sức chống cắt

c j

kPa Độ

Loess + 4%

xi măng 117 45

Loess + 6%

xi măng 190 62

Hình 6: Thông số sức chống cắt của

mẫu đất nghiên cứu

Về sức chống cắt của đất, kết quả thực

nghiệm cũng thể hiện rõ ràng khi tăng hàm

lượng xi măng cải thiện đáng kể sức chống cắt

của đất. Cả hai tham số góc ma sát trong và

cường độ lực dính kết đơn vị đều tăng một cách

rất rõ rệt khi tăng hàm lượng xi măng trong mẫu

xử lý. So với mẫu đất loess đầm chặt không có

xi măng, các mẫu trộn 2%, 4% và 6% xi măng

cho giá trị góc ma sát trong tăng tương ứng

khoảng 1,3, 1,6 và 2,3 lần, còn cường độ lực

dính kết đơn vị có tốc độ tăng nhanh hơn tương

ứng là 3,4, 6,8 và 11 lần. Kết quả trên đã chi tiết

hóa và củng cố những nhận định của Stefan-

Silvian Ciobanu [20] trong nghiên cứu về các

đặc tính địa kỹ thuật của đất loess và các

phương pháp cải tạo đất loess ở Romania. Mặt

khác, kết quả nghiên này cứu cho thấy sự khác

biệt rõ rệt khi cải tạo bằng phương pháp trộn xi

măng, giữa đất loess ở Romania (cả hai thông số

sức chống cắt đều tăng) so với đất loess ở Trung

Quốc theo nghiên cứu của Zhang & nnk [22]


khi chỉ ra cường độ lực dính kết đơn vị có tính

nhạy cảm hơn và chịu trách nhiệm chính cho sự

thay đổi cường độ sức chống cắt.

4. KẾT LUẬN

Ảnh hưởng của việc trộn xi măng portland để

cải tạo đất loess ở Calarasi, Romania đã được đề

cập trong nghiên cứu này, trong đó đi sâu vào

phân tích ảnh hưởng về hàm lượng xi măng

khác nhau đến hiệu quả cải tạo đất. Các tính

chất vật lý và tính chất cơ học của đất loess tự

nhiên và đất loess qua xử lý đã được nghiên

cứu, bao gồm các phân tích về thành phần hạt,

các giới hạn Atterberg, tính chất đầm chặt, tính

chất nén lún và sức chống cắt của đất. Từ các

kết quả và phân tích, nghiên cứu đã rút ra được

các kết luận sau:

- Việc trộn loess với xi măng giúp thay đổi

thành phần hạt của hỗn hợp đất, theo chiều

hướng làm tăng hàm lượng hạt thô và mức độ

tăng tỉ lệ thuận với hàm lượng xi măng được

trộn. Theo đó khi tăng hàm lượng xi măng, tên

đất đã thay đổi từ bụi pha sét (đất loess tự

nhiên) thành đất bụi, đất bụi pha cát và đất cát

pha bụi lẫn sạn – lần lượt tương ứng với các

hàm lượng xi măng 2%, 4% và 6%;

- Khi hàm lượng xi măng ít (<4%) thì hiệu

quả cải tạo không đáng kể. Ngược lại, nếu quá

nhiều xi măng cũng có những hiệu ứng bất lợi.

Trong nghiên cứu này, với hàm lượng trộn loess

với 6% xi măng thể hiện hiệu quả tốt, vì vậy

phương án trộn 6% xi măng được đề xuất sử

dụng để cải tạo đất loess cho dự án tại Calarasi,

Romania;

- Trộn xi măng làm giảm chỉ số dẻo của đất.

Từ đất loess thuộc loại đất bụi, sét chuyển dần

thành đất loại cát, giúp đất trộn xi măng làm

việc tốt hơn cho mục đích xây dựng. Với hàm

lượng xi măng ít ứng với 2% thì chỉ số dẻo giảm

không đáng kể, tuy nhiên với các hàm lượng 4%

và 6% xi măng, chỉ số dẻo đã giảm hơn 10% so

với đất không trộn xi măng; Kết quả này củng

cố thêm cho đề xuất chọn phương án trộn 6% để

cải tạo đất loess cho dự án;

- Việc trộn xi măng hầu như không ảnh

hưởng hoặc ảnh hưởng không đáng kể đến hiệu

quả đầm chặt của đất loess. Kết quả này phản

ánh tính đặc thù của đất loess so với các loại đất

khác và nó cũng tương đồng với kết quả nghiên

cứu của Doncho Karastanev & nnk [5] đối với

đất loess ở Bulgaria;

- Đất loess được xử lý bằng trộn xi măng

và đầm chặt cho thấy sự cải thiện rõ ràng về

tính chất cơ học, thể hiện qua modul biến

dạng và sức chống cắt của đất tăng rõ rệt. So

với mẫu đất loess đầm chặt không có xi măng,

tương ứng với sự tăng hàm lượng xi măng từ

2%, 4% đến 6%, giá trị modul biến dạng tăng

đều đặn từ 2 đến 4 lần, góc ma sát trong tăng

chậm từ 1,3 đến 2,3 lần trong khi cường độ

lực dính kết đơn vị tăng mạnh từ 3,4 đến hơn

11 lần.


[1] Alina Eftene, Valentina Cotet, Florina

Grecu (2006). "The loess from romania in the

Romanian specialists vision". Factori şi Procese

Pedogenetice din Zona Temperată 5 S. nouă

(2006) 103-116.

[2] Baran, B., Ertuk, T., Sarikaya, Y.,

Alemdarglu, T., 2001. Workability test method

for metals applied to examine a workability

measure (plastic limit) for clays. Applied Clay

Science 20 (1–2), 53–63.

[3] Balasingam Muhunthan and Farid

Sariosseiri (2008). "Interpretation of

geotechnical properties of cement treated soils".

Research Report, Washington State University,

WA 99164-2910.

[4] Dimcho Evstatiev (1998). "Loess

improvement methods". Engineering Geology,

25, 341-366

[5] Doncho Karastanev, Dimitar Antonov,

Boriana Tchakalova, Mila Trayanova (2016).

"Selection of optimum loess-cement mixture for

construction of a compacted soil-cement


cushion". Quarterly Journal of Engineering

Geology and Hydrogeology · January 2016.

[6] Dron Andrei (1976). "Lucrari de

imbunatatiri funciare si constructii

hidrotehnice pe loessuri si pamanturi

loessoide". Editura Ceres.

[7] Balasingam Muhunthan, Farid

Sariosseiri, Lowell S., (2008). “Interpretation of

geotechnical properties of cement treated soils”,

Research Report. Washington State

Transportation Center (TRAC), WA-RD 715.1

[8] Mallela, J., Quintus, H.V., Smith, K.,

2004. Consideration of Lime-Stabilized Layers

in Mechanistic–Empirical Pavement Design.

The National Lime Association.

[9] NP 125:2010 "Normativ privind fundarea

constructiilor pe pamanturi sensibile la umezire"

[10] NP 122:2010 "Normativ privind

determinarea valorilor caracteristice si de calcul

ale parametrilor geotehnici"

[11] SR EN 1008:2003 “Mixing water for

concrete“, European Standard, Romanian Version

[12] SR EN 12390-2:2009 (2009). Making

and curing specimens for strength tests.

European Standard, Romanian Version

[13] SR EN 197-1 Cement - Part 1:

“Composition, specifications and conformity

criteria for common cements”, European

Standard, Romanian Version

[14] STAS 1913/5-85 “Incercari teren

fundare: Determinarea Granulozitatii”


fundare: Determinarea umiditatii”


fundare: Determinaria limitelor de plasticitate”


fundare: Determinarea caracteristicilor de

compactare”

[18] STAS 8942/1-89 “Incercari teren de

fundare: Determinarea compresibilitatii

pamanturilor prin incercarea in edometru”

[19] STAS 8942/2-82 “incercari teren de

fundare: Forfecare directa”

[20] Stefan-Silvian Ciobanu (2014).

"Geotechnical characterization of loessoid soils

and improvment methods". Journal of Young

Scientist, Volume II, ISSN 2344 - 1283, ISSN

CD-ROM 2344 - 1291; ISSN Online 2344 -

1305; ISSN-L 2344 - 1283

[21] S. Boobathiraja, P. Balamurugan, M.

Dhansheer and Anuj Adhikari (2014). "Study

on Strength of Peat Soil Stabilised with

Cement and Other Pozzolanic Materials".

International Journal of Civil Engineering

Research, ISSN 2278-3652 Volume 5,

Number 4 (2014), .431-438.

[22] Zhang, Chonglei & Jiang, Guan-lu &

Su, Li-Jun & Zhou, Gordon (2017). "Effect of

cement on the stabilization of loess. Journal of

Mountain Science". Journal of Mountain

Science 09/2017.

Người phản biện: PGS,TS. ĐOÀN THẾ TƯỜNG


VỀ ĐIÊU KIỆN ĐỊA KỸ THUẬT CÔNG TRÌNH CÁP TREO TRÊN NÖI ĐÁ VÔI Ở VIỆT NAM

CHU TUẤN VŨ*

About geotechnical conditions of the cable cars works built on the Karst

mountains in Vietnam

Abstract: The paper presents the basic geotechnical issues of the cable car

construction built on limestone mountains in Vietnam. The focus is on

issues related to spatial distribution and transformation according to the

time of the Karst structures to serve as a basis for the geotechnical survey

plan and the selection of reasonable foundation solutions for the columns

of the project.

Keyword: The foundation of cable car works in the Karst mountains

1. GIỚI THIỆU CHUNG *

Sử dụng hệ kết cấu cáp treo trong giao thông

đã đươc áp dụng khá phổ biến ở Việt Nam như

cầu treo trên tuyến giao thông bộ, cáp treo vận

chuyển trong khai thác khoáng sản, gần đây là

một loạt các dự án cáp treo phục vụ du lịch đã

và đang được triển khai. Trong đó, các tuyến

cáp treo phục vụ du lịch đã được xây dựng và đi

vào khai thác sử dụng như: Fansipan- Lào Cai;

Chùa Hương- Hà Nội;Vịnh Hạ Long- Quảng

Ninh; Bà Nà- Đà Nẵng; Đồi Robin - Đà Lạt;

Vinpearl Land- Nha Trang; Hồ Mây- Vũng Tàu;

Bà Đen- Tây Ninh. Những tuyến đang và sẽ

được triển khai như Cáp treo Cát Bà- Hải

Phòng; Mẫu sơn- Lạng sơn; Phong Nha- Kẻ

Bàng- Quảng Bình. Nhìn chung, các tuyến cáp

treo triển khai ở Việt Nam đều xuyên qua các

địa hình hiểm trở và móng của các cột trên

tuyến đặt vào nền đá, nên việc thị công xây

dựng móng ở chân cột rất phức tạp, chiếm tỷ lệ

lớn trong khối lượng xây lắp của dự án.

Với đặc điểm nội lực ở mặt cắt chân cột cáp

treo có thành phần lực dọc không lớn trong khi

mô men lớn phụ thuộc vào chiều cao cột do tải

trọng ngang ở đỉnh cột. Vì thế, khi móng các




cột đặt trên nền đá liền khối, sự mất ổn định của

cột là ổn định lật. Để đảm bảo điều kiện ổn định

lật ở chân cột thì đơn giản nhất là tăng trọng

lương móng. Nhưng khi móng đặt trên nền là

khối đá nứt nẻ, nhất là khối đá trên sườn dốc và

khối đá trong vùng đá vôi luôn tiềm ẩn các cấu

trúc Karst (Hình 1), thì dưới tác dụng của lực

dọc sẽ đặt ra nhiều vấn đề phải xem xét về ổn

định trượt, lún sụt của nền.

Hình 1: Nứt nẻ hang hốc trong đá vôi khu vực

tuyến cáp treo chùa Hương

Thực tế cho thấy việc thi công móng sâu vào

trong đá cho các chân cột trong điều kiện địa

hình hiểm trở sẽ rất phức tạp đòi hỏi nguồn kinh

phí lớn. Đặc biệt, khi thi công móng sâu trong

điều kiện hang hốc của cấu trúc Karst luôn phát

sinh những vấn đề ngoài dự kiến. Do đó, chỉ với

những dự án có tổng mức đầu tư lớn, nếu có



nguồn khi phí lớn dành cho xây dựng móng các

chân cột cáp treo thì mới có điều kiện sử dụng

móng sâu để có sự chắc chắn về ổn định, vì khi

đó tác dụng tải trọng chân cột sẽ được đưa

xuống các lớp nằm sâu vốn không chịu tác dụng

phong hóa và có tính liền khối. Như vậy, khi

xây dựng tuyến cáp treo mà các cột của tuyến

nằm trên cấu trúc Karst, móng của chúng vẫn có

thể lựa chọn móng nông thay vì chỉ chọn móng

sâu tùy thuộc vào đặc điểm của tải trọng chân

cột và đặc điểm của cấu trúc karst dưới chân

cột, đồng thời cấu tạo của móng sẽ được xác

định dựa trên sự đánh giá các vấn đề địa chất

công trình phát sinh trong quá trình thi công và

sử dụng công trình. Theo đó, mục đích thảo luận

bàn bạc về điều kiện địa kỹ thuật công trình cáp

treo trên đá Karst ở Việt Nam là nhằm sáng tỏ

nội dung nguyên tắc và phương pháp đánh giá

điều kiện địa kỹ thuật cho việc lựa chọn tuyến,

luận chứng giải pháp móng và xác lập các thông

số nền cho tính toán kiểm tra ổn định móng của

tuyến cáp treo xây dựng trên nền đá Karst

2. CƠ SỞ ĐÁNH GIÁ ĐIỀU KIỆN ĐIA

KỸ THUẬT CÔNG TRÌNH CÁP TREO

TRÊN NỀN KARST

2.1 Lực tác dụng lên các cột cáp treo.

Toàn bộ hệ thống cáp treo du lịch trên toàn

tuyến được chia làm ba bộ phận chính: nhà ga

điều hành, trụ đỡ và hệ thống cáp treo.

Cáp chịu lực được cấu tạo từ cáp có cường

độ cao. Dây cáp sử dụng tại các hệ thống vận

hành cáp treo là loại bện ngược, chống xoắn,

trượt… có hệ số an toàn gấp 9 lần các loại dây

cáp bình thường. Loại dây này có khả năng chịu

lực lớn, hệ số an toàn cao, thậm chí tốt hơn dây

cáp cầu treo do cáp luôn phải chuyển động và

chịu ma sát với gối đỡ hoặc tiếp xúc với các chi

tiết liên kết ca bin.

Cột trụ đỡ: Tải trọng tính toán lên nền gồm

trọng lượng bản thân cáp, cabin và thiết bị phụ

trợ, gió và sóng biển với cột trên biển. Trong

đó, hành khách tính cho một người, gồm các

mức 90kg, 80kg và 75kg. Tải trọng tính toán

mỗi cabin bằng 110% tải định mức mỗi cabin.

Ngoài ra tải trọng tác dụng xuống nền còn phụ

thuộc vào hoạt động của cáp treo người ta chia

cáp treo theo chu trình tuần hoàn và không

tuần hoàn.

- Đối với đường cáp hoạt động theo chu kỳ

không tuần hoàn thì tải phải được chất lên toàn

bộ cabin vận hành.

- Đối với đường cáp hoạt động theo chu kỳ

tuần hoàn có cabin kẹp chặt cố định với

đường cáp thì tải phải được chất toàn bộ trên

một nhánh của cáp, còn nhánh kia các cabin

không tải.

Nguyên lý cấu tạo của hệ kết cấu cáp treo cơ

bản gồm các bộ phận chính: Cabin, Cáp, cột và

2 trạm đầu cuối. Trong đó có một số điểm lưu ý:

2 trạm đầu cuối chịu lực kéo.

Tóm lại ổn định ngang cho các cột chịu tác

dụng kéo ngang trên đỉnh của cáp và tác dụng

gió là yêu cầu quan trọng đối việc đanh giá điều

kiện kỹ thuật của công trình, nhất là khi tuyến

cáp treo xây dựng trên núi đá vôi còn có sự biến

đổi phức tạp theo không gian và thời gian của

cấu trúc Karst.

2.2 Đặc điểm Karst ở Việt Nam

2.2.1 Đá vôi trên lãnh thổ Việt Nam

Đá vôi chiếm khoảng 10% diện tích bề mặt

Trái Đất nhưng ở Việt Nam còn nhiều hơn, tới

gần 20% diện tích lãnh thổ phần đất liền, tức là

khoảng 60.000 km2. Đặc biệt, đá vôi tập trung

hầu hết ở miền Bắc (Hình 5), có nơi chiếm tới

50% diện tích toàn tỉnh như Hoà Bình (53,4%),

Cao Bằng (49,47%), Tuyên Quang (49,92%),

Hà Giang (38,01%). Nhiều thị xã, thị trấn nằm

trọn vẹn trên đá vôi như Mai Châu (Hòa Bình),

Mộc Châu, Yên Châu, Sơn La (Sơn La), Tủa

Chùa, Tam Đường (Lai Châu), Đồng Văn, Mèo

Vạc (Hà Giang) v.v.

Phần lớn đá vôi ở Việt Nam hình thành trong

các thành tạo địa chất, từ rất cổ (hơn 570 triệu

năm trước) đến rất trẻ (ngày nay). Đáng kể nhất

là các tầng đá vôi hình thành vào các khoảng

thời gian cách đây 500-520 triệu năm, 380 triệu


năm, 350-280 triệu năm và 235 triệu năm, tổng

bề dầy lên đến trên 10.000 m.

Đá vôi chủ yếu hình thành trong môi trường

biển nông và ấm, do kết tủa dần từ nước biển

chứa nhiều CaCO3 hoặc do tích tụ dần từ vỏ,

xương, xác nhiều loài sinh vật biển. Ban đầu, đá

vôi được tích tụ dần thành những lớp dầy,

mỏng, mầu sắc khác nhau, hầu như nằm ngang

ở dưới đáy biển. Dần dần, do những vận động

địa chất mà các lớp đá vôi được nâng lên, ép

nén, uốn lượn. Thêm nữa, đá vôi còn bị dập vỡ,

nứt nẻ, tạo điều kiện cho nước mưa thấm xuống

sâu, thúc đẩy quá trình karst hóa Karst là kết

quả của quá trình tương tác (chủ yếu là hòa tan)

giữa đá vôi, nước, khí cácboníc và các yếu tố

sinh học khác. Quá trình karst hóa đòi hỏi một

thời gian dài, thậm chí hàng triệu năm, thì cảnh

quan karst bây giờ mới hình thành. Việt Nam có

đầy đủ điều kiện thuận lợi để quá trình karst hóa

diễn ra mạnh, đó là:

- Hoạt động địa chất diễn ra mạnh nên phần

lớn đá vôi bị dập vỡ, nứt nẻ tạo môi trường

thuận lợi cho nước và khí lưu thông.

- Mưa nhiều, thuận lợi cho quá trình karst

hóa: Nho Quan (1.846 mm/năm), Hòa Bình

(1.862 mm/năm), Lai Châu (2.085 mm/năm),

Tam Đường (2.500 mm/năm), Hòn Gai (1.995

mm/năm), Kẻ Bàng (2.300 mm/năm) v.v. Các

vùng Sơn La, Mộc Châu mưa tuy ít cũng xấp xỉ

1.500 mm/năm.

- Thế giới sinh vật rất phát triển trong điều

kiện nhiệt ẩm cao, giải phóng nhiều khí

CO2 cần thiết cho quá trình karst hóa.

2.2.2 Hang động

Hang động là kết quả độc đáo của quá trình

karst, chỉ có ở các vùng đá vôi. Có những hang

hình thành từ xa xưa, nay được nâng lên rất cao.

Chúng không phát triển thêm nữa do không còn

nước lưu thông (còn gọi là hang “khô”). Nhiều

hang hiện đang hình thành ở phần thấp, gần

ngang bằng với mực nước sông, suối xung

quanh (còn gọi là hang “ướt”). Nước trong hang

lưu thông với nước bên ngoài, có thể chảy ra

hòa với sông suối bên ngoài hoặc ngược lại, có

khi cả một dòng sông, dòng suối biến mất vào

trong hang. Quá trình hình thành hang động

karst thường trải qua 3 giai đoạn là: (1) Giai

đoạn ăn mòn (hòa tan); (2) Giai đoạn xói rửa cơ

học; và (3) Giai đoạn sập đổ.

Giai đoạn ăn mòn bắt đầu ở một khe nứt nào

đó với chỉ một lượng nước rất ít và kéo dài khi

ít, khi nhiều trong cả những giai đoạn sau. Khi

các khe nứt bị ăn mòn rộng ra, nước chảy qua

đó nhiều hơn, nhanh hơn, có thể xói rửa cả

những hạt, mảnh đá lớn hơn

- bắt đầu giai đoạn hai - xói rửa cơ học. Cuối

cùng, khi đá vôi bị ăn mòn, xói rửa đến một

mức nào đó thì có thể xảy ra sập lở, thí dụ sập lở

vòm hang, định hình hang động.Các thành tạo

liên quan đến hang động có thể gồm:

- Các hang động - phát triển trong đá vôi, cấu

tạo đơn giản đến phức tạp, sâu hang chục đến

hàng trăm mét (hang Cống Nước ở Tam Đường,

Lai Châu sâu 602 m), dài vài chục mét đến hàng

chục km (hệ thống hang động ngầm Phong Nha-

Kẻ Bàng, tổng chiều dài đã khảo sát hơn 45

km). Nhiều khối đá vôi lớn có nước ngầm karst

lưu chuyển bên trong, tạo nên những sông ngầm

kỳ vỹ.

- Các kết tủa canxit trong hang động - như

chuông đá, măng đá, rèm đá, cột đá, riềm đá

v.v. (thạch nhũ) hình thù kỳ dị, rất quyến rũ.

- Các kết tủa canxit tại nơi nước karst xuất lộ

trên mặt đất, ngoài cửa hang (tra-véc-tanh) -

thường xốp, rỗng, hình thù kỳ dị, nhiều khi tạo

nên các bậc thềm bằng phẳng Tra-véc-tanh được

tạo nên còn do tác động của vi sinh vật.

2.2.3. Các loại hình karst ở Việt Nam

Việt Nam có một hệ thống karst khá phát

triển, với nhiều dạng địa hình và kiểu cảnh

quan karst đặc sắc, điển hình cho karst nhiệt

đới ẩm, như:

- Karren - là những địa hình karst rất phổ

biến, gồm các hố, hốc, khe, rãnh v.v., hình thù

kỳ dị, kích thước từ rất nhỏ (1-2 mm) đến khá

lớn (5-10 m), lởm chởm, sắc nhọn, rất khó đi lại


- Phễu, lũng karst - là những nơi địa hình

dạng phễu, kích thước hàng chục đến hàng trăm

mét. Phễu do sập đổ vòm hang thường có vách

đứng, đáy có hang, hốc hút nước mặt, một phần

bị phủ bởi sét, mùn cây và tảng lăn đá vôi.

- Thung lũng karst - là những lũng karst kéo

dài hàng chục kilômét, rộng có khi hàng nghìn

mét, đáy có thể có nguồn lộ nước ngầm và dòng

chảy mặt.

- Thung lũng mù - là đoạn thung lũng bị

chặn, ở phần thấp có một vài hang tiêu nước.

Khi mưa lớn, nước các nơi đổ về, các hang

này bị lấp tắc, không tiêu thoát kịp thì có thể

xảy ra ngập úng như thấy ở Nậm La, Nậm

Muội (Sơn La).

- Cánh đồng karst - là những cánh đồng bằng

phẳng, có thể có dòng chảy mặt, gặp ở Thuận

Châu (Sơn La), Tam Đường (Lai Châu), Quản

Bạ (Hà Giang)

- Đồng bằng gặm mòn - có địa hình tương

đối bằng phẳng, trên có các núi sót, gặp ở Cao

Phong (Hòa Bình), Nà Sản, Mộc Châu, Mai Sơn

(Sơn La) v.v.

- Các dạng địa hình karst nổi cao - gồm các

đỉnh, dãy, khối, tháp v.v., kích thước thay đổi,

hình thù hết sức đa dạng, nổi cao giữa các dạng

địa hình thấp. Cảnh quan karst ở Việt Nam có 3

kiểu tiêu biểu là:

- Cảnh quan karst cụm đỉnh-lũng ở Việt Bắc,

Tây Bắc và Bắc Trung Bộ, gồm các lũng, thung

lũng xen giữa các đỉnh, dãy, cụm đỉnh nổi cao.

- Cảnh quan karst sót ở ven rìa đồng bằng

Bắc Bộ (Hải Phòng, Hà Tây, Ninh Bình, Thanh

Hóa v.v.) gồm các khối đá vôi sót nổi cao trên

đồng bằng.

- Cảnh quan karst Hạ Long là kiểu karst hỗn

hợp có nguồn gốc lục địa bị biển xâm lấn, với

vô số đảo nổi trên mặt nước biển.

3. CƠ SỞ LÝ THUYẾT ĐÁNH GIÁ ĐIỀU

KIỆN ĐỊA KỸ THUẬT CÔNG TRÌNH CÁP

TREO TRÊN ĐỊA HÌNH KARST

Nguyên tắc và yêu cầu tính toán lựa chọn

giải pháp móng công trình trên địa hình Karst.

Khi nền móng công trình đặt trên tầng đá

gốc có hang ở phía dưới, cần xem xét sự ổn

định của khối đá nằm trên hang. Khối đá

được gọi là ổn định trên hang khi vòm hang

của nó có khả năng chịu được tải trọng bản

thân và tải trọng của công trình. Khi đó phát

sinh một hiệu ứng dạng vòm được gọi là

“vòm cuốn” (voussoir arch) - các vòm đá chỉ

chịu tải trọng nén. Những phân tích kết cấu

của Sofianos năm1996 đã chỉ ra rằng, một

vòm trong đá thường bị sập sụt khi chịu nén;

sự phá hoại do cắt tại các tường hang chỉ xuất

hiện khi hang có chiều rộng rất ngắn, và phá

hoại uốn chỉ xảy ra trong vòm có đá phân lớp

mỏng. Phá hoại do các vật liệu lấp nhét trong

các khe nứt không là một đặc trưng của kết

cấu vòm, nó chỉ là một mối nguy hiểm trong

các lớp đá mỏng. Khả năng chịu lực của một

vòm cuốn phụ thuộc vào chiều dày và độ

vồng của nó. Ổn định của tường đỡ có tính

chất quyết định tới tính nguyên vẹn của vòm

cuốn, nhưng không là vấn đề với khối đá nằm

trên hang. Sự phân bố tải trọng trên vòm từ

các lớp đất nằm trên, nền đường hoặc nền

móng công trình sẽ bị giới hạn bởi nó sẽ làm

tăng ứng suất nén. Tải trọng điểm do các

móng cọc hoặc các móng đơn nhỏ có thể dẫn

đến sập sụt của vòm hang bởi sự biến dạng

xoắn và độ uốn cực hạn, và nó chỉ an toàn

khi ứng suất phân bố của chúng phân bố

trong một chiều dày thích hợp trên vòm nén.

Giả thiết sự phân bố tải trọng bên dưới một

góc 450 từ mép đáy móng, thì ở khu vực có

độ sâu bằng 0,7 lần chiều rộng hang là đủ để

đảm bảo cho vòm nén ổn định, và ở độ sâu

nhỏ hơn có thể đặt móng trên một phần lớn

chiều rộng hang. Chiều dày để cho mái đá

nằm trên hang ổn định là tổng hợp của 3

thành phần: chiều dày vòm hang, độ vồng của

vòm và đới phân bố ứng suất. Dựa theo các

yếu tố này có thể xác định giá trị an toàn cho

bất kỳ hang và tải trọng nào đặt trên hang.


Hình 2: Đồ thị biểu diễn mối quan hệ giữa

tải trọng phá hoại với chiều rộng hang

và chiều dày của mái hang với các

chỉ số RMR khác nhau

Qua nghiên cứu trên mô hình 2-D tại trường

đại học Nottingham bằng phương pháp giải tích

sử dụng tiêu chuẩn sai phân hữu hạn liên tục

của chuỗi Lagrăng (FLAC), Lu Zhengxin và

cộng sự đã nghiên cứu các hang karst có chiều

rộng từ 3-50m, ở độ sâu từ 2-10m, diện tích

chịu tải là 1m2 trên bề mặt đất ở trung tâm

hang. Tải trọng được tăng dần cho đến khi phá

hoại xuất hiện ở độ lún 25,4mm. Các hang

trong mô hình hóa được làm từ đá có chỉ số

khối đá RMR khác nhau, thay đổi từ 20-50. Kết

quả nghiên cứu đã chỉ ra mối quan hệ giữa tải

trọng, chiều rộng hang, chiều dày của mái hang

ở các giá trị RMR khác nhau. Sử dụng đồ thị

này cho bất kỳ tải trọng thiết kế nào, với RMR

ước lượng và phỏng đoán chiều rộng hang, ta sẽ

xác định được chiều dày an toàn của mái hang

theo đồ thị hình 2.

Cũng dựa trên phương pháp nghiên cứu này

Lu Zhengxin đã đưa ra giá trị chỉ dẫn cho chiều

dày an toàn phù hợp với các đá có tạo hang có

cường độ khác nhau như thạch cao, đá phần và

đá vôi yếu, đá bazal.

Dựa trên những nghiên cứu của Lu Zhengxin,

có thể xác định được sự ổn định của công trình khi

có hang karst dưới đáy móng và cần phải biết

được ứng suất tại đỉnh mái hang karst.

Sự phân bố ứng suất ở trong đá khi chịu tải

trọng công trình đã được Winterkorn và Fang

đưa ra năm 1975, dựa trên công thức của

Boussinesq coi nền đất đá là một bán không

gian đàn hồi.

zz Iq.

Trong đó:

σz - Ứng suất phân bố dưới đáy móng trong

đá ở độ sâu z

q - Tải trọng phân bố tại đáy móng

Iz - Hệ số ảnh hưởng, phụ thuộc vào loại tải

trọng và vị trí điểm xác định ứng suất. Với các

loại móng có hình dạng cơ bản như hình tròn,

chữ nhật, vuông, Winterkorn và Fang đã đưa ra

các đồ thị để xác định Iz.

Bảng 1: Chiều dày an toàn cho các trƣờng hợp hang trong đá

Tên đá Tải trọng tác

dụng (kPa)

Loại

karst

Chiều rộng

hang (m)

Chiều dày an toàn

mái hang (m)

Đá vôi karst tốt

2000

kI-kIII

kIV

kV

5

5-10

>10

3

5

7

Đá vôi yếu và đá phấn 750 5 5

Thạch cao 500 5 5

Bazan 2000 5-10 3


Tóm lại: tính toán ổn định nền móng công

trình trên vùng Karst phụ thuộc vào kết quả

xác định kích thước hình học và đặc điểm lấp

nhét cũng như đặc điểm của nước vận động

trong hang.

4. KHẢO SÁT ĐỊA KỸ THUẬT CHO

CÔNG TRÌNH CÁP TREO Ở VÙNG

KARST

Để lựa chon tuyến cáp treo trước đó đã tiến

hành đo vẽ địa hình địa chất công trình địa chất

thủy văn, quan trong và chủ yếu là đo vẽ địa

hình, đặc biệt là trắc dọc địa hình tuyến đã có

kết quả đo vẽ chi tiết. Do đó, nhiệm vụ khảo sát

địa kỹ thuật trên tuyến đã chọn là xác định đặc

điểm các khối trượt và hố sụt Karst ở vị trí đầu

cuối và các chân cột trung gian thỏa mãn đủ các

số liệu tin cậy cho tính toán ổn định lâu dài.

Theo đó, trên tuyến đã chọn cần phải tiến hành

các công tác thăm dò địa vật lý, công tác khoan

khảo sát, công tác thí nghiêm địa chất thủy văn

và công tác thí nghiệm trong phòng. Các công

tác khảo sát có mục đích cụ thể và nội dưng

phương pháp tiến hành như sau đây.

- Công tác thăm dò địa vật lý: công tác này

được tiến hành với mục đích cung cấp thông tin

về biểu đồ điện trở suất biểu kiến và vận tôc

sóng dọc đủ để khái quát đặc điêm nứt nẻ, hang

hốc và chiều dày vỏ phong hóa, làm cơ sở thiết

kế công tác khoan và thí nghiệm địa chất thủy

văn. Theo đó, khi thực hiện công tác này cần áp

dụng đồng thời phương pháp đo mặt cắt điện, đo

sâu điện và phương pháp địa chấn. Trong đó,

kết quả phương pháp đo sâu điện là cơ sở để

thiết kế đo địa chấn

- Công tác khoan khảo sát địa kỹ thuật:

nhiệm vụ của công khoan khảo sát là xác định

chiều dày và độ sâu các lớp đất đá, lấy mẫu thí

nghiệm, xác định chỉ số RQD và TCR (TCR là

tổng chiều dài lõi khoan thu hồi được trong 1

đơn vị chiều dài khoan: Total Core Recovery-

TCR . trong một hiệp khoan TCR>RQD). Các

kết quả khoan khảo sát phải đảm bảo phù hợp

với những thông tin thu được trên diện rộng của

công tác đia vật lý, kết quả định lượng chi tiết

về thí nghiệm cơ lý đá. Thí nghiệm ép nước

hoàn toàn có thể xác lập các chỉ tiêu khối đá cho

việc tính toán ổn định và đánh giá khả năng ổn

định theo thời gian, đồng thời phải thảo mãn

yêu cầu cho thí nghiệm ép nước trong lỗ khoan.

Từ yêu cầu và nhiệm vụ, phương pháp khoan

khảo sát là khoan xoay lấy mẫu kết hợp với bơm

thổi rửa bằng dung dich khoan, với đường kính

khoan không nhỏ hơn 91mm. Số lượng vị trí các

lỗ khoan phụ thuôc vào số lượng và vị trí các

cột và 2 đầu trạm, trong đó ở mỗi chân cột cần

tối thiểu 1 lỗ khoan để đảm bảo độ chính xác và

tin cậy các thông tin cho đánh giá khối đá và có

thể là lỗ khoan để bơm phụt vứa xi măng giải

quyết các hố sụt Karst nếu thấy cần thiết.

- Công tác ép nước thí nghiệm: ép nước thí

nghiệm được tiến hành trong các lỗ khoan có đá

nứt nẻ xác định bởi dấu hiệu mất nước khi

khoan và chỉ số RQD ở các hiệp khoan. Mục

đích ép nước để biết về quy mô của đới nứt nẻ,

đặc điểm lấp nhất và sự liên thông giữa các

hang hốc karst thông qua lưu lương mất nước ở

các cấp áp lực ép tăng từ thấp đến cao. Chiều

dày và độ sâu các đoạn ép được xác định bởi kết

quả đánh giá từ các thông tin thu được của công

tác khoan.

- Công tác thí nghiệm: để có số liệu về

cường độ kháng nén và các đặc trưng kháng cắt

của đá phục vụ xác lập các chỉ tiêu khối đá,

trong các thí nghiệm cần tiến hành nén dọc trục

nở hông và nén đường sinh theo phương pháp

Braxin xác định ứng suất kéo. Thí nghiệm nén

được tiến hành trên các lõi khoan thu được

trong quá trình khoan.

Ngoài các phương pháp đang được áp dụng

phổ biến trong thực tế, hiện bay còn có nhiều


phương pháp với công nghệ hiện đại, trong đó

đáng lưu ý là phương pháp Camera lỗ khoan

chụp ảnh lỗ khoan. Bằng thông tin ảnh 3 chiều

các khe nứt trong lỗ khoan với phần mềm xử lý

đồng bộ, kết quả camera lỗ khoan cho biết

phương vị đường phương của hệ thống khe nứt

cho việc đánh giá chỉ số khối đá

5. KẾT LUẬN

Công trình cáp treo là một dạng công trình

đặc biệt về lực tác dụng xuống móng, đặc biệt

hơn khi xây dựng chúng trên vùng núi Karst

thường có điều kiện địa hình phức tạp với quy

luật biến đổi cấu trúc hang và nứt nẻ theo không

gian và thời gian là bất định. Vì vậy, để có số

liệu tin cậy và chính xác, các nội dung đã trình

bày chỉ mang tính nguyên tăc, còn phương án

chi tiết sẽ tùy thuộc vào đặc điểm quy mô của

công trình cụ thể và điều kiện thực tế của từng

khu vực


[1] Phạm Văn Trung (2006), Phương pháp

mới tính hệ kết cấu dây và mái treo, Luận án

tiến sĩ kỹ thuật,

[2].Trần Thượng Bình Cơ học khối đa

NXBXD 2017

[3].Alfred Pugsley (1957), The theory of

suspension Bridges, Edward anord LTD,

London, 136 trang

[4]. PENG Fei, JIANG Ming, LIU Kai,

ZHAO Fei <Structure Design of Support Frame

of Cableway on Car for Emergency> China

Electric Power Research Institute, Beijing

[6]TCVN tính toán nền móng cho thiết kế

công trình dân dụng công nghiệp

[7] V Địa chất công trình chuyên môn < bản

dịch tiếng Nga NXB KHKT 1984

Người phản biện: PGS,TS. TRẦN MẠNH LIỂU


NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG ỨNG DỤNG PHẦN MỀM PLAXIS 3D TRONG PHÂN TÍCH TƯƠNG TÁC KẾT CẤU-MÓNG-ĐẤT NỀN

LÀM VIỆC ĐỒNG THỜI

HOÀNG NGỌC TRIỀU*,**

, LÊ BÁ VINH*,**

Research on the possibility of Plaxis 3D for analysing interaction of the

superstructure-foundation-soil system working together

Abstract: Over the last few years, the design works have been seperated from the

design of superstructure and the foundation system. The special structure softwares

are often used to analyze the behaivour and design the struture above with the model

which assumes that the supperstructure is fixed at the foot of the reinforced concrete

columns and core walls. In this design concept, assuming the above structures fixed at

the base means that the building is built on hard ground (without settlement) and does

not really simulate the true behaviour of the building. The reason is that the ground is

not completely hard which results in irregular settlement of the ground. This settlement

between coulumns will lead to the increasing internal force values in the

superstructure above. The reason for the conventional concept has been used up to

now is that it is difficult to model a whole system including supperstructure, foundation

system and soil to ananlyze the soil-structure interaction. However, today as a result of

the development of finite element software, this problems can be solved. In this study,

PLAXIS 3D will be used to ananlyse the behaviours of the superstructure-foundation-

soil system working together. After analysis, the results of calculating the settlement

according to the construction time, the results of the raft-pile load distribution and the

vertical force values in the piles were compared with the field-measured values to

prove the reliability of PLAXIS 3D finite element software for simultaneous analysis of

superstructure-foundation-soil system behavior.

Keywords: soil-structure interaction, fixed-base, PLAXIS 3D, reliability,

superstructure-foundation-soil system behavior.


Ngày nay, cùng với sự phát triển ngày càng

nhanh của các thành phố trên thế giới dẫn đến

nhu cầu các công trình xây dựng ngày càng

phát triển về số lượng và chiều cao. Do đó

công tác thiết kế cũng ngày càng phát triển

không ngừng để đảm bảo các công trình xây

dựng không chỉ đảm bảo an toàn cho người sử

dụng mà còn hướng đến mục đích tối ưu hóa

* Bộ môn Địa cơ - Nền móng, Khoa Kỹ Thuật Xây

Dựng, Trường Đại Học Bách Khoa TP.HCM ** Đại Học Quốc Gia Thành Phố Hồ Chí Minh.

Tác giả liên hệ: [email protected]

bài toán thiết kế. Từ trước đến nay, một công

trình xây dựng khi thiết kế thường được tách

riêng giữa thiết kế kết cấu bên trên và thiết

kế hệ móng-đất nền bên dưới. Phần mềm

ETABS thường được sử dụng để phân tích

ứng xử và thiết kế kết cấu bên trên với sơ đồ

tính xem kết cấu ngàm tại chân cột, vách. Sau

đó, các giá trị phản lực tại chân cột, vách này

được sử dụng để phân tích và thiết kế hệ

móng-đất nền bên dưới. Trong quan niệm

thiết kế này, việc xem kết cấu bên trên ngàm

tại chân cột đồng nghĩa với việc giả sử công

trình được xây dựng trên nền đất cứng


(không biến dạng) và không thực sự mô

phỏng đúng ứng xử thật của công trình do

thực tế nền đất không hoàn toàn cứng dẫn

đến độ lún không đều của nền đất. Độ lún

lệch này sẽ dẫn đến giá trị nội lực trong

khung có sự sai khác nhiều so với ứng xử

thực tế của công trình. Sở dĩ cách tính riêng

rẽ từng phần từ trước đến nay vẫn được sử

dụng vì việc giải quyết tính toán sự làm việc

chung đồng thời giữa kết cấu-móng- đất nền

còn gặp nhiều khó khăn. Ngày nay, cùng với

sự phát triển của các phần mềm phần tử hữu

hạn ứng dụng trong xây dựng việc phân tích

hệ kết cấu-móng-đất nền làm việc đồng thời

đã được đơn giản hóa, một trong số đó là

phần mềm PLAXIS 3D. Trong nghiên cứu

này, phần mềm PLAXIS 3D sẽ được sử dụng

để phân tích ứng xử hệ kết cấu-móng-đất nền

làm việc đồng thời cho công trình

Messesturm Tower. Các ứng xử của hệ

móng- đất nền gồm độ lún nền, sự phân chia

tải giữa bè-cọc và giá trị nội lực trong cọc sẽ

được so sánh giữa kết quả tính toán với giá

trị quan trắc thực tế để từ đó thấy được khả

năng ứng dụng của phần mềm PLAXIS 3D.

Ngoài ra, để chứng minh mức độ tin cậy của

phần mềm PLAXIS 3D trong việc phân tích

ứng xử của hệ kết cấu bên trên, nghiên cứu

này cũng so sánh kết quả nội lực moment và

lực cắt giữa phần mềm PLAXIS 3D với kết

quả phân tích từ phần mềm ETABS. Từ đó có

thể thấy được khả năng ứng dụng phần mềm

PLAXIS 3D trong việc phân tích và thiết kế

công trình có xét đến tương tác hệ kết cấu-

móng-đất nền làm việc đồng thời.

2. CÔNG TRÌNH NGHIÊN CỨU

MESSETURM TOWER

2.1. Tổng quan công trình

Messeturm Tower là tòa nhà chọc trời ở

thành phố Frankfurt am Main nước Đức. Công

trình được xây dựng năm 1990 và là tòa nhà cao

thứ hai của Đức với tổng chiều cao 257 m gồm

63 tầng nổi và 2 tầng hầm.

Hình 1: Công trình Messeturm Tower

Hình 2: Mặt cắt đứng công trình [4]


2.2. Kết cấu phƣơng đứng công trình

Công trình sử dụng giải pháp kết cấu hình

ống được cấu tạo bằng một ống bao xung quanh

nhà gồm hệ thống cột, dầm và phía trong nhà là

hệ lõi, vách cứng (Hình 2). Trong đó hệ cột

được bố trí xung quanh cách nhau 3,6 m có kích

thước 0,8x0,8 m tại tầng 7 và thay đổi tiết diện 5

cm đến kích thước 0,3x0,3 m ở tầng trên cùng.

Đối với hệ vách chịu lực sử dụng vách bê tông

cốt thép có chiều dày 64 cm đối với vách tầng

hầm và hệ vách lõi bên trong công trình chọn

tiết diện vách dày 22 cm.

2.3. Kết cấu phƣơng ngang công trình

Công trình được thiết kế theo giải pháp sàn

bê tông cốt thép kết hợp với hệ dầm (Hình 3).

Trong đó bản sàn có chiều dày 22 cm và hệ dầm

chính, dầm phụ có kích thước lần lượt 40 x 80

cm và 20x40 cm.

Hình 3: Kết cấu vách và hệ cột xung quanh

công trình [4]

Hình 4: Mặt bằng kết cấu công trình tầng trệt

đến tầng 6 [4]

Hình 5: Mặt bằng kết cấu công trình tầng

điển hình tầng 7 đến tầng 58 [4]

Hình 6: Mặt bằng kết cấu công trình

tầng 59 đến tầng 60 [4]


2.3. Kết cấu móng công trình

Giải pháp nền móng được sử dụng là giải

pháp móng bè cọc kết hợp với phần bè có kích

thước 58,8 m x 58,8 m (Hình 7) và chiều dày

thay đổi từ 3 m ở biên đến 6 m ở khu vực tâm

móng. Phần cọc sử dụng phương án cọc khoan

nhồi có đường kính 1,3 m với ba loại chiều dài

cọc giảm dần từ tâm móng đến biên được thể

hiện trên Hình 7. Ở khu vực tâm móng bố trí 16

cọc với chiều dài mỗi cọc 34,9 m, trong khi đó ở

khu vực xung quanh phần tâm móng bố trí 20

cọc với chiều dài 30,9 m và phần biên ngoài

cùng bố trí 28 cọc với chiều dài mỗi cọc 26,9 m.

2.4. Địa chất công trình

Công trình được xây dựng ở khu vực có mặt

cắt địa chất như Hình 8, gồm lớp đất đá san lấp

dày 8-10 m ở trên mặt. Bên dưới lớp san lấp là

lớp đất sét Frankfurt đến độ sâu khoảng 70 m.

Mực nước ngầm khu vực ở độ sâu khoảng 4,5-

5,0 m so với mặt đất tự nhiên.

Hình 7: Mặt bằng bố trí cọc trong bè công trình

Messeturm Tower [1]

Hình 8: Mặt cắt địa chất khu vực Frankfurt am

Main (Katzenbach et al. [2])

3. PHÂN TÍCH HỆ KẾT CẤU-MÓNG-

ĐẤT NỀN LÀM VIỆC ĐỒNG THỜI

TRONG PHẦN MỀM PLAXIS 3D

Trong nghiên cứu này, hệ kết cấu-móng-đất

nền công trình Messesturm Tower được mô

phỏng trong PLAXIS 3D (Hình 9). Sau khi phân

tích, kết quả tính toán độ lún theo thời gian thi

công và kết quả phân chia tải giữa bè và cọc

được so sánh với kết quả quan trắc thực tế để

chứng minh mức độ tin cậy của phần mềm phần

tử hữu hạn PLAXIS 3D-2018 trong việc phân

tích ứng xử hệ kết cấu-móng-đất nền làm việc

đồng thời.

3.1. Thông số kết cấu mô phỏng

Kết cấu cột, vách, lõi sử dụng vật liệu bê

tông mác B45 và dầm, sàn sử dụng bê tông

mác B35 với các thông số trình bày trong

Bảng 1.

Kết cấu móng sử dụng vật liệu bê tông

với các thông số mô phỏng trình bày trong

Bảng 2.

3.2. Thông số địa chất mô phỏng

Địa chất công trình được mô phỏng dựa trên

mặt cắt địa chất khu vực Frankfurt am Main như

Hình 8 và các thông số địa chất được tóm tắt

trong Bảng 3.


Bảng 1: Thông số vật liệu cột, vách, lõi, dầm, sàn trong mô phỏng

Các thông số Ký hiệu Bê tông B45 Bê tông B35

Module đàn hồi E (MN/m2) 37500 34500

Hệ số Poisson m 0,2 0,2

Trọng lượng riêng g (kN/m3) 25 25

Bảng 2: Thông số vật liệu bè và cọc trong mô phỏng (Reul 2000) [5]

Các thông số Ký hiệu Bè Cọc

Module đàn hồi E (MN/m2) 34000 25000

Hệ số Poisson m 0,2 0,2

Trọng lượng riêng g (kN/m3) 25 25

Bảng 3: Bảng tổng hợp các thông số địa chất [7]

Lớp đất 1.

Sand and Gravel

2.

Frankfurt clay

3.

Frankfurt limestone

Type HSM HSM MCM

g (kN/m3) 18 18,7 22

E50ref

(kN/m2) 75000 50000 2000000

Eoedref

(kN/m2) 75000 50000

Eurref

(kN/m2) 225000 150000

Pref

(kN/m2) 100 100

m 1,0 0,85

c' (kN/m2) 0 20 1000

j' (o) 30 20 15

3.3. Kết quả độ lún theo thời gian

Giá trị độ lún theo thời gian trong phần

mềm PLAXIS 3D được tính toán tại các thời

điểm thi công công trình tương ứng với giá trị

tổng tải trọng được đo tại hiện trường như

Bảng 4. Sau đó, các giá trị độ lún này được so

sánh với kết quả độ lún quan trắc thực tế như

Hình 10.

Bảng 4: Bảng giá trị tải trọng tác dụng lên công trình tại từng giai đoạn thi công [2]

Giai đoạn Thời gian

(tháng)

Tải trọng đo tại hiện trƣờng

(MN)

1A 0,25 402

1B 6,3 891

2 14,1 1562,3

3 32 1880

4 121 1880


Hình 9: Mô hình hệ kết cấu-móng-đất nền (SSI)

trong PLAXIS 3D

Hình 10: Độ lún công trình theo các

giai đoạn thi công

Kết quả độ lún theo thời gian khi phân tích

trong phần mềm PLAXIS 3D có sự chênh lệch

không quá lớn so với giá trị quan trắc thực tế.

Các giá trị chênh lệch này dao động trong

khoảng 8 mm và phần trăm chênh lệch luôn nhỏ

hơn 20 %.

3.4. Kết quả độ lún ổn định

Kết quả độ lún ổn định được tính toán từ

phần mềm PLAXIS 3D được so sánh với kết

quả phân tích của tác giả Ashutosh Kumar [1].

Trong đó, độ lún ổn định tại tâm móng là 17,01

cm gần như tương đương với kết quả phân tích

của tác giả Ashutosh Kumar với 16,95 cm [1].

3.5. Kết quả phân chia tải giữa bè và cọc

Kết quả phân chia tải giữa bè và cọc trong

phần mềm PLAXIS 3D được tính toán tại thời

điểm 121 tháng sau đó so sánh với giá trị quan

trắc thực tế. Trong đó kết quả phân tích từ phần

mềm PLAXIS 3D cho kết quả phần trăm tải

trọng do bè gánh chịu chiếm 44,3 %, giá trị này

chênh lệch khoảng 3 % so với kết quả quan trắc

thực tế với 42 % [3].

Hình 11: Kết quả độ lún ổn định

trong PLAXIS 3D

Hình 12: Lực dọc phân bố dọc

theo chiều dài cọc


Kết quả lực dọc trong cọc có sự chênh lệch

đáng kể giữa giá trị quan trắc thực tế [1] và khi

phân tích trong PLAXIS 3D, đặc biệt là các

nhóm các cọc ở tâm móng, Hình 12. Đối với

nhóm cọc ngoài cùng (Outer ring pile) các giá

trị lực dọc trong cọc so sự chênh lệch nhỏ, dao

động trong khoảng 300 kN và phần trăm chênh

lệch nhỏ hơn 15%, riêng tại vị trí đỉnh cọc có

phần trăm chênh lệch nhỏ nhất với 7,7 % (Bảng

5). Đối với nhóm cọc ở trung tâm (Inner ring

pile), giá trị lực dọc trong cọc có sự chênh lệch

đáng kể với giá trị chênh lệch dao động trong

khoảng 1,8 MN và phần trăm chênh lệch nhỏ

hơn 38 %. Trong đó, giá trị chênh lệch tại vị trí

đầu cọc được trình bày trong Bảng 5 với phần

trăm chênh lệch là 14,4%.

Bảng 5: Bảng so sánh kết quả phân tích PLAXIS và giá trị quan trắc thực tế

Giá trị quan trắc

[1]

Kết quả tính toán

trong PLAXIS 3D

(%)

sai khác

Chia tải giữa bè-cọc 0,43 0,44 2,3%

Độ lún (cm) 14,4 15,2 5,5%

Tải trọng truyền vào cọc (Inner pile) 9,7 11,1 14,4%

Tải trọng truyền vào cọc (outer pile) 7,8 7,2 7,7%

4. KHẢ NĂNG PHÂN TÍCH ỨNG XỬ

KẾT CẤU CỦA PHẦN MỀM PLAXIS 3D

Trong nghiên cứu này phần mềm PLAXIS

3D [8] và phần mềm ETABS [9] sẽ được sử

dụng để phân tích ứng xử của kết cấu bên trên.

Sau đó, các kết quả nội lực (moment, lực cắt)

của kết cấu bên trên được so sánh giữa hai

phương pháp phân tích. Từ đó có thể thấy được

khả năng ứng dụng phần mềm PLAXIS 3D

trong việc phân tích và thiết kế công trình có xét

đến tương tác hệ kết cấu-móng-đất nền làm việc

đồng thời.

Hình 13: Mô hình phân tích ứng xử kết cấu

trong phần mềm ETABS

Hình 14: Mô hình phân tích ứng xử kết cấu

trong phần mềm PLAXIS 3D


4.1. Thông số đất nền

Theo như nghiên cứu của tác giả Granano,

Fargnoli, Boldini và Amorosi [6], cũng như theo

quy định của PLAXIS khi mô phỏng luôn có đất

nền bên dưới, để chuẩn hóa ngàm giữa 2 mô

hình, thì trong PLAXIS 3D-2018 nền đất được

mô phỏng có module đàn hồi là 750Gpa, hệ số

poison bằng 0. Theo nghiên cứu khi tiến hành

chia lưới phần tử hữu hạn trong PLAXIS 3D chỉ

cần chia lưới mịn vừa là tương ứng với chức

năng chia lưới tự động trong ETABS.

4.2. So sánh kết quả

Kết quả nội lực moment và lực cắt trong dầm

DC1 có sự chênh lệch không nhiều giữa PLAXIS

3D và ETABS. Các giá trị moment có sự chênh

lệch trong khoảng nhỏ hơn 8,5% giữa hai phương

pháp. Trong khi đó giá trị lực cắt giữa hai mô hình

phân tích chênh lệch khoảng 20 kN.

Hình 15: Vị trí dầm DC1 và DC2

Bảng 6: Nội lực trong dầm DC1

ETABS PLAXIS 3D-2018 (%) sai khác

Moment

(kN.m)

Mmax 414,6 442,9 6,8%

Mmin 1383,3 1265,8 8,5%

Lực cắt

(kN)

Qmax 330,8 311,2 5,9%

Qmin -20,9 -42,9 105%

Đối với dầm DC2, kết quả phân tích nội lực

moment và lực cắt trong PLAXIS 3D gần như

tương tự với kết quả phân tích trong ETABS. Kết

quả phân tích trong PLAXIS 3D cho kết quả nhỏ

hơn ETABS đối với cả moment và lực cắt. Tuy

nhiên, các giá trị chênh lệch giữa hai phương

pháp phân tích khá nhỏ chỉ khoảng 4% đối với

giá trị moment và 5% đối với giá trị lực cắt.

Bảng 7: Nội lực trong dầm DC2

ETABS PLAXIS 3D-2018 (%) sai khác

Moment (kN.m) Mmax 298,7 287,0 3,9%

Mmin 332,1 321,5 3,2%

Lực cắt (kN) Qmax 270,4 256,0 5.3%

D

C

1

DC2


5. KẾT LUẬN

Nghiên cứu này đã sử dụng phần mềm

PLAXIS 3D-2018 để phân tích ứng xử hệ kết

cấu-móng-đất nền làm việc đồng thời cho công

trình Messesturm Tower. Đối với ứng xử móng-

đất nền, phần mềm PLAXIS 3D cho kết quả độ

lún theo thời gian, kết quả phân chia tải giữa bè-

cọc và kết quả lực dọc trong cọc có sự chênh

lệch không nhiều so với giá trị quan trắc thực tế.

Trong đó, các giá trị độ lún theo thời gian có sự

chênh lệch nhỏ hơn 8 mm so với giá trị quan

trắc và kết quả phân chia tải giữa bè-cọc chỉ

chênh lệch nhau 3%. Từ đó thấy được khả năng

ứng dụng của phần mềm PLAXIS 3D-2018

trong việc phân tích ứng xử của hệ móng bè-

cọc-đất nền làm việc đồng thời.

Ngoài ra, nghiên cứu này còn phân tích ứng xử

của hệ kết cấu bên trên trong phần mềm PLAXIS

3D, từ đó so sánh với kết quả phân tích theo

phương pháp thông dụng sử dụng phần mềm

ETABS để thấy được khả năng sử dụng phần mềm

PLAXIS 3D để phân tích các giá trị nội lực

moment và lực cắt của kết cấu bên trên. Từ kết quả

so sánh, nhận thấy các giá trị moment trong dầm

giữa hai phương pháp phân tích chênh lệch không

lớn chỉ khoảng nhỏ hơn 8% và đối với giá trị lực

cắt thì giá trị chênh lệch khoảng nhỏ hơn 20kN.

Nguyên nhân sai lệch này là do các phần tử thanh

trong PLAXIS 3D không chịu xoắn và khi thanh

càng chịu xoắn thì kết quả sai lệch này càng lớn.

Lời cảm ơn

Chúng tôi xin cảm ơn Trường Đại học Bách

Khoa, ĐHQG-HCM đã hỗ trợ thời gian, phương

tiện và cơ sở vật chất cho nghiên cứu này.


[1] Ashutosh Kumar, Deepankar Choudhury

and Roft Katzenbach, “Effect of Earthquake on

Combined Pile-Raft Foundation”, International

Journal of Geomechanics, vol. 16, no. 5, 2016.

[2] Rolf Katzenbach, Gregor Bachmann and

Hendrik Ramm, “Combined Pile Raft

Foundations (CPRF): An Appropriate Solution

For The Foundations of High-Rise Buildings”,

Slovak Journal of Civil Engineering, vol. 3, pp.

19-29, 2005.

[3] Phung Duc Long, “Piled Raft-A Cost-

Effective Foundation Method for High-Rises”,

Geotechnical Engineering Journal of the

SEAGS & AGSSEA, vol. 41, no. 3, 2010.

[4] Sommer, H., Katzenbach, R., and

DeBeneditis, “Lát Verformungsverhalten des

mesturmes Frank am Mai”, Vortrage dẻ

Baugrundtagung in Karlsruhe, DGGT, Essen,

Germany, pp. 371-380, 1990.

[5] Reul, O., “In situ-Messungen und

numerische stuien Zum Tragverhalten der

Kombinierten Pfahl-plattengtundung.”,

Mitteilungen des Institutes und der

versuchsanstalt fur Geotechnik ser

Technischen Universitat Darmstadt, Heft 53

(in German), 2000.

[6] Gragnano C. G., Farnoli V., Boldini D. and

Amorosi A , “Comparison of Structural Elements

Response in PLAXIS 3D and SAP 2000”, Spring

issue 2014, PLAXIS bulletin, 2014.

[7] Amann, P./ Breth, “Verformungsverhalten

des Baugrundes beim Baugrubenaushub und

anschließendem Hochhausbau am Beispiel des

Frankfurter Ton Mitteilungen der

Versuchsanstalt für Bodenmechanik und

Grundbau der Technischen Hochschule

Darmstadt”, (1975).

[8] PLAXIS 3D Manual 2018.

[9] ETABS Manual 2017

Người phản biện: GS,TS. NGUYỄN CÔNG MẪN


NGHIÊN CỨU, ĐỀ XUẤT HÌNH DẠNG MẮT CẮT NGANG, KẾT CẤU CHỐNG PHÙ HỢP CHO ĐƯỜNG LÕ ĐÀO QUA KHU VỰC CÓ ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT PHỨC TẠP, ĐẤT ĐÁ

BỞ RỜI, MỀM YẾU

NGÔ DOÃN HÀO*

Research and recommendation of suitable shapes and supports of

roadways excavated in the complex geological conditions, in the loose

and weak rocks

Abstract: After investigation of existing shapes and supports which are using

in 145 roadways in 12 underground mines at Vinacomin, author has been

analyzed, evaluated for suitable and unsuitable of conditions of shapes and

supports in the detail geological conditions, where located roadways.

Basing on the results of appropriated analysis and evaluation, combination

with research results of selection of supports for some underground mines in

Vinacomin, and Dong Bac corporation-Ministry of defense author proposed

solution to raise the stability of roadways by the selection of suitable shapes

and supports in case of roadways excavated in the complex geological

conditions, in loose and weak rocks or in the coal seams.

Recommendations to raise the stability of roadways by using the combination

of methods the selection suitable shapes and supports for the detail geological

conditions have been effectively used in the production reality.


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, thường gặp điều kiện địa chất mỏ

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

yếu dẫn đến sạt lở gương đào hoặc mất ổn định

ở các đường lò đã đưa vào sử dụng dẫn tới phải

xén, chống gia cường liên tục. Sự mất ổn định

của đường lò đã dẫn tới chi phí trong khi đào lò

cũng như chi phí bảo vệ đường lò suốt quá trình

sử dụng sau này tăng cao, thậm chí có thể dẫn

tới mất an toàn cho người và thiết bị. Có nhiều

nguyên nhân dẫn tới sự mất ổn định của đường

lò, song một trong những nguyên nhân quan

* Đại học Mỏ-Địa Chất

Số 18 Phố Viên - Phường Đức Thắng - Quận Bắc Từ

Liêm - Hà Nội

trọng là việc lựa chọn hình dạng mặt cắt ngang

đường lò và kết cấu chống chưa thực sự phù

hợp với điều kiện áp lực mỏ.

2. KHẢO SÁT HÌNH DẠNG MẶT CẮT

NGANG ĐƢỜNG LÕ VÀ CÁC LOẠI HÌNH

KẾT CẤU CHỐNG ĐANG SỬ DỤNG Ở

CÁC CÔNG TY KHAI THÁC THAN HẦM

LÕ THUỘC TKV

Để có kết quả đánh giá sự phù hợp sự lựa

chọn hình dạng mặt cắt ngang đường lò và các

loại hình kết cấu chống ban đầu ở các đường lò

của các công ty khai thác than hầm lò thuộc

TKV; chúng tôi đã tiến hành khảo sát 145

đường lò trong 12 công ty thuộc Tập đoàn

Công nghiệp Than – Khoáng sản Việt Nam.

Các công ty mà chúng tôi đã tiến hành khảo sát

trải suốt từ Mạo Khê đến Cẩm Phả - Quảng

Ninh. Các mỏ than được khảo sát là các mỏ

Than Mạo Khê, Than Nam Mẫu, Than Hồng


Thái, Than Uông Bí, Than Vàng Danh, Than

Hà Lầm, Than Núi Béo, Than Hạ Long, Than

Hòn Gai, Than Thống Nhất, Than Mông

Dương, Than Khe Chàm.

Các đường lò được khảo sát gồm các đường

lò xuyên vỉa vận tải, lò dọc vỉa vận tải trong

than, dọc vỉa trong đá; các thượng trong than và

thượng trong đá; lò cắt mở lò chợ; ngầm vận tải;

lò chứa nước, hầm bơm; giếng nghiêng, bun ke

tháo than, … Các lò có hình dạng tiết ngang là

hình vòm, tường thẳng hoặc lò hình thang. Các

đường lò được khảo sát có hệ số kiên cố của đất

đá (f) có giải tương đối rộng, f =1†10; diện tích

tiết diện ngang đào (Sđ) được chia thành 3

nhóm: nhóm có tiết diện đào tới 11m2, nhóm có

(11Sđ ≤ 20)m2 và nhóm có Sđ 20m

2.

Các đường lò này được thiết kế bởi 3 đơn vị

là: Công ty CP tư vấn đầu tư Mỏ và công nghiệp

– Vinacomin; Viện khoa học công nghệ mỏ -

Vinacomin; Viện nghiên cứu thiết kế Nam Kinh

– Trung Quốc. Trong 145 đường lò của 12 công

ty (mỏ) được khảo sát có:

- 10 mỏ với 121 đường lò được thiết kế bởi

Công ty CP tư vấn đầu tư Mỏ và công nghiệp -

Vinacomin, chiếm 83,45;


Viện khoa học công nghệ mỏ -Vinacomin,

chiếm 8,275;


Viện nghiên cứu thiết kế Nam Kinh – Trung

Quốc, chiếm 8,275;

Kết quả khảo sát hình dạng mặt cắt ngang

đường lò và kết cấu chống của 145 đường lò

thuộc 12 mỏ được chúng tôi thống kê trên

bảng 1.

3. NHẬN XÉT KẾT QUẢ KHẢO SÁT

VIỆC LỰA CHỌN HÌNH DẠNG MẶT CẮT

NGANG VÀ KẾT CẤU CHỐNG CỦA CÁC

MỎ THAN HẦM LÕ THUỘC TKV

Từ nghiên cứu tài liệu thiết kế ở phòng kỹ

thuât, thực tế khảo sát hiện trường và kết quả

bảng tổng hợp thông số cơ bản trên bảng 1 của

các đường lò, chúng tôi thấy:

* Việc thiết kế hình dạng mắt cắt ngang

đường lò và các loại kết cấu chống ở đây cơ

bản là phù hợp với điều kiện địa chất mỏ thể

hiện qua loại đất đá, than, hệ số kiên cố, tính

chất phay phá của đất đá mà các đường lò

đào qua.

* Tuy nhiên, còn có một số trường hợp sử

dụng hình dạng mặt cắt ngang và kết cấu chống

chưa thực sự phù hợp, mà theo chúng tôi đây

cũng có thể là nguyên nhân làm cho đường lò

sau này bị ổn định, thậm chí có thể lò bị mất ổn

định ngay khi đào như:

- Về hình dạng mặt cắt ngang đường lò:

+ Có tới 129 đường lò có tiết diện là hình

vòm tường thẳng, chiếm 88,96 cho tất cả

các điều kiện địa chất mỏ f=1†10 (11,04 còn

lại là hình thang và hình tròn là do chức năng

của đường lò, chứ không phải vì điều kiện địa

chất mỏ), trong khi chỉ tính riêng trong đất đá

mềm yếu f=1†3 đã là 46 đường lò, chiếm

31,7%;

+ Chỉ có 3 đường lò có vòm ngược, chiếm

2,069. Số lò này chỉ thiết kế khi đào qua phay.

Trong khi đó số đường lò đào qua đất đá yếu có

f=1†3 chiếm 31,72;

+ Một số đường lò đào qua than hoặc đất đá

yếu (f=1-3), có tiết diện đào lớn không những

không sử dụng tường xiên, mà còn sử dụng vòm

thấp (vòm 3 tâm). Ví dụ như các đường lò sau:

Lò dọc vỉa thông gió mức -35LC I-6C-1 của

mỏ Thống Nhất, đào qua đất đá có hệ số kiên cố

f=2, diện tích đào là 9,5m2, chống lò bằng thép

SVP-17;

Thượng rót than -150 ÷-60 V9B(44B)-1-TK

mỏ Tràng Bạch, đào trong than, có hệ số kiên cố

f=1, diện tích đào là 9,6m2, chống lò bằng thép

SVP-17;

Ga nhận than-150/V.9B(44B)-TK mỏ

Tràng Bạch, đào trong than, có hệ số kiên cố

f=3, diện tích đào là 16,67m2, chống lò bằng

thép SVP-27.

- Về kết cấu chống lò:

+ Kết cấu chống bị động: Kết cấu chống bị


động được thiết kế cho 123 đường lò, chiếm tới

84,8. Trong khi đất đá mềm yếu f=1-3 chiếm

31,72, nếu kể f=1-4 thì con số này còn lớn

hơn nhiều.

+ Kết cấu chống tích cực: Trong 145 đường

lò được khảo sát ngẫu nhiên, do 3 đơn vị thiết

kế chỉ có 13 đường lò được thiết kế kết cấu

chống tích cực bằng neo + bê tông phun, chiếm

8,97, đây là loại kết cấu nâng cao khả năng tự

mang tải của khối đá. Điều đáng nói ở đây là

trong số 13 đường lò này, có tới 5 đường lò của

mỏ Hà Lầm do Viện nghiên cứu thiết kế Nam

Kinh - Trung Quốc thiết kế.

+ Phối hợp giữa các kết cấu chống: có 9

đường lò phối hợp giữa kết cấu chống bị động

và kết cấu chống chủ động (Neo + Bê tông cốt

thép liền khối), chiếm 6,21. Song, trong số 9

đường lò này, có tới 7 đường lò của mỏ Hà Lầm

do Viện nghiên cứu thiết kế Nam Kinh - Trung

Quốc thiết kế (tổng số đường lò khảo sát của mỏ

Hà Lầm là 12 đường lò), đây là vấn đề cần quan

tâm của những người thiết kế.

Bảng 1: Tổng hợp kết quả khảo sát hình dạng mặt cắt ngang đƣờng lò

và kết cấu chống 145 đƣờng lò thuộc TKV

TT

Mỏ

Tỷ lệ Tổng

số lò

Hệ

số

kiên

cố (f)

Đ ất

đá

yếu,

f=1-3

Diện tích đào,

m2 Hình dạng mặt cắt ngang đường lò Vật liệu + Kết cấu chống

Tới

11

11˂

Sđ

≤ 20

> 20

Hình

tròn

*

Hình

thang

**

1 tâm

tƣờn

g

thẳng

3 tâm

tƣờn

g

thẳng

Vòm

ngƣợ

c

***

Tƣờn

g

xiên

Gỗ

**** Thép

BTCT

lƣu vì

Neo+

BTCT

+BTP

Neo

+ BT

phun

1 MẠO KHÊ 14 2÷10 5 4 5 5 1 2 9 0 2 0 2 9 0 2 1

tổng số lò 35,71 28,6 35,7 35,7 7,1 14,3 64,3 0,0 14,3 0,0 14,3 64,3 0,0 14,3 7,1

2 VÀNG DANH 12 1÷8 4 7 3 2 0 1 11 0 0 0 0 8 2 0 2

tổng số lò 33,33 58,3 25,0 16,7 0,0 8,3 91,7 0,0 0.0 0,0 0,0 66,7 16,7 0,0 16,7

3 NAM MẪU 13 1÷8 4 4 5 4 0 1 11 1 0 0 1 9 3 0 0

tổng số lò 30,77 30,8 38,5 0,31 0 7,69 84,6 7,7 0 0 7,7 69,2 23,1 0 0

4 TRÀNG BẠCH 12 1÷8 5 5 6 1 0 0 10 3 0 0 1 8 2 0 1

tổng số lò 41,67 41,7 50 8,33 0 0 83,3 25 0 0 8,33 66,7 16,7 0 8,33

5 THÀNH CÔNG 12 2÷8 3 6 4 2 0 1 7 4 0 0 2 8 2 0 0

tổng số lò 25,00 50 33,3 16,7 0 8,33 58,3 33,3 0 0 16,7 66,7 16,7 0 0

6 QUANG

HANH

12 1÷8 5 9 3 0 0 1 11 0 0 0 1 11 0 0 0

tổng số lò 41,67 75 25 0 0 8,33 91,67 0 0 0 8,33 91,7 0 0 0

7 HÀ LẦM 12 4 ÷7 0 3 5 4 0 0 12 0 0 0 0 0 0 7 5

tổng số lò 0,00 25 41,7 33,3 0 0 100 0 0 0 0 0 0 58,3 41,7

8 THỐNG

NHẤT

12 1÷8 4 5 4 3 0 2 9 1 0 0 1 8 3 0 0

tổng số lò 33,33 41,7 33,3 25 0 16,67 75 9,09 0 0 8,33 66,7 25 0 0

9 MÔNG

DƢƠNG

11 1÷9 3 4 2 5 0 1 8 2 0 0 0 8 2 0 1

tổng số lò 27,27 36,4 18,2 45,5 0 9,09 72,73 18,18 0 0 0 72,7 18,2 0 9,09

10 KHE CHÀM 3 12 2÷8 3 3 4 5 0 1 9 2 0 0 0 7 5 0 0

tổng số lò 25,00 25 33,3 41,7 0 8,33 75 16,7 0 0 0 58,3 41,7 0 0


11 DƢƠNG HUY 11 1÷9 4 2 7 2 0 1 10 0 0 0 1 8 0 0 2

tổng số lò 36,36 18,2 63,6 18,2 0 9,09 90,91 0 0 0 9,09 72,7 0 0 18,2

12 KHE CHÀM II 12 1÷8 6 3 7 2 0 2 9 0 1 0 1 9 1 0 1

tổng số lò 50,00 25 58,3 16,7 0 16,7 75 0 8,33 0 8,33 75 8,33 0 8,33

TỔNG LÒ TKV 145 46 55 55 35 1 13 116 13 3 0 10 93 20 9 13

tổng số lò 31,72 37,9 37,9 21,4 0,69 8,97 80,0 8,97 2,07 0,0 6,9 64,1 13,8 6,21 8,9

* Tiết diện dùng ở Bunke chứa than; ** Tiết diện dùng ở lò cắt mở lò chợ; *** Vòm ngược khi

đào qua phay; **** Vật liệu dùng ở lò cắt mở lò chợ.

4. ĐỀ XUẤT SỬ DỤNG HÌNH DẠNG

MẶT CẮT NGANG VÀ CÁC LOẠI KẾT

CẤU CHỐNG PHÙ HỢP CHO ĐƯỜNG

LÒ ĐÀO QUA KHU VỰC CÓ ĐIỀU KIỆN

ĐỊA CHẤT PHỨC TẠP, ĐẤT ĐÁ BỞ RỜI,

MỀM YẾU

4.1. Đề xuất hình dạng mặt cắt ngang

phù hợp

4.1.1. Khái niệm về điều kiện địa chất mỏ

phức tạp và ứng xử cơ học của nó

Cho tới nay, chưa có khái niệm thống

nhất về điều kiện địa chất mỏ phức tạp.

Song trong thực tế nghiên cứu, thiết kế và

thi công các công trình mỏ, khái niệm địa

chất phức tạp được các nhà khoa sử dụng

nhiều hơn cả là: đất đá bao gồm đặc tính

mềm yếu (f≤3), nứt nẻ, bở rời, trương nở, vò

nhàu, đặc biệt phức tạp khi gặp cát chảy, đất

lầy, bùn loãng.

Đây là những loại đất đá thường có lực dính

kết (C) giữa các phần tử đá rất thấp, góc nội ma

sát () rất nhỏ. Do đó, trong khối đá luôn

thường trực sự sập lở, thậm trí sập đổ; trong

những trường hợp này khối đá xung quanh công

trình luôn gia tăng áp lực lên đường lò. Nói

chung là điều kiện địa chất mỏ càng phức tạp thì

áp lực mỏ càng lớn. Áp lực mỏ không chỉ phụ

thuộc vào điều kiện địa chất mỏ, mà nó còn phụ

thuộc vào rất nhiều yếu tố khác; trong đó yếu tố

có hình dạng, kích thước tiết diện ngang của

đường lò.

Trong cùng một điều kiện cơ lý của khối

đá, cùng diện tích, cùng thời gian tồn tại, cùng

độ sâu bố trí công trình, … Mặt cắt ngang

đường lò có khả năng làm giảm áp lực của

khối đá lên công trình, hay hiểu rộng hơn là

nâng cao được khả năng tự mang tải nếu thỏa

mãn các tiêu trí sau:

- Làm giảm được áp lực nóc sinh ra trong

khối đá. Áp lực nóc giảm khi:

+ Giảm được chiều rộng công trình;

+ Đường biên công trình nhẵn, cong. Phần

cung cong lồi của nóc công trình phải ngược

chiều với chiều trọng lực, cung càng nhọn

càng tốt;

+ Giảm được trượt lở bên hông lò (giảm áp

lực ngang).

- Làm giảm được áp lực đẩy ngang sinh ra

trong khối đá. Áp lực đẩy ngang giảm khi:

+ Góc tạo bởi phần tường (hông) lò với mặt

phẳng ngang () là nhỏ nhất. Nghĩa là, tiến

tới . Trong đó: là góc ổn định tự nhiên của

đất đá bên hông lò, với 2

900

; ở đây: -

góc nội ma sát (góc ma sát trong) của đất đá;

+ Chiều rộng vòm sụt lở nóc là nhỏ nhất, mà

chiều rộng vòm sụt lở lại phụ thuộc và chiều

rộng công trình;

- Làm giảm được áp lực nền sinh ra trong

khối đá. Nếu không xét tới vấn đề trương nở của

đất đá nền thì áp lực nền giảm khi:

+ Giảm được áp lực nóc và áp lực hông (áp

lực ngang);

+ Đường biên công trình nhẵn, cong. Phần

cung cong lồi của nền công trình phải cùng

chiều với phương trọng lực, cung càng nhọn

càng tốt.

4.1.2. Đề xuất hình dạng mặt cắt ngang


đường lò phù hợp khi đào lò qua khu vực có

điều kiện địa chất phức tạp, đất đá bở rời,

mềm yếu.

Sau khi có kết quả thăm dò, khảo sát điều

kiện địa chất mỏ, người ta phải tiến hành phân

tích và dự báo được áp lực mỏ sinh ra trong khố

đá khi có sự khai đào. Trên cơ sở dự báo đặc

điểm của tải trọng, trị số áp lức mỏ tác dụng từ

mọi phía xung quanh đường lò, đồng thời căn

cứ vào chức năng nhiệm vụ của công trình mà

người ta lựa chọn hình dạng mặt cắt ngang sao

cho có lợi nhất về mặt cơ học.

Từ những nghiên cứu lý thuyết cũng như

thực tế, chúng tôi thấy: nếu loại trừ một số

đường lò có nhiệm vụ công việc đặc thù như lò

cắt mở lò chợ, bun ke tháo tháo than;… Đồng

thời căn cứ vào độ lớn và đặc điểm của áp lực

mỏ, cũng như thực tế thi công trong mỏ, chúng

tôi đề xuất sử dụng một số loại hình dạng mặt

cắt ngang đường lò khi đào qua khu vực đất đá

có điều kiện địa chất mỏ phức tạp, đất đá bở rời,

mềm yếu như trên hình 1.

- Hình 1a được sử dụng khi chỉ chịu áp lực

nóc là chủ yếu, áp lực hông và nền không

đáng kể.

- Hình 1b được sử dụng khi có cả áp lực nóc

và áp lực nền lớn, áp lực hông không đáng kể.

- Hình 1c được sử dụng khi áp lực tác dụng

từ mọi phía và cường độ gần như nhau.

- Hình 1d được sử dụng khi áp lực tác phía

nóc và hông là tương đối lớn và cường độ gần

như nhau, áp lực nền không đáng kể.

Hình 1: Hình dáng đường lò theo áp lực đất đá tác dụng lên đường lò

4.2. Đề xuất sử dụng kết cấu chống phù

hợp cho đường lò đào qua khu vực có điều

kiện địa chất phức tạp, đất đá bở rời,

mềm yếu

4.2.1. Các bước tiến hành chọn kết

cấu chống

Theo [1], nói chung hệ thống khung, vỏ

chống cho một công trình mỏ được lựa chọn

trên cơ sở tiêu chuẩn hoạt động (khả năng làm

việc của hệ thống khung, vỏ chống), phương


pháp xây dựng, các điều kiện địa chất và sự dự

đoán tải trọng đất đá tác dụng lên công trìmh.

Việc lựa chọn khung, vỏ chống phải được tiến

hành theo quy trình:

- Bước 1: Đánh giá áp lực tác dụng lên

công trình.

Dựa vào kinh nghiệm, sự đánh giá hợp lý,

những công tác điều tra cần thiết và những tính

toán sơ bộ áp lực để dự đoán áp lực lên công

trình. Trong bước này, người thiết kế nên ý thức

rằng các phương pháp hiện nay đang sử dụng để

dự đoán áp lực tác dụng lên công trình đều

không xét tới tính không đồng nhất, ảnh hưởng

"động" do nổ mìn hoặc hoạt động khai thác, tính

bất đẳng hướng của khối đá và thời điểm lắp đặt

vỏ chống.

Nói chung, nên sử dụng đồng thời nhiều

phương pháp, mỗi phương pháp xét tới các

thông số ảnh hưởng khác nhau để dự báo áp lực

tác dụng lên công trình.

- Bước 2: Lựa chọn hệ thống kết cấu chống:

Một hệ thống chống giữ được gọi là đầy đủ

khi nó thoả mãn cả 2 yêu cầu cơ bản: tính an

toàn và khả năng phục vụ. Tính an toàn có

nghĩa là hệ thống có khả năng chịu được tải

trọng tác dụng lên nó mà không gây ra phá hủy

hệ thống. Khả năng phục vụ của công trình tức

là nó có thể thỏa mãn các yêu cầu làm việc mà

không có những biến dạng quá mức hay phá

hủy cục bộ trong suốt quá trình tồn tại của

công trình.

- Bước 3: Đơn giản hoá kết cấu chống đã lựa

chọn để tiến hành phân tích cấu trúc và kết cấu

hệ thống chống giữ.

Trong bước này cần thiết phải sử dụng một

số giả thiết mặc dù mỗi giả thiết đều gây ảnh

hưởng tới tính chính xác khi phân tích kết cấu

vỏ chống. Để nâng cao tính chính xác cho công

tác này đòi hỏi phải nắm rõ sự hoạt động của kết

cấu chống, điều này tuỳ thuộc vào đặc trưng tác

động của tải trọng lên kết cấu [4]. Ngoài ra, kiến

thức địa kỹ thuật và công nghệ cũng đóng

một vai trò rất quan trọng để tạo ra được một

kết cấu chống có hiệu quả.

- Bước 4: Phân tích kết cấu.

Trong giai đoạn này tiến hành phân tích kết

cấu để xác định các lực thành phần và momen

uốn xuất hiện trong nó. Thông thường những hệ

thống chống giữ có tính linh hoạt sẽ có độ cứng

(stiffness properties) và sức chịu tải cuối cùng

lớn hơn với những hệ thống vỏ chống không có

tính linh hoạt nhờ vào khả năng cho phép dịch

chuyển của kết cấu theo biến dạng của biên

công trình.

- Bước 5: Xác định kích thước vỏ chống:

Dựa vào kết quả phân tích kết cấu ta xác định

kích thước các bộ phận của kết cấu theo các

thành phần nội lực lớn nhất (lực dọc, lực cắt.

mômen uốn), xuất hiện dưới tác dụng của tải

trọng địa tầng. Để xác định ta có thể sử dụng

các lý thuyết đàn hồi hay lý thuyết dẻo.

- Bước 6: Kiểm tra:

Trong giai đoạn này phải tiến hành kiểm tra

chi tiết các thành phần của kết cấu chống. Nếu

các kích thước tính toán đã được xác minh đầy

đủ thì thiết kế thoả mãn yêu cầu. Nếu không,

cần phải tiến hành phân tích lại kết cấu trên cơ

sở các kích thước mới của các thành phần trong

gia cố và quá trình này tiếp tục cho tới khi kết

quả nhận được có tính hội tụ (thu được kết quả

hầu như không thay đổi). Trong các dự án lớn,

việc phân tích các kết cấu chống phải được tiến

hành bằng các phương pháp quan sát trong suốt

quá trình tồn tại của công trình để xác định lại

các điều kiện địa tầng, các diễn biến thực tế

trong quá trình đào.

4.2.2. Các loại kết cấu chống phù hợp với

điều kiện địa chất phức tạp

* Quá trình phát triển áp lực trong điều

kiện địa chất phức tạp

Nhiều nhà nghiên cứu về cho rằng nguyên

nhân gây ra áp lực mỏ là do phân bố lại ứng suất

của đất đá xung quanh các đường lò. Áp lực đất

đá hình thành và phát triển theo thời gian. Giả

sử khi đào vào đất đá bở rời mềm yếu và đất đá

dẻo, sự phát triển của áp lực được thể hiện trên


đồ thị ở hình 2.

Hình 2: Sự hình thành áp lực đất đỏ

theo thời gian

- Áp lực ứng với thời gian t1 là áp lực biến

dạng hay áp lực động;

- Trong thời gian từ t2 áp lực đó giảm dần với

đất đỏ bở rời mềm yếu và tiếp tục tăng với đất

đá dẻo.

* Phạm vi ứng dụng của kết cấu chống:

Khi đào lò trong đất đá có điều kiện địa chất

phức tạp, hợp lý hơn cả là sử dụng các kết cấu

chống [6]:

+ Kết cấu chống linh hoạt được chế tạo từ

thép hình;

+ Các kết cấu chống được chế tạo từ vật liệu

có độ bền vững cao, thời gian tồn tại lâu dài như

bê tông cốt thép;

+ Phối hợp giữa các các kết cấu chống bị

động và kết cấu chống chủ động.

- Vỏ chống bêtông cốt thép.

Vỏ chống bêtông cốt thép liền khối được sử

dụng để chống các đoạn lò kiến thiết cơ bản

quan trọng nhắt, hoặc các đoạn lò chịu áp lực

lớn, phân bố không đều, mặt cắt ngang của lò

thường có dạng vòm hoặc dạng vòng tròn (các

dạng vỏ chống này bảo đảm ứng suất kéo trong

vỏ chống là nhỏ nhất). Vỏ chống bê tông thường

có 3 loại: vòm bán nguyệt; vòm cao; vòm 3 tâm.

+ Vòm bán nguyệt và vòm cao được dùng

với đất đá trung bình và yếu.


+ Dạng vòm 3 tâm (vòm thấp) được dùng với

loại đất đá ổn định.

Việc lựa chọn đường bao của vòm phụ thuộc

vào cường độ áp lực mỏ, xuất phát từ điều

kiện bảo đảm cho đường cong áp lực không

vượt ra ngoài phạm vi lõi của mặt cắt (1/3 chiều

dày mặt cắt kể từ tâm) khi đó ở trong vòm chỉ

có áp lực nén tác dụng.

- Khung chống linh hoạt kích thước hình vòm:

Khung chống này được chế tạo từ thép lòng

máng; nó được dùng rộng rãi nhất để chống các

đường lò có công dụng khác nhau. Độ linh hoạt

của nó khá lớn và có khả năng điều khiển sự

chuyển dịch của vì chống theo áp lực mỏ. Nó có

thể dùng cho các đường lò đào vào đất đá mềm

yếu có hệ số kiên cố tới 0,8 trong vùng có áp lực

ổn định và cả trong vùng ảnh hưởng của khu

khai thác. Khung chống này có loại 3 đoạn

(hình 3) và loại 5 đoạn (hình 4). Loại ba đoạn

gồm có 1 xà và 2 cột, dùng ở các đường lò

không có hiện tượng bùng nền và độ chuyển vị

của đất đá nóc không lớn hơn 300mm. Độ linh

hoạt thường đạt từ 100300mm theo phương

thẳng đứng. Khi có sự dịch chuyển đất đá lớn

hơn phải dùng loại 5 đoạn với độ linh hoạt có

thể đạt tới 700mm.

Hình 3: Khung chống

linh hoạt kích thước loại 3 đoạn

R

Hình 4: Khung chống

linh hoạt kích thước loại 5 đoạn

- Khung chống hình vòm có khớp (linh hoạt

về hình dạng).

Loại khung chống này có 2 dạng cơ bản: 3

khớp và 5 khớp. Loại khung chống này được

dùng bằng thép chữ I hoặc thép ray. Loại 3 khớp

cấu tạo đơn giản hơn, gồm 2 thanh thép, có bàn

đế cong để ôm khít thìu nóc. Chân cột cũng

được hàn đế phẳng hay cong; nếu đế cong phải

dùng rầm nền gỗ (hình 5). Loại 5 khớp thì dùng

2 đoạn xà cong, 2 cột và 3 thìu dọc. Hai đầu của

đoạn xà cong được hàn các đế cong để ôm thìu

nóc và hai thìu hông; các thìu hông được đỡ

bằng cột gỗ hoặc cột kim loại như hình 6.

Khung chống hình vòm có khớp được chống các

đường lò trong vùng ảnh hưởng của khu khai

thác, khi khai thác các vỉa chiều dày không lớn,

đặc biệt với các vỉa dốc (chịu áp lực không đối

xứng ở nóc) và cả trong vùng có áp lực ổn định.


1

2 2

Hình 5: Cấu tạo khung chống

linh hoạt hình dạng loại 3 khớp

1- Thìu nóc; 2- Thìu nền;

1

2 2

3 3

Hình 6: Cấu tạo khung chống

linh hoạt hình dạng loại 5 khớp

3- thìu hông

* Đề xuất sử dụng kết cấu chống phù hợp:

Khung chống, vỏ chống là những công

trình nhân tạo, được xây dựng trong các

đường lò nhằm ngăn ngừa sự phá huỷ của đất

đá xung quanh và giữ được kích thước tiết

diện ngang của các đường lò theo thiết kế.

Dựng khung chống và vỏ chống là biện pháp

cơ bản để bảo vệ các đường lò trong suốt quá

trình sử dụng. Vỏ chống và khung chống phải

đảm bảo được:

- Về mặt kỹ thuật: phải có độ bền và độ ổn

định cao;

- Về sản xuất: vỏ chống và khung chống

không được gây trở ngại cho các quá trình sản

xuất của mỏ, không gây sức cản gió lớn, an toàn

về phòng cháy, v.v...

Mỗi loại vỏ chống đều phải có khả năng

chống lại tải trọng tác dụng, khả năng biến

dạng phù hợp với điều kiện địa chất và điều

kiện làm việc. Người thiết kế trong quá trình

lựa chọn, xác định kích thước khung vỏ chống

phải tính toán tải trọng đất đá tác dụng lên vỏ

chống theo một vài phương pháp khác nhau

như phương pháp thực nghiệm (vòm tự nhiên

trong khối đá, khái niệm vòm sụt lún), các

phương pháp phân loại khối đá, các phương

pháp phân tích, các phương pháp số. Tuy

nhiên, những kiến thức kinh nghiệm, thực tế

tích luỹ được sẽ giúp ích rất nhiều cho người

kỹ sư trong việc đưa ra được quyết định hợp

lý và có tính thực tiễn về giá trị tải trọng đất

đá tác dụng lên công trình.

Mỗi loại kết cấu chống đều có những ưu

điểm, nhược điểm và phạm vi áp dụng khác

nhau. Mỗi loại kết cấu chống có thể làm việc

độc lập hoặc kết hợp làm việc với nhau để đảm

bảo được độ bền và độ ổn định cao nhất.

Từ những phân tích trên và những kết quả

triển khai thực tế của [2], [3], [4], [5], nhóm đề

tài xin đề xuất giải pháp nâng cao độ ổn định kết

cấu chống giữ cho các đường lò đào trong đất

đá nứt nẻ, bở rời, mềm yếu trên cơ sở chia đất

đá nứt nẻ, bở rời, mềm yếu thành 3 nhóm: Đá

vò nhàu, bở rời, phân lớp mỏng; Than có f=1-2;

Đất đá có tính sét, sét than và trương nở như

trên bảng 2.

5. KẾT LUẬN

Trong thực tế thi công đào lò ở những vùng


địa chất phức tạp, các đường lò có thể bị mất

ổn định ngay khi đào hoặc có thể bị mất ổn

định, thậm chí phá hủy kết cấu chống trong

quá trình sử dụng. Trong những trường hợp

đường lò bị mất ổn định, các mỏ đã phải tổ

chức xén và chống lại để đưa đường lò về

hình dạng và kích thước ban đầu. Nhiều

trường hợp phải xén, chống lại nhiều lần gây

tăng chi phí trên một mét công trình hay giá

thành một đơn vị sản phẩm. Từ việc triển khai

kết quả nghiên cứu ra thựcc tế đào lò theo các

nghiên cứu [3], [4] thấy rằng khi lựa chọn

được hình dạng mặt cắt ngang và kết cấu

chống phù hợp với đặc điểm và giá trị tải

trọng thì các biểu hiện mất ổn định của đường

lò đã giảm đi đáng kể.

Bảng 2: Đề xuất hình dạng mặt cắt ngang đƣờng lò và kết cấu chống phù hợp

cho lò đào trong điều địa chất phức tạp, đất đá bở rời, mềm yếu

KT5-Linh hoạt kích thước 5 đoạn, tường

thẳng; KT5X-Linh hoạt kích thước 5 đoạn,

tường xiên; KT5XV-Linh hoạt kích thước 5

đoạn, tường xiên, vòm ngược; KT4N- Linh hoạt

kích thước 4 đoạn, tường cong, vòm ngược;

BT1V- Bê tông 1 tâm, tường thẳng; HD3-Linh

hoạt hình dạng 3 khớp.


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

Nghiên cứu lựa chọn kết cấu và vật liệu chống

hợp lý cho đường lò chuẩn bị thuộc Công ty

Đông Bắc. Năm 1998.

[2] Nghiên cứu lựa chọn kết cấu chống hợp

lý cho ngầm vận tải thông gió mức -50 -150

khu III vỉa 10; thượng 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.



Nghiên cứu lựa chọn kết cấu chống hợp lý cho

các đường 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.


Nghiên cứu lựa chọn kết cấu chống hợp lý cho

đường dọc vỉa 6 +125 T.IIA T.V và đường lò

xuyên vỉa +200-II thuộc Công ty Than Nam

Mẫu-TKV. Năm 2012

[5] Ngô Doãn Hào và nnk. Báo cáo đề

tài:Nghiên cứu, tính toán lập các giải pháp nâng

cao độ ổn định đường lò đào qua khu vực địa

chất phức tạp trong Công ty Than Nam Mẫu-

TKV. Năm 2020.

[6] Phí Văn Lịch - Áp lực đất đá chống giữ

công trình ngầm. Đại học Mỏ-Địa chất.

Năm1971.

Người phản biện: TS. ĐẶNG VĂN KIÊN

Documents

Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT - vgi-vn.vn