1

Một số vấn đề địa kỹ thuật liên quan đến các thành tạo sét- vôi ở Việt Nam

Đặng Hữu Diệp*

Liên Hiệp Địa Chất Công Trình – Xây Dựng và Môi Trường

34/31 cư xá Lữ Gia, Phường 15, Quận 11, TP. HCM

Tel/Fax: 08.8654321; E-mai: ugce@vnn.vn

Some geotechnical problems concern with clay– lime form in Vietnam

Abstract: Claystone – siltstone rock that contains lime is rather popular at

many regions in Viet Nam. It usually contains mineral clay, calcite and pyrite.

Anhydrite and gypsum are often in products of weathered claystone –

siltstone rock. These minerals can be transition in both direction and

accompany with expansion and shrinkage phenomenon, dissolution

phenomenon, from there they can effect on stability of project.

I- Mở đầu

Tại xã Hố Nai 3 thuộc huyên Thống Nhất,

tỉnh Đồng Nai nhiều công trình dân dụng là

nhà ở của nhân dân xuất hiện nhiều vết nứt

ngang dọc, cá biệt có một vài công trình bị nứt

nghiêm trọng (hình 1). Hiện tượng nứt xảy ra

ở nhiều công trình đã được xây dựng trên 10

năm và cả những công trình mới được xây

dựng trong vòng vài năm trở lại đây. Vết nứt

chẳng những xuất hiện trên các tường xây

bằng vật liệu gạch hoặc bê tông, móng xây

trên nền thiên nhiên, kể cả những công trình

đặt trên móng, đà kiềng bằng bê tông cốt

thép; vết nứt còn xuất hiện trên cả nền nhà

được phủ bằng vật liệu xi măng. Các công

trình bị nứt phần lớn là nhà trệt không có lầu,

nhưng một số nhà 1 – 2 lầu cũng xuất hiện vết

nứt. Hiện tượng này gây ra tâm lý lo lắng

hoang mang cho nhân dân địa phương, gây

sự chú ý của dư luận và các cơ quan chính

quyền địa phương. Sở Khoa Học và Công

Nghệ tỉnh Đồng Nai đã có dự án nghiên cứu

tìm hiểu nguyên nhân với kinh phí có thể lên

tới 500 triệu đồng.

1

Hình 1: Hình ảnh các nhà dân dụng bị nứt ở khu vực ấp Lộ Đức 2

II- Đặc điểm địa chất công trình của khu vực xã Hố Nai 3

Xã Hố Nai 3 nằm trên bậc thềm có cao độ 5-15 mét, được cấu tạo bởi các đá phiến sét và bột

kết chứa vôi. Kết quả phân tích khoáng vật cho thấy đá có chứa 87% khoáng vật canxit, 6% hạt

vụn thạch anh và 7% các khóang vật khác (hình 2).

Hình 2: Lõi khoan các trầm tích đá sét –

bột kết chứa vôi thuộc hệ tầng Dray Linh

Nước dới đất tại đây là nước khe nứt trong hệ tầng Drayling. Kết quả phân tích nước cho thấy

lọai hình nước là bicacbonat canxi, kali, natri, có cả sunfat trong thành phần của nước dưới đất

các ion sắt (Fe++ và Fe+++) và CO3 - có hàm lượng không đáng kể, hàm lượng HCO3 - ngược

lại rất cao, lượng CO2 tự do chiếm 28,63 mg/l, CO2 kết hợp trong HCO3 - chiếm 167,20 mg/l.

Nước dưới đất khi đun sôi tạo ra kết tủa cacbonat và kết tủa sunfat.

Trên bề mặt đá gốc đã hình thành lớp phong hóa phủ bên trên với bề dày 2 mét của tầng

phong hóa mãnh liệt. Thành phần của sản phẩm phong hóa có hàm lượng SiO2 đạt 56,68%,

Al2O3 đạt 17,01%, Fe2O3 đạt 15,38%, TiO2 đạt 0,85%, lượng MKN đạt 7,87%, trong thành phần

khoáng vật sét chứa trong vỏ phong hóa không có mặt khoáng monmorinlonite.

III- Quá trình phong hóa trong đá sét – bột kết chứa vôi và pyrit

1

Theo kết quả nghiên cứu địa chất thì nhiều vùng ở nước ta thường gặp các tập đá sét kết

chứa vôi như ở Tây Nguyên, các tỉnh thuộc Đông Nam Bộ, các tỉnh thuộc Trung trung Bộ, các

tỉnh ở phía Bắc như Lạng Sơn, Quảng Ninh,… ở một số vùng có phân bố đá sét kết chứa vôi

như vậy cũng đã xảy ra những hiện tượng tương tự như ở Hố Nai tỉnh Đồng Nai, điển hình nhất

là vùng Nà Dương tỉnh Lạng Sơn. ở vùng Cà Giây thuộc tỉnh Bình Thuận cũng có mặt hệ tầng

Dray Linh trầm tích Jura hạ - trung thuộc hệ tầng Bản Đôn mà theo Vũ Khúc và một số nhà địa

chất khác [3] là có chứa đá bột kết chứa vôi và đá phiến vôi màu xám đen. Tại đây cũng có

những hiện tượng tương tự như ở Hố Nai.

Đá sét bột kết chứa vôi và phiến sét chứa vôi thường chứa các khóang vật sét như kaolinit,

monmorinlonit, smectit…, chúng còn chứa khoáng vật thạch anh, canxit, và đặc biệt trong các

tập đá này thường có mặt các khoáng vật chứa sunfua thường ở dạng tinh thể nhỏ xâm tán,

đặc biệt là pyrit (FeS2).

Các khoáng vật sét thường có tính ưa nước và mỗi lọai khoáng vật sét đều có mức độ ưa

nước khác nhau, trong đó đặc biệt khoáng monmorinlonit có tính ưa nước mạnh nhất, được biểu

hiện ở tính trương nở mạnh, khi gặp nứơc thể tích của khoáng vật tăng lên rất nhiều, đồng thời

gây áp lực trương nở lớn. Vì vậy các đá sét bột kết chứa vôi sau khi đã phong hóa có chứa hàm

lượng nhiều khoáng vật monmorinlonit và smectit thì tính trương nở sẽ được thể hiện. Trong các

đá sét bột kết chứa vôi ở các vùng của Việt Nam cho đến hiện nay vẫn chưa phát hiện sự có mặt

của khoáng monmorinlonit và smectit.

Tuy nhiên sự có mặt các khoáng sunfua, đặc biệt là khoáng pyrit trong các đá sét – bột kết

chứa vôi là điều cần quan tâm.

Khi tiếp xúc với nớc ma và khí quyển thì các khoáng sunfua sẽ bị oxyt hóa và tạo ra axit

sunfuarit. Phản ứng oxyt hóa và thủy phân được mô tả bằng phản ứng hóa học sau:

2MeS(S) + 7/2O2 + H2O ( 2Me+ +

+ 2SO4-2 + + 2H+ (1)

Đối với pyrit quá trình oxyt hóa và thủy phân được chia ra nhiều giai đọan (theo Fergusson và

Erickson – 1987):

Giai đọan I và II:

FeS2 + 7/2O2 + H2O ( Fe+2 + 2 SO4-2 +

+ 2H+ (2)

Fe+ + 1/2O2 + H+ ( Fe+3 + 1/2H2O (3)

Khi pH > 5 thì

Fe+3 + 3H2O ( Fe(OH)3 + 3H+ (4)

ở giai đọan I và II các phản ứng xảy ra trong môi trường axit yếu (pH > 4,5), tốc độ phản ứng

xảy ra chậm. Pyrit bị oxyt hóa tạo ta sắt hóa trị 2 (Fe+2) và các ion H+ (phương trình 2) sẽ làm

cho môi trường tăng tính axit. Một khi giá trị pH giảm sẽ thuận lợi cho phản ứng theo (3) và (4),

nhưng nếu pH của môi trường cao hơn 4,5 thì sắt hóa trị 3 (Fe+3) sẽ được kết tủa dới dạng

hydroxyd sắt [Fe(OH)3] nh phương trình (4). Nhng nếu pH của môi trường thấp hơn 3,5 thì sắt

hóa trị 3 (Fe+3) sẽ bị hòa tan trong dung dịch và khoáng pyrit sẽ trực tiếp bị oxyd hóa theo

phương trình (5), đồng thời cho ra càng nhiều ion H+.

Giai đọan III:

FeS2 + 14Fe+3 + 8H2O ( 15Fe+2 +

1

+ 2SO4-2 + 16 H+ (5)

Ngoài ra khi pH thấp (pH<3,5) thì môi trường sẽ có nhiều vi khuẩn ưa axit yếm khí như

Thiobacillus Feroxidan sẽ, đẩy mạnh các phản ứng phân giải theo (5) và (2) và (3). Phản ứng (3)

và (5) kết hợp làm cho phản ứng oxyd hóa càng mãnh liệt, làm tăng nồng độ axit.

Tổng quát lại là phản ứng oxyd hóa pyrit có thể biểu thị như sau:

FeS2 + 15/4 O2 + 7/2H2O ( Fe(OH)3

+ 2H2SO4 (6)

Như vậy do pyrit có trong đá sét chứa vôi bị oxyd hóa sẽ làm cho trong nước ngầm chứa một

lượng đáng kể axit sunfuarit.

Ngoài ra các khoáng canxit (CaCO3) đồng thời bị hòa tan tạo ra một hàm lượng hydroxit canxi

theo phản ứng H2O + CO2 + CaCO3 ( Ca(HCO3)2 (7)

Phản ứng này xảy ra càng mãnh liệt khi lượng CO2 tự do trong dung dịch tăng lên.

Có thể thấy, do quá trình phong hóa được thể hiện bằng qúa trình oxyd hóa pyrit và hòa tan ăn

mòn khoáng vật canxit có trong đá sét bột kết chứa vôi, mà trong thành phần của nước ngầm

đồng thời có mặt axit sunfuarit và bicacbonat canxi, chúng sẽ tạo ra anhydrit (CaSO4) theo phản

ứng: H2SO4 + Ca(OH)2 = CaSO4

Anhydrit là một khoáng vật kém ổn định, nó chỉ ổn định ở môi trờng không có nước với nhiệt

độ cao hơn 58oC và áp suất 100Kpa. Khi nằm gần mặt đất (trong vỏ phong hóa) với nhiệt độ và

áp suất thấp, có nước ngầm vận động, thì anhydrit (CaSO4) sẽ chuyển thành khoáng thạch cao

(CaSO42H2O), đồng thời thể tích của tinh thể sẽ tăng lên sau khi đã kết hợp với phân tử nước:

Anhydrit ( Thạch cao

CaSO4 + H2O ( CaSO42H2O (8)

(46cm3) (36cm3) (74cm3)

So sánh thể tích đã tăng lên của thạch cao với thể tích ban đầu của Anhydrit thấy thể tích đã

tăng lên (V = [(74 – 46)/46 x100] = 61%

Như vậy trong vỏ phong hóa của đá sét – bột kết chứa vôi và pyrit xâm tán lúc này ngoài các

khoáng vật sét ra, còn có mặt anhydrit hoặc thạch cao.

Trong điều kiện nước ngầm chưa bão hòa và vận động thì thạch cao có thể bị hòa tan. So

với đá vôi khả năng bị hòa tan trong nước của thạch cao lớn hơn nhiều, lượng hòa tan trong

dung dịch của thạch cao là 2100mg/l so với đá vôi là 400mg/l; trong một mét khối nước có thể

hòa tan 2,5kg thạch cao.

IV- Nguyên nhân phát sinh khe nứt ở các công trình xây dựng trên vỏ phong hóa của

đá sét – bột kết chứa vôi và pyrit xâm tán

Qua phân tích ở phần trên ta thấy rõ trong vỏ phong hóa của đá sét – bột kết chứa vôi và

pyrit xâm tán có thể xảy ra các hiện tượng sau đây:

1) Quá trình hòa tan đá vôi tạo ra các lỗ rỗng lớn và hang hốc karst, làm cho khối đá bị rỗng,

từ đó có thể gây ra hiện tượng sụt lún họac lún sập một khi chịu tải trọng tác dụng.

2) Quá trình hòa tan thạch cao cũng tạo ra các lỗ rỗng lớn và hang hốc gọi là karst sunfat,

phát triển nhanh và mạnh hơn so với karst đá vôi. Các khoáng thạch cao thường lấp nhét trong

các khe nứt phong hóa hoặc các lỗ rỗng trong đá, khi bị hòa tan thì càng làm cho độ rỗng tăng

lên và hiện tượng sụt lún càng tăng lên khi chịu tải trọng tác dụng.

3) Trong vỏ phong hóa tiếp xúc với khí quyển bên ngoài, có nước ngầm vận động và áp suất

1

thấp, anhydrit dễ dàng bị thủy hóa chuyển thành thạch cao, thể tích tăng lên gây ra hiện tượng

trương nở, làm cho thể tích của đá phong hóa có thể tăng từ 30 – 58%, tạo ra áp suất trương

nở tăng từ 2 – 70Mpa.

Các hiện tượng nêu trên khi xảy ra gây nên tác dụng tổng hợp là tăng độ rỗng xốp của đá đã

bị phong hóa, từ đó nếu tải trọng bên ngoài vợt quá giá trị cho phép, thì nền công trình có thể bị

sụt lún, tức là lún với tốc đô tương đối nhanh. Ngoài ra cần lưu ý quá trình hydrat anhydrit để

chuyển thành thạch cao là quá trình thuận nghịch. Một khi có điều kiện thuận lợi như khan

nước và nhiệt độ tăng cao thì thạch cao có thể bị thủy phân (dehydrat) để chuyển thành

anhydrit kèm theo hiện tượng giảm thể tích, tức co ngót.

ở các tỉnh phía Nam khí hậu có 2 mùa rõ rệt, mùa khô thường kéo dài, mực nước ngầm hạ

thấp, nhất là Đông Nam Bộ thuộc vùng địa mạo bậc thềm, làm cho vỏ phong hóa nằm trong

trạng thái khô hạn, tạo điều kiện cho thạch cao bị thủy phân biến thành anhydrit, gây hiện

tượng co ngót cho nền công trình. Ngược lại ở các tỉnh phía Bắc thường có hiện lượng mưa

tương đối điều hòa quanh năm, mực nước ngầm thường ít biến đổi, tạo điều kiện hình thành

thạch cao, gây ra hiên tượng trương nở và áp lực trương nở. Vùng Nà Dương từ những năm

60 của thế kỷ trước đã phát hiện hiện tượng nhiều công trình có tải t rọng nhẹ thường bị nứt vào

mùa mưa.Vùng Hố Nai ngược lại về mùa khô các khe nứt xuất hiện ở các công trình thường

phát triển.

Các hiện tượng nêu trên đồng thời cũng làm cho cường độ của đá giảm xuống nhanh chóng.

Một vài nơi dùng đá sét- bột kết chứa vôi ở Đông Nam Bộ làm vật liệu đắp nền đường, trải qua

thời gian không lâu cường độ của nền đường giảm, đường mau xuống cấp.

Trên những tuyến đường mới mở, những đọan cắt qua địa tầng sét – bột kết chứa vôi và

pyrit, tại đây mái ta luy 2 bên đường cũng mau chóng bị phong hóa, hiện tượng trượt lở mất ổn

định cũng xảy ra.

Một vấn đề nữa cũng cần lưu ý là khi pyrit chứa trong đá sét – bột kết chứa vôi bị oxyd hóa

sẽ cho ra axit sunfuarit, làm cho nước ngầm có khả năng ăn mòn bê tông mạnh, ảnh hưởng

đến tuổi thọ của công trình.

V- Kết luận

Đá sét – bột kết chứa vôi khá phổ biíen ở nhiều vùng của Việt Nam. ở những vùng này khi

thiêt kế công trình phải khảo sát nắm rõ điều kiện địa chất công trình, đắc biệt chú ý đến cac

khóang vật tạo đá của chúng, các điều kiện địa chất thủy văn, địa mạo, điều kiện tự nhiên. Một

khi trong thành phần của đá ngòai khoáng vật sét còn có khoáng vật canxit và pyrit cùng tồn tại

thì cần chú ý thành phần của sản phẩm phong hóa và những biến đổi của nó, để từ đó có thể

nhận định khả năng xảy ra các hiện tượng tạo hang hốc lỗ rỗng lớn, hiện tượng trương nở và

co ngót, khả năng ăn mòn vật liệu xây dựng của nước ngầm, khả năng ổn định của công trình

khi chịu ảnh hưởng của các tác nhân phong hóa.

Tài liệu tham khảo

1- Địa chất và khóang sản. Tờ TP. Hồ Chí Minh (C-48-1). Cục Địa Chất Việt Nam – Hà Nội

1996.

2- Đặng Hữu Diệp và các học viên lớp Cao học khóa 14 chuyên ngành Địa Chất Môi Trường

– Trường ĐHBK TP. HCM – Kết quả khảo sát sơ bộ sự cố nứt nhà ở Hố Nai, 12/2004.

1

3- Phạm Hữu Si. Nghiên cứu khả năng biến đổi chất lượng nước của hồ chứa Cà Giây và

các giảI pháp khắc phục. Các báo cáo khoa học – Hội nghị khoa học địa chất công trình và môi

trường Việt Nam, TP.HCM, 1999.

4- Isik Yilmaz. Gypsum/anhydrite – Some engineering problems. Bulletin of Engineering

Geology and the Environment, Volume 60 Number 3. August 2001.

5- John A. Franklin, Maurice B. Dusseault Rock Engineering applications. MacGraw – Hill

International Edition, Civil Engineering Series 1992.

6- E.L.Pastor Impacts de recouvrements de résidus organiques sur des résidus

miniers réactifs. Bulletin de L‟association internationale de Geologie de l‟ingénieur et de

l‟environnement. Volume 62. Number 3. August 2003.

Biến động đường bờ biển đồng bằng sông Hồng: Hiện trạng, nguyên nhân và một số giải pháp phục vụ khai thác hợp lý quỹ đất ven biển

Đỗ Minh Đức* Bộ môn Địa kỹ thuật & Địa môi trường, Trường ĐH Khoa học tự nhiên, ĐHQG Hà Nội334 Nguyễn Trãi, Thanh Xuân, Hà Nội Tel: 0912042804. E-mail: ducdm@fpt.vn

Shoreline Change in the Red River Delta Coastal Zone: the Status, Reasons and Measures for

Rational Coastal Land-Use

Abstract: Shoreline change has long been recognized as a serious disadvantage for scio-economic

development in the Red River Delta coastal zone. Sediments transported from the river system

accumulate mainly around some big mouths (Tra Ly, Ba Lat, Lach Giang and Day) leading to rapid

accretion (up to 100m/y), and causing severe erosion in the areas between them such as Dong Long,

Hai Hau, Nghia Phuc. The shoreline change is entirely strengthened by influences of dike systems,

dams upstream, and locally affected by human activities on the coast. The long-term measures

against coast erosion are building seadykes reinforced by groins and internal standby dikes at the

coast of Dong Long, Hai Hau, Nghia Phuc); building seadyke and re-cultivation of mangrove at the

locations of weak erosion (Thuy Xuan, Lan mouth, Giao Long, Giao Phong and a part of Hai Dong).

Mở đầu

Khu vực ven biển đồng bằng sông Hồng kéo

dài từ cửa Văn úc (Hải Phòng) đến cửa Đáy

(Nam Định và Ninh Bình), là một trong những

vùng có mật độ dân số cao nhất nước ta và có

điều kiện tự nhiên rất đặc biệt. Tại đây diễn ra

tương tác của các sông lớn thuộc hệ thống sông

Hồng, sông Thái Bình với biển, có nhiều nguồn

tài nguyên, đặc biệt là du lịch, rừng ngập mặn

(RNM), nông sản, thuỷ-hải sản,.v.v... Trong hệ

thống phân loại châu thổ, đồng bằng sông Hồng

thuộc loại sông chiếm ưu thế (hình 1).

1

S«ng chiÕm­u thÕ

Sãng chiÕm­u thÕ

TriÒu chiÕm­u thÕ

C¸c l¹ch triÒu

Mississipi

Hoµng Hµ

Mahakam

H»ng -

BramaputraAmazon

FlyOrd

Po

Danube

Jaba

NigerNile

Ebro

Buderkin

ShoalHaven

Senegal

SanFrancisco

Hång

Hình 1. Phân loại đồng bằng châu thổ (theo Coleman & Wright, 1975)

Một trong các vấn đề cơ bản trong phát triển

kinh tế-xã hội ở ven biển đồng bằng sông Hồng

là việc sử dụng hợp lý nguồn tài nguyên đất, thể

hiện ở hai khía cạnh chính: thứ nhất - tại các khu

vực bờ biển bị xói lở, đặc biệt là Hải Hậu, biển

lấn vào bờ với tốc độ lớn, đòi hỏi con người phải

sử dụng các biện pháp công trình để bảo vệ quỹ

đất; thứ hai - phần lớn chiều dài đường bờ biển

được bồi tụ với tốc độ cao, tạo ra vùng đất mới

với diện tích lớn. Tại đây mâu thuẫn cần giải

quyết là ở bờ bồi tụ, theo quy luật tự nhiên RNM

sẽ tăng triển về phía biển và suy tàn phía trong

bờ. Do RNM chỉ phát triển ở những nơi có độ

mặn và độ chặt đất thích hợp. Mặt khác, các khu

nuôi trồng thuỷ sản chỉ thu được hiệu quả cao ở

những nơi phát triển RNM. Như vậy, việc phát

triển nuôi trồng thuỷ sản mà đi kèm với nó là phá

RNM và xây dựng đê bao cần phải được điều

chỉnh sao cho vừa bảo vệ được các đầm nuôi

trước tác động của biển vừa phải phù hợp với

quy luật tiến hoá tự nhiên của quá trình bồi tụ-xói

lở.

Với thực tế đó, việc làm sáng tỏ hiện trạng, cơ

chế hình thành và dự báo sự biến đổi bờ biển, từ

đó đề xuất giải pháp khai thác hợp lý quỹ đất ven

biển có ý nghĩa lớn về khoa học và thực tiễn.

1. Hiện trạng biến động đường bờ biển

đồng bằng sông Hồng

Kết quả xử lý các bản đồ địa hình tỷ lệ 1:

50.000 và 1: 25.000 đã xác định được hiện trạng

biến động quỹ đất ven biển đồng bằng sông

Hồng thời gian gần đây (bảng 1). Từ đây có thể

nhận thấy, đường bờ biển đồng bằng Sông Hồng

có xu thế chung là được bồi tụ mạnh, đặc biệt là

ở các cửa sông Trà Lý, Ba Lạt và Đáy. Cơ chế

bồi tụ điển hình là lấp đầy và nối cồn. Theo đó,

một cồn cát cửa sông được hình thành, tạo ra

vùng nước yên tĩnh phía trong, đẩy mạnh sự tích

tụ vật liệu mịn từ sông đưa ra. Tốc độ lấn biển

của bờ ở phía trong, do vậy, được tăng nhanh và

dần nối liền với cồn cát cửa sông, đồng thời với

quá trình hình thành cồn mới. Tốc độ bồi tụ trung

bình là đạt tới 65m/năm (1930-1965), 84m/năm

(1965-1985) và 60m/năm (1985-1995) ở cửa Ba

Lạt và tới hơn 100m/năm ở cửa Đáy.

Bảng 1. Hiện trạng bồi tụ và xói lở ở ĐVB TB-NĐ

Khu vực Bồi tụ Xói lở

1

Chiều dài

(km)

Tốc độ bồi

(m/năm)

Diện tích

bồi (ha)

Chiều dài

(km)

Tốc độ xói

(m/năm)

Diện tích xói

(ha)

1930-1965

Khu vực I 10,0 28 28 - - -

Khu vực II 31,4 11 34,5 5,6 3,5 2,0

Khu vực III 4,5 65 29,3 9,5 12 11,4

Khu vực IV 14,0 5 7,0 13,5 5,5 74,3

Khu vực V 4,0 27 10,8 0,5 2 0,1

Khu vực VI 17,0 95 161,5 - - -

1965-1985

Khu vực I 8,4 24 20,2 1,6 15 2,4

Khu vực II 30,8 16 49,3 6,2 6 3,7

Khu vực III 6,5 84 54,6 7,5 8 6,0

Khu vực IV 7,2 6 4,3 20,0 9 18,0

Khu vực V 4,0 35 14,0 0,5 10 0,5

Khu vực VI 29,3 110 322 0,8 3 0,2

1985-1995

Khu vực I 8,8 16 14,1 1,2 3 0,4

Khu vực II 32,5 12 39,0 4,5 4,5 2,0

Khu vực III 11,5 60 69 2,5 2,5 0,6

Khu vực IV 8,0 4 3,2 19,2 11 21,1

Khu vực V 4,0 28 11,2 0,5 12 0,6

Khu vực VI 30,0 100 300 1,5 4 0,6

(I: cửa Thái Bình-Thuỵ Xuân, II: Thuỵ Xuân-cửa Lân, III: cửa Lân-cửa Hà Lạn,

IV: huyện Hải Hậu, V: cửa Lạch Giang, VI: cửa Đáy)

Đan xen giữa các đoạn bờ bồi tụ mạnh là

các đoạn bờ xói lở. Các đoạn bờ xói lở có thể

phân bố ở lân cận cửa sông lớn như Đông

Long, Giao Phong, Nghĩa Phúc hoặc xa cửa

sông lớn (Thuỵ Xuân, Bắc và Nam cửa Lân, Hải

Hậu). Đoạn bờ xói lở điển hình nhất là ở huyện

Hải Hậu, với chiều dài gần 20km. Hiện tượng

xói lở bờ biển đã bắt đầu từ những năm đầu

của thế kỷ XX, liên quan chặt chẽ đến sự suy

tàn cửa sông Hà Lạn, chuyển sang phát triển

cửa Ba Lạt, tạo ra vùng khuất về bồi tích ở Hải

Hậu [4, 5]. Hiện nay khu vực ven bờ Hải Hậu

không được cung cấp trầm tích từ các hệ thống

sông. Đồng thời sự vận chuyển bùn cát dọc bờ

và ra xa bờ với khối lượng lớn đã gây ra xói lở

mạnh. Chiều dài đoạn xói lở tăng liên tục tới

những năm thập niên 80, sau đó có xu thế thu

hẹp dần do bờ biển được bảo vệ bằng hệ thống

đê kè. Tuy nhiên, cường độ xói lở lại tăng lên

rất rõ rệt trong giai đoạn 1985-1995, gấp 1,5 lần

giai đoạn 1955-1985. Đặc biệt đoạn bờ Hải

Chính - Hải Hoà, tốc độ xói lở đạt tới 15-

21m/năm. Hiện tượng xói lở thường diễn ra

mạnh mẽ nhất vào mùa gió đông bắc và đang

có xu thế chuyển dịch về phía Hải Thịnh, với tốc

độ có thể đạt tới 40-50m/năm (ảnh 1, 2 và 3).

Ngoài ra, rìa ngoài các cồn cát cũng bị xói lở

mạnh với tốc độ trung bình 18 m/năm. Trong

một cơn bão lớn, đường bờ có thể bị xói lở tới

7m ở Hải Hậu. Các khu vực có RNM bảo vệ

như Thuỵ Xuân xói lở bờ trong bão chỉ đạt 1m.

1

Hình 2. Hải Thịnh, ngày 02/9/2003

Hình 3. Hải Thịnh, ngày 25/7/2004

Hình 4. Hải Thịnh, ngày 17/4/2005

Từ hình 2 đến hình 3, sau thời gian hơn 10

tháng, tại cùng một địa điểm ở bờ biển Hải

Thịnh, khu vực khai thác thác sa khoáng đã

“biến mất”, chỉ còn lại dàn tuyển bỏ không. Bờ

bị xói lở hơn 30m. Chín tháng sau đó, cũng tại

địa điểm này, toàn bộ rừng phi lao phòng hộ bị

xoá sạch, chỉ còn lại một số cây mọc sát chân

đê biển. Bờ bị xói lở khoảng 40-50m. (Hình 4)

2. Cán cân bồi tích và ảnh hưởng của

sông, biển đến biến động đường bờ

Cán cân bồi tích ở khu vực ven bờ được xác

định trên cơ sở tính toán các thông số bùn cát đưa

ra từ cửa sông được giữ lại ở ven bờ (QR), đưa vào

từ phía Đông Bắc (QN), đưa ra khỏi vùng về phía

tây nam (QoN), đưa vào từ phía Tây Nam (QS),

đưa ra khỏi khu vực về phía Đông Bắc (QoS), đưa

ra từ cửa sông được chuyển đến vùng nước sâu

(QOff), vận chuyển vuông góc với bờ ra khỏi khu

vực (QP), tổng lượng bùn cát được giữ lại trong khu

vực (Qin) và tổng lượng bùn cát được đưa ra khỏi

khu vực đến vùng nước sâu (Qout) (hình 5). QR

được tính dựa vào kết quả quan trắc độ đục ở cửa

Ba Lạt. Theo đó, lượng bùn cát từ sông đưa ra

được giữ lại ven bờ là 41%. Giá trị này được giả

thiết là tương tự cho các cửa sông khác. QN, QS,

QoN và QoS được tính theo công thức vận chuyển

bùn cát dọc bờ do sóng của CERC (2002) [8]. QP

được tính theo công thức vận chuyển bùn cát vuông

góc với bờ do sóng của Kajima (1982). T©y Nam §«ng B¾c

QII

R

QII,S Qo

II,S

QII,NQo

II,N

QII,Off

Khu vùc tÝnh to¸n II

QII,in

Hình 5. Sơ đồ khái niệm các thông số

của cán cân bồi tích

Kết quả tính toán (bảng 2) cho thấy, tại tất

cả các khu vực, trừ đoạn bờ biển huyện Hải

Hậu lượng bùn cát vận chuyển đến luôn lớn

hơn lượng mang đi, ngay cả sau khi thuỷ

điện Hoà Bình được xây dựng. Tuy nhiên,

mỗi khu vực đều có những đoạn bờ bồi tụ và

xói lở phân bố đan xen. Đều này chứng tỏ

1

lượng bùn cát đưa ra từ sông phân bố không

đều, tạo ra các đoạn bờ dư thừa bùn cát, bồi

tụ mạnh, đồng thời dẫn đến sự thiếu hụt bùn

cát và xói lở các đoạn bờ khác. Tại cửa sông

có động lực yếu (Thái Bình), đoạn bờ xói lở

phân bố ở khu vực xa cửa sông, do bùn cát

chỉ được tập trung gây bồi tụ ở ngay cửa

sông. Đối với các cửa sông có động lực

mạnh (Văn úc, Trà Lý, Ba Lạt, Lạch Giang),

các đoạn bờ xói lở ngoài phân bố ở xa cửa

sông, còn có thể xuất hiện ở lân cận cửa

sông. Nguyên nhân là do động lực mạnh của

dòng sông chỉ được triệt tiêu và dẫn đến lắng

đọng bùn cát khi đã đạt đến một khoảng độ

sâu nhất định ở phía biển. Đây chính là nơi

tập trung lắng đọng chủ yếu của bùn cát, còn

đoạn bờ lân cận cửa sông, lượng bùn cát

mang đến nhỏ. Khi cồn cát phía trước cửa

sông chưa nổi cao, đoạn bờ này chịu tác

động mạnh của sóng và bị xói lở. Sau đó,

cồn cát nổi cao, đóng vai trò như đê chắn

sóng tự nhiên, dẫn đến xói lở bờ lân cận cửa

sông giảm rất nhanh và chuyển sang bồi tụ.

Bảng 2. Cán cân bồi tích tại khu vực nước nông ven bờ ĐVB TB-NĐ

Lượng bùn cát

(103m3/năm)

Khu vực

I II III IV V VI

QR

547

(319)

2.733

(1.597)

8.200

(4.791) ( 0

1.640

(958)

7.380

(4.312)

QN 39 208 238 0 654 441

QoN 208 238 0 654 441 39

QS 112 185 0 0 0 0

QoS 0 112 185 0 0 0

Qoff 787

(460)

3.933

(2.298)

11.856

(6.894) 0

2.360

(1.379)

10.620

(6.205)

QP 59 88 56 1.286 31 42

Qin

431

(205)

2.469

(1.333)

8.134

(4.726) ( 0

1.822

(1.140)

7.739

(4.672)

Qout 846

(519)

4.021

(2.387)

11.856

(6.951) 1.940

2.391

(1.410)

10.660

(6.245)

Các chữ số a (b) - Lượng bùn cát trước (sau) khi xây dựng thuỷ điện Hoà Bình

Bờ biển đồng bằng sông Hồng (không kể

cửa sông Văn úc) gồm 3 đoạn bờ xói lở lân

cận cửa sông (Đông Long, Giao Phong, Nghĩa

Phúc) và 4 đoạn bờ xói lở xa cửa sông (Thuỵ

Xuân, Bắc và Nam cửa Lân, Hải Hậu). Kết quả

tính toán theo phương pháp trắc diện cân

bằng, kết hợp với chồng chập bản đồ địa hình

các năm 1965, 1985 và 1995 cho thấy, tại các

đoạn bờ xói lở lượng bùn cát do sông mang

đến chỉ bằng 18-88% lượng do sóng mang đi

(bảng 3). Đoạn bờ Nghĩa Phúc, lượng bùn cát

mang đến và mang đi ít khác biệt, tuy nhiên do

chiều dài đoạn bờ không lớn nên vẫn bị xói lở

mạnh.

Bảng 3. Lượng bùn cát mang đến và mang đi tại các đoạn bờ xói lở

TT Đoạn bờ Chiều dài Lượng bùn cát Lượng bùn cát Giai đoạn Vị trí phân bố

1

(km) mang đến (103

m3/năm)

mang đi (103

m3/năm)

1 Thuỵ Xuân 1,6 69 208 1965-1985 Xa cửa Thái Bình

2 Đông Long 1,6 43 238 1965-1995 Lân cận cửa Trà Lý

3 Bắc cửa Lân* 2,5 90 238 1965-1985 Xa cửa Ba Lạt và

Trà Lý

4 Nam cửa Lân 2,3 120 238 1965-1995 Xa cửa Ba Lạt

5 Giao Phong 2,4 308 741 1965-1985 Lân cận cửa Ba Lạt

6 Hải Hậu 19,6 ( 0 1.940 1965-1995 Xa cửa Ba Lạt

7 Nghĩa Phúc 0,55 389 441 1965-1995 Lân cận cửa Lạch

Giang

(* - đến những năm sau 1965, cửa Lân đã suy tàn, lượng bùn cát đưa ra biển không đáng kể)

Riêng khu vực cửa Đáy mặc dù có khối lượng

bùn cát đưa ra biển rất lớn nhưng không tạo

thành kiểu bồi tụ lấp đầy nối cồn như cửa Ba Lạt,

Trà Lý hay Lạch Giang. Bởi thực tế, cửa Đáy

ngoài lượng bùn cát đưa ra từ sông, còn là nơi

lắng đọng của dòng bùn cát dọc bờ đưa xuống

từ phía Đông Bắc (Hải Hậu). Dòng bùn cát này bị

ngăn lại bởi dòng chảy của sông Đáy và lắng

đọng lại ở ven bờ, lấp đầy khoảng trống giữa

cửa Đáy và cồn ngầm ở phía ngoài. Vì vậy, bãi

bồi có diện tích rất lớn và khoảng cách giữa cồn

ngầm và bãi bồi phía trong hầu như không đáng

kể.

3. ảnh hưởng của các công trình xây dựng

ảnh hưởng của hệ thống đê trên các sông: thu

hẹp tiết diện lòng dẫn, tăng động năng dòng

chảy khi đổ ra biển, giảm khả năng cung cấp bùn

cát trực tiếp cho khu vực bờ lân cận cửa sông.

Rõ rệt nhất là tại cửa Ba Lạt, bùn cát đưa ra chủ

yếu bồi đắp ở các cồn Lu, cồn Vành và vận

chuyển ra vùng nước sâu. Hệ thống đê sông

cũng đóng vai trò quan trọng tạo ra châu thổ

sông Hồng chỉ phát triển mạnh ở phía bắc (cửa

Văn úc, Trà Lý), khu vực trung tâm (cửa Ba Lạt)

và phía Nam (cửa Lạch Giang, Đáy). Giữa các

khu vực này các cửa sông đều suy tàn, dẫn đến

phát triển xói lở, trong đó bờ biển Hải Hậu là một

điển hình.

ảnh hưởng của phát triển thuỷ điện trên thượng

lưu các sông: thuỷ Hoà Bình không làm thay đổi

lượng nước, nhưng giảm tới 56% lượng bùn cát ở

hạ lưu (bảng 4). Trong thời gian tới khi thuỷ điện

Tuyên Quang, Sơn La và nhiều công trình thuỷ

điện nhỏ khác đi vào xây dựng và hoạt động, lượng

bùn cát cung cấp cho khu vực ven biển chắc chắn

sẽ tiếp tục giảm, dẫn tới gia tăng xói lở, giảm bồi tụ.

Điển hình là tốc độ bồi tụ trung bình tại Ba Lạt giảm

24m/năm trong thời kỳ 1985-1995 so với thời kỳ

1965-1985.

Bảng 4. Tổng lượng nước và bùn cát trước, trong và sau khi xây dựng thuỷ điện Hoà Bình

Trạm

Thông số

Sơn Tây Hà Nội

1956-1988 1989-1994 1995-1998 1956-1988 1989-1994 1995-1998

Tổng lượng nước

trung bình

(tỷ m3/năm)

112 106 120 85 76 89

Tổng lượng bùn

cát trung bình 117 65 51,5 71 45 -

1

(106T/năm)

ảnh hưởng của hoạt động kinh tế-công trình ở

ven biển: hoạt động quan trọng nhất là xây dựng

đê lấn biển. Đê được đắp bằng máy xúc hoặc

đào đắp thủ công. Đất đắp được lấy từ các khu

vực đồng muối phía trong, cách đê khoảng 500-

1000m. Đất đắp có hai loại chính là cát mịn (ít

hơn là cát pha) và sét, sét pha đôi chỗ lẫn mùn

thực vật. ở Thái Bình và Nam Định, đến năm

1990 đã có 13 vùng tiến hành quai đê lấn biển,

mở rộng diện tích thêm 7.787 ha, ngoài ra, còn

có nhiều tuyến đê quai quy mô nhỏ. Việc xây

dựng các tuyến đê biển chỉ có ảnh hưởng cục bộ

đến diễn biến bồi tụ-xói lở. Cụ thể là tăng nhanh

tốc độ bồi tụ khu vực bờ biển ngay trước tuyến

đê, đồng thời giảm bồi tụ hay dẫn đến xói lở bờ

biển phía dưới tuyến đê (hình 6). Điển hình là

các tuyến đê quai Thuỵ Tân, Thuỵ Xuân, Thuỵ

Hải (Thái Bình) đã làm tăng bồi tụ ngang tới 8,9-

16,4 m/năm. ở Nam Định, tuyến đê Bạch Long,

Nam Phú đã làm tăng bồi tụ ngang tới 41,1 và

12,9 m/năm [2]. Riêng tại tuyến đê quai Thuỵ

Xuân, bồi tụ làm nâng cao rõ rệt địa hình đáy

biển trước đê cản trở cả việc thoát nước thải của

khu dân cư phía trong ra biển, đồng thời làm

tăng tốc độ xói lở bờ khu vực bờ biển phía sau

đê tới 5,5 m/năm.

B·i båiB·i båi

§ª quai

S«n

g

§ª quai§­êng bê hoÆc tuyÕn ®ª phÝa trong §­êng bê hoÆc tuyÕn ®ª phÝa trong

H­íng vËn chuyÓn bïn c¸t tr­íc quai ®ª

H­íng vËn chuyÓn bïn c¸t sau khi quai ®ª

Bê cã xu thÕ båi tô t¨ng nhanh

Bê cã xu thÕ xãi lë Hình 6. Sơ đồ sự biến đổi cục bộ của đường bờ do quai đê lấn biển

Tại các đoạn bờ xói lở, trước 1998, đê được đắp thủ công, cao khoảng 4m, độ dốc 1: 2 và mặt

phía biển được kè bằng đá hộc kích thước 30cm. Loại đê biển này yếu, tỷ lệ xói sạt cao và phải

thường xuyên tu bổ. Để tránh các hậu quả xấu khi tuyến đê bị phá huỷ, sau mỗi tuyến đê có các

tuyến đê dự phòng nằm cách khoảng 150-200m. Do đê yếu nên chỉ hạn chế được xói lở trong thời

gian ngắn, cả tuyến đê và phần đất giữa nó với tuyến đê dự phòng thường mất đi toàn bộ trong thời

gian trung bình khoảng 10 năm [9]. Hiện nay, đa phần đê biển Hải Hậu đã được xây dựng kiên cố

nên vấn đề quan trọng nhất cần giải quyết là sự hạ thấp địa hình bãi biển, phá huỷ chân khay của đê.

Hoạt động trồng RNM có hiệu quả rất rõ rệt trong việc giảm sóng. Chiều cao sóng giảm do RNM cao

hơn giảm sóng thuần tuý do ma sát đáy từ 4-20 lần. Tuy nhiên, RNM chỉ phát triển được ở các khu

vực ít bị xói lở.

4. Một số giải pháp phục vụ khai thác có hiệu quả quỹ đất ven biển

Khu vực ven biển sông Hồng hiện luôn phải đương đầu với các ẩn hoạ như mất ổn định đê biển,

phá huỷ các tuyến đê quai làm đầm nuôi thuỷ sản, gia tăng tốc độ xói lở và sự hình thành các đoạn

bờ xói lở mới. Dưới ảnh hưởng của hoạt động kiến tạo hiện đại, sự dâng cao mực nước biển, bão,

sự thay chế độ thuỷ động lực và hướng vận chuyển bùn cát của sông, các tai biến trên luôn biến đổi

theo không gian và có xu thế mạnh hơn theo thời gian (cả ngắn hạn và dài hạn). Vì vậy, cần thiết

1

phải kết hợp chặt chẽ các biện pháp công trình và phi công trình nhằm chủ động đối phó với tai biến.

Đối với giải pháp công trình, việc lấn biển mở rộng quỹ đất hoặc chống xói lở đều nên tiến hành theo

nguyên tắc trồng RNM chống xói lở yếu (<2,5m/năm), kè áp mái đê kết hợp trồng RNM chống xói lở trung

bình (2,5-5m/năm) và công trình kiên cố chống xói lở mạnh (> 5m/năm). Cụ thể, xây dựng kiên cố kết

hợp với bảo dưỡng, tu sửa thường xuyên các đoạn đê biển Đồng Châu, Hải Thịnh, sử dụng mỏ hàn kết

hợp với kè kiên cố chống xói lở ở Hải Chính-Hải Hoà, Nghĩa Phúc. Các đoạn đê chưa được xây dựng

kiên cố cần có kế hoạch xây dựng tuyến đê dự phòng. Khu vực cửa Thái Bình - có thể chuyển sang xói

lở yếu đến những năm 2010 nên giải pháp hữu hiệu nhất là duy trì và phát triển quỹ RNM hiện có; các

đầm nuôi thuỷ sản phải đảm bảo khoảng cách từ rìa ngoài RNM đến đầm không nhỏ hơn 600 m; trồng

RNM ở bắc cửa Lân, Giao Long, đầu Giao Phong và lân cận Nam cửa Lân, đầu xã Hải Đông (huyện Hải

Hậu). Quai đê lấn biển mở rộng quỹ đất ở bờ trái cửa Đáy.

Giải pháp phi công trình: Xây dựng kế hoạch lâu dài duy trì, phát triển quỹ RNM, đặc biệt là khi không

còn hỗ trợ kinh phí từ các dự án quốc tế; quy hoạch phương án bảo vệ đê biển cho từng đoạn cụ thể, có kế

hoạch di dời dân ra khỏi khu vực nguy hiểm một cách tạm thời hoặc vĩnh viễn.

Hậu quả là xói lở gia tăng, tốc độ bồi tụ giảm, diễn biến bồi tụ-xói lở cũng thay đổi nhanh và phức

tạp hơn, gây khó khăn cho quy hoạch sử dụng đất ven biển. Do vậy, cần tiến hành nghiên cứu tổng

thể ảnh hưởng của hệ thống các công trình thuỷ điện trên hệ thống sông Hồng đến toàn bộ vùng hạ

lưu nói chung, vùng ven biển nói riêng. Và trước mắt, việc tính toán chi phí lợi ích của các công trình

thuỷ điện ở thượng nguồn hệ thống sông Hồng cần phải chú ý đến những biến đổi lâu dài tiêu cực ở

khu vực đồng bằng ven biển.

Kết luận

1. Bùn cát đưa ra từ hệ thống sông Hồng phân bố không đều, tập trung chủ yếu ở các cửa sông lớn

như Trà Lý, Ba Lạt, Lạch Giang và Đáy, tạo dạng địa hình đặc trưng là các cồn cát chắn cửa và kiểu bồi

tụ lấp đầy với tốc độ lớn.

2. Sự hình thành bờ xói lở có liên quan chặt chẽ với sự suy tàn của các cửa sông (Hà Lạn, Lân và

hiện nay là Thái Bình) và được tiếp tục phát triển do ít được cung cấp bùn cát, trong khi lượng bùn

cát mang đi (chủ yếu do sóng) đạt khối lượng lớn. Vị trí các đoạn bờ xói lở gồm hai loại: ở xa các cửa

sông lớn như Thuỵ Xuân, cửa Lân, Hải Hậu hoặc lân cận cửa sông như Đông Long, Đồng Châu,

Giao Long-Giao Phong và Nghĩa Phúc.

3. Việc xây dựng hệ thống đê sông và đặc biệt là các công trình thuỷ điện lớn ở thượng nguồn

làm gia tăng xói lở, giảm bồi tụ, thay đổi mạnh diễn biến bồi tụ-xói lở theo không gian và thời gian.

Thực tế này kết hợp với các hoạt động kiến tạo hiện đại, sự dâng cao mực nước biển và bão gây ra

nhiều ẩn hoạ nghiêm trọng ở ven biển đồng bằng sông Hồng, đặc biệt là nguy cơ hình thành các

đoạn bờ xói lở mới, phá huỷ đê biển và bồi lắng thay đổi luồng tàu.

Tài liệu tham khảo

1. Nguyễn Văn Điệp và nnk (1990), Nghiên cứu các quá trình thuỷ thạch động lực vùng bờ biển

mở và cửa sông ven biển. Đề tài mã số 48B.02.01.

2. Đỗ Minh Đức (2003), Mô hình đánh giá ổn định đê biển. Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Mỏ - Địa

chất số 3 năm 2003.

3. Đỗ Minh Đức, Phạm Văn Tỵ, Nguyễn Huy Phương, Tạ Đức Thịnh (2004), Phân tích xói lở bờ

biển Hải Hậu theo quan điểm khai thác hợp lý vào bảo vệ môi trường địa chất. Tạp chí khoa học Địa

1

chất công trình và Môi trường số 1 (7/2004).

4. Đỗ Minh Đức (2004), Nghiên cứu sự hình thành và biến đổi quá trình bồi tụ-xói lở ở đới ven

biển Thái Bình-Nam Định. Luận án Tiến sĩ chuyên ngành Địa chất công trình.

5. Lương Phương Hậu, Trịnh Việt An, Lương Phương Hợp (2002), Diễn biến cửa sông vùng đồng

bằng Bắc Bộ. Nhà xuất bản Xây dựng, 2002.

6. Phân viện Hải dương học Hải Phòng (2000). Dự án độc lập cấp nhà nước KHCN-5A, Nghiên

cứu dự báo, phòng chống sạt lở bờ biển Bắc Bộ từ Quảng Ninh tới Thanh Hoá.

7. Do Minh Duc, Chu Van Ngoi, Nguyen Huy Phuong, Ta Duc Thinh (2003), “Influences of seadike

system on shoreline change in a rapid accretion delta: the example of Thaibinh province, the Red

River Delta (Northern Vietnam)”, Hanoi GeoEngineering 2003.

8. U.S. Army Corps of Engineers (2002), Manual of Coastal Engineering.

9. Ton That Vinh et al. (1996), “Sea Dike Erosion and Coastal Retreat at Nam Ha Province,

Vietnam”, Coastal Engineering 1996, Chapter 28, p. 2820-2828.

----------------------------------------------------------------

Phân tích sự làm việc tương tác của kết cấu vỏ cống với môi tường đất đá xung quanh Đỗ Như Tráng(1) Vũ Thùy Giang(2)

Analyse of interaction of underyround tube with the ground surrounding excaration

Abstract: This paper describes the results of reseach on the analyse of the underground tube linings

on interactions whith the rock surrounding undergound excavation. Data and graph are demonstrated

for calculated results. The conclusions from the results of reseach have been presented.

I. Đặt vấn đề

Hiện nay trong quy trình tính vỏ cống của

nước ta và một số tiêu chuẩn nước ngoài như

AASHTO hay JIS v.v… có nhiều phương pháp

tính toán khác nhau: hoặc dựa trên giả thiết tải

trọng cho trước, hoặc chưa xét đầy đủ chế độ

cùng làm việc (tương tác) giữa vỏ cống và môi

trường đất đá; Bài báo trình bầy phương pháp

tính toán vỏ cống theo chế độ tương tác, sơ đồ

thuật toán, các kết quả phân tich sự làm việc

đồng thời của vỏ với đất đá và các kết luận.

II. Mô hình tính

Xét kết cấu cống nằm trong lòng đất-trong

một lỗ khoét, như một kết cấu nằm trong mặt

phẳng đàn hồi, xem xét sự làm việc của kết cấu

như kết cấu cùng làm việc với môi trường đất đá

xung quanh. Xét một kết cấu có mặt cắt ngang là

hình tròn với bán kính trong R đặt tại chiều sâu

lớn, nằm trong mặt phẳng đàn hồi có ứng suất

tương ứng trên các biên là Py và Px (hình1).

1. Khoa công trình Quân sự - Học viện kỹ thuật quân

sự.

100 Đường Hoàng Quốc Việt - Cầu Giấy - Hà Nội.

Tel: 9193068, 0903225054

Email: donhtrang2001@yahoo.com

2. Viện Khoa học kỹ thuật GTVT

1252 Đường Láng - Hà Nội.

1

Hình 1 Sơ đồ mặt phẳng đàn hồi

và cống khi đặt sâu

Các điều kiên biên của bài toán như vậy theo

hình 1 sẽ là:

;0

;

;

xy

yy

xx

P

P

(1)

Trên biên trong của ống do không có lực tác

dụng nên ứng suất có thể viết dưới dạng sau:

;0

;0

;0

0

0

0

xy

y

x

(2)

Khi xét tương tác giữa kết cấu và môi trường

đất đá xung quanh, giả thiết trên biên lỗ tồn tại

áp lực biên phân bố theo qui luật sau:

R

SqPq

2cos00 (3)

trong đó :

S - Chiều dài đoạn cung biên lỗ tròn tính từ

điểm A. Các giá trị P0 và q0 cần được chọn sao

cho biến dạng của biên lỗ khoét và biên ngoài

của kết cấu là như nhau.

Hàm biến dạng trên biên lỗ khoét có dạng

như sau:

3

1)1(

)(4)(2

)1( 1

21

0

21

20 RqRPy

(4)

3

1)1(

)(4)(2

)1( 1

21

0

21

20 RqRPx

(5)

trong đó R: Bán kính ngoài của vành (kết cấu);

Khi đó mômen và lực dọc trong ống được xác

định theo các công thức:

R

SRqP

F

IM

R

SqRRPN

2cos

3

2cos

32

0

01

1

0

(6)

Chuyển dịch hướng tâm của các điểm A và B

của ống xác định theo các công thức:

1

4

0

01

2

0

1

4

0

1

2

0

9)(

9)(

EI

RqP

EF

RPBv

EI

Rq

EF

RPAu

(7)

Trong đó:

E: Môđun đàn hồi của vật liệu ống;

b

II

B

FF 11 ;

b - Chiều rộng ống tính toán dọc trục;

F - Diện tích mặt cắt ngang tiết diện ống;

J - Mômen quán tính tiết diện tuờng ống.

Cho biến dạng ống và biến dạng của các

điểm đất đá tương ứng tại các điểm A và B sẽ

tìm được các công thức để tính toán P0 và q0.

0)1(

'9)(

2

1

')(

21122111

0

2

21211112012212111

paa

qEFJ

RaaP

EF

Raa

(8)

0)11

1(

'9)

111(

2

1

')

111(

21

21

21

22

0

2

2121

2212012

2121

22

apa

qEFJ

RaaP

EF

Raa

(9)

trong đó, các hệ số như sau:

1

11 12 1

1 1

13 3 22

3

1 - 1a = , a = . ;

E E

- 1 1a = . , a = ;

E G

E1 và E3 - Môđun đàn hồi theo các hướng

trục tương ứng 1 và 3.

(1 - Hệ số Poiison được xác định bằng tỷ lệ

giữa biến đạng dọc và biến dạng ngang trong

mặt phẳng phân lớp.

(3 - Hệ số Poiison được xác định bằng tỷ lệ

giữa biến dạng ngang của đất đá trong mặt

phẳng bất đẳng hướng và biến dạng dọc.

G - Môđun trượt của đất đá;

(1, (2 - Nghiệm của phương trình:

0)2( 22

2

2112

4

11 aaaa (10)

Sau khi xác định được P0, q0, có thể dễ dàng

tính được nội lực trong ống theo các công thức

sau:

2cos312

;2cos3

2

00

2

00

RqPM

RqRPN

(11)

trong đó:

;

)3

8(3

)(4

;

)(1

0

2

2

'

0

0

'

0

E

FR

ppq

E

RE

ppP

(12)

trong các công thức trên:

( - Hệ số Poiison của đất đá.

R - Bán kính ống ;

E - Môđun biến dạng tổng quát củađất đá;

E0- Môđun biến dạng tổng quát của vật liệu

ống;

( - Chiều dày ống;

P‟- áp lực đất đá thẳng đứngtại độ sâu đặt

ống cho trước tính từ đỉnh ống H;

HP .' ;

( - Trọng lượng thể tích của đất đá;

P - áp lực đất đá nằm (áp lực hông) ngang tại

độ sâu kể trên.

HP ..1

Các chuyển vị xuyên tâm sẽ được tính toán

theo các công thức sau đây:

Tại điểm A;

2

0

0

0

)(3

4

Rq

RP

E

RuA

(13)

Tại điểm B:

20B 0

0

P RR 4 Ru q ( )

E 3

(14)

Hình 2 Sơ đồ tính ống nằm ở độ sâu nhỏ hơn ba

lần đường kính ống(trường hợp nông)

Đối với ống nằm ở độ sâu nhỏ hơn ba lần

đường kính ống mô hình tính toán là bán mặt

phẳng có trọng lượng có lỗ khoét đặt bên trong.

Lời giải bài toán trên trong lý thuyết đàn hồi

được các tác giả I. G. Aracôvich, I. Ja. Bjaler, I.

A. Prusovy giải.

Xét bán mặt phẳng đàn hồi có trọng lượng bị

suy giảm do tồn tại lỗ khoét hình tròn bán kính R

(Hình 2), tâm của ống đặt tại chiều sâu H. Vành

(ống) được xem là mỏng chịu tác dụng của hệ

lực phân bố. Chuyển vị của các điểm của bán

mặt phẳng tại chu vi lỗ khoét sẽ bằng chuyển vị

của vành tại các điểm tương ứng do giả thiết ống

và đất đá tiếp xúc chặt chẽ với nhau; Từ điều

kiện cùng làm việc của bán mặt phẳng và của

vành sẽ tìm được các phương trình xác định P0

và q0:

1

;))(2(16'9)(3

52

;)2(16

)'

(

0

0

00

324

0

322

0

GG

Gea

EJ

R

aeGG

Gq

G

ea

EF

R

G

aeP

a

a

aa

15)

Trong đó:

;21

2;22

GRHa (16)

a0 -Toạ độ cực của điểm A; Trong hầu hết

các trường hợp thực tế có thể lấy giá trị a0 ( 1,8;

Mômen uốn và lực dọc trong ống được tính

toán theo các công thức sau đây:

);2cos3

(

);(2cos3

0

0

2

00

0

2

00

2

0

a

a

eqPq

RbN

eqPF

JbbRqM

(17)

Sơ đồ khối thực hiện phân tích sự làm việc

của vỏ cống như sau:

Hình 3. Sơ đồ khối

III. Các kết quả tính toán và nhận xét

Chọn mô hình kiểm nghiệm hiện hành:

Các số liệu tính như sau(số liệu tham khảo

khu vực Hà Nội):

Bán kính cống tròn(m): r=2m; Khối lượng thể

tích đất (T/m3): (=1,8;

Chiều dầy ống (m): (=0,15; Hệ số nở hông:

(=0,2;

Lực dính của đất (T/m2): c= 0,5; Góc ma sát

trong(O): ( =3,5 ;

Hình 4. Mô hình chọn để so sánh kiểm nghiệm {1}

Bảng 1. Giá trị mômen Mmax cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau

H(m) 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30

A 4,68 7,01 9,35 11,69 14,02 16,36 18,70 21,04 23,37 25,71 28,05 30,39 32,72 35,06

B -0,26 0,27 1,77 4,52 8,82 14,99 23,33 34,15 47,77 64,49 84,63 108,49 136,38 168,62

C 4,68 7,35 10,05 12,75 15,45 18,15 20,85 23,55 26,25 28,95 31,65 34,35 37,05 39,75

Ghi chú:A: Mô hình đặt nông; B: Mô hình đặt sâu; C: Mô hình chọn kiểm nghiệm;

1

Bảng số 2: Giá trị lực dọc Nmax cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau

H(m) 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30

B 2,33 3,49 4,66 5,82 6,99 8,15 9,31 10,48 11,64 12,81 13,97 15,13 16,30 17,46

A -0,16 0,11 0,85 2,21 4,34 7,40 11,54 16,92 23,69 32,01 42,02 53,89 67,67 83,81

C 6,08 7,88 9,68 11,48 13,28 15,08 16,88 18,68 20,48 22,28 24,08 25,88 27,68 29,48

Hình 5. Biểu đồ giá trị mômen Mmax

cho 3 mô hình tại các độ sâu khác nhau

Hình 6. Biểu đồ giá trị lực dọc Nmax

cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau

Bảng số 3. Giá trị mômen Mmax và lực dọc Nmax cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau

H(M) 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30

A 2,94 2,0 1,5 1,21 1,01 0,87 0,76 0,68 0,61 0,56 0,51 0,47 0,44 0,41

B 1,53 1,03 0,78 0,63 0,53 0,45 0,40 0,35 0,32 0,29 0,27 0,24 0,23 0,21

C 14,4 19,76 7,38 5,93 4,96 4,26 3,74 3,33 3,0 2,73 2,5 2,31 2,15 2,0

D 3,93 2,66 2,01 1,62 1,35 1,16 1,02 0,91 0,82 0,74 0,68 0,63 0,59 0,55

Ghi chú: A:Mô hình đặt nông (Mômen Mmax) ;B: Mô hình đặt nông (Lực dọc Nmax) ;C: Mô hình chọn để

kiểm nghiệm (Mômen Mmax) ;B: Mô hình chọn để kiểm nghiệm (Lực dọc Nmax)

1

Hình 7. Biểu đồ giá trị mômen Mmax và lực dọc Nmax cho 3 mô hình tính tại các độ sâu khác nhau

Một số nhận xét:

1. Trong khoảng H<3D (khảo sát với D=4m; H=12-15m) Nội lực tính theo mô hình tương tác

đặt nông cho giá trị nội lực nhỏ nhất (Hình 5);

2. Trong khoảng H>3D Nội lực tính theo mô hình tương tác đặt sâu cho giá trị nội lực nhỏ nhất

(Hình 6 );

3. Khi chiều sâu đặt cống tăng lên, tại một giá trị nhất định nào đó (H=12 -15m), chiều sâu ít

ảnh hưởng tới nội lực và có thể lựa chọn được chiều dầy, cũng như cấu tạo ống hợp l í (Hình 7).

4. Các kết luận trên đây cho thấy tính chính xác và hợp l í trong cấu tạo và tính toán vỏ cống theo

mô hình tương tác.

Tài liệu tham khảo:

1. Tiêu chuẩn thiết kế 20-TCN-51-84(1989);

2. Đỗ Như Tráng, “áp lực đất đá và tính toán kết cấu công trình ngầm”, Học viên Kỹ Thuật Quân

Sự (1997).

3. AASHTO American Standard Specification for Highway Bridge-1994.

4. Borodavkin P. P. Mekhanika Gruntov v Truboprovodnom stroitelstvje M. 1976.

-----------------------------

Nghiên cứu Các đặc tính đàn hồi của cát

1

Nguyễn Hồng Nam*

Trung Tâm Thuỷ Công, Viện Khoa Học Thuỷ Lợi, 95/3 Chùa Bộc, Hà Nội.

Tel: 8522794, Fax: 8533377; Email: hong_nam@yahoo.com

Study on quasi-elastic deformation properties of sand

Abstract: Quasi-elastic deformation properties of dry, dense Toyoura sand at very small strain level were investigated by conducting a series of triaxial and torsional shear tests on hollow cylindrical specimens. Strains were measured locally by a newly developed pin-typed local deformation transducer. Degradation of vertical Young’s modulus Ez and shear modulus Gz( with the increase of shear stress (z( was observed during torsional shear tests, while keeping the constant values of vertical stress (’z and horizontal stress (’(. Effect of end-restraint at the top cap and pedestal on small strain shear modulus that was measured externally by applying small unload/reload cycles in the torsional direction was found to be significant.

I. Đặt vấn đề

Các đặc tính đàn hồi cuả đất có ý nghĩa quan trọng khi nghiên cứu bài toán biến dạng nền

đất cứng hoặc đá mềm vì biến dạng của các loại nền này thường nhỏ hơn 0.1% (Burland,

1989). Trong vài thập kỷ qua, những kiến thức mới về các đặc tính đàn hồi của đất ở mức

biến dạng nhỏ (<0.001% (Tatsuoka và nnk, 1997) đã cho thấy tầm quan trọng của các thiết

bị đo biến dạng cục bộ. Hầu hết các thiết bị đo cục bộ nói trên được áp dụng cho các mẫu thí

nghiệm 3 trục. Tuy nhiên, đối với các thí nghiệm cắt xoắn sử dụng mẫu hình trụ rỗng nhằm

mô phỏng các điều kiện chịu lực tổng quát của đất có xét đến sự quay trục ứng suất chính

(ví dụ, do các tải trọng ngang như động đất, sóng biển gây ra) thì việc áp dụng các thiết bị đo

loại này còn rất hạn chế.

Nghiên cứu này nhằm khảo sát các đặc tính đàn hồi của cát bằng các thí nghiệm 3 trục

và xoắn trên các mẫu hình trụ rỗng, sử dụng một loại thiết bị đo biến dạng cục bộ kiểu mũi

nhọn (P-LDT) mới được phát triển.

II. thiết bị, Vật liệu và các thủ tục thí nghiệm

2.1 Thiết bị thí nghiệm

Máy cắt xoắn hình trụ rỗng (hollow cylinder torsional shear apparatus) được phát triển

tại Viện Khoa Học Công Nghiệp, Đại Học Tổng Hợp Tokyo (Hình 1). Hai hệ thống gia tải

thẳng đứng và xoắn có thể được điều khiển độc lập và tự động bởi một máy vi tính. Năng

lực của hệ thống gia tải thẳng đứng là 8 kN; của xoắn là 0.15 kN.m.

1

0 2010 (cm)

Screw to rotate theattachment o f④

Screw shaft to ad justthe vert ica l

②Bear ing house

Ce l l pressure

①

③

④

⑤

Back pressurePressure ce l l

Spec imen

Burette

Pedesta l

⑥

⑦

pos it ion o f③

Load ing sha ft (φ30mm)

Porousstone

⑥H igh capac ity d if ferent ia l pressure transducer fo r conf in ing s tress⑤Po tent iometer fo r large ro tat iona l d isp lacement④Prox im ity transducer for sma l l rotat iona l d isp lacement③Prox im ity transducer for sma l l vert ica l d isp lacement②D isp lacement transducer for la rge vert ica l d isp lacement

⑦Low capac ity d if ferent ia l pressure transducer fo r vo lume change

①Two-component load ce l l

Do=20cmD i=12cmH

=30cm

Top cap

Transducers :

Hình 1. Máy cắt xoắn hình trụ rỗng

Hình 2. Sơ đồ bố trí thiết bị đo biến dạng

AC servo motor được điều khiển bởi hai D-A converter loại 12-bit. áp suất trong và

ngoài mẫu được giữ bằng nhau trong quá trình thí nghiệm. Một thiết bị E/P có công suất 980 kPa được dùng để điều khiển áp suất buồng thông qua các D-A converter.

2.2 Vật liệu và thủ tục thí nghiệm

Vật liệu thí nghiệm là cát Toyoura ở trạng thái chặt, khô. Toyoura là một loại cát hạt đều ở Nhật

Bản (emax = 0,966, emin= 0,600). Hệ số rỗng eini = (0,697-0,740) tại áp suất cố kết (‟c = 30 kPa. Ba

loại kích cỡ mẫu hình trụ rỗng được sử dụng trong nghiên cứu này như sau: cỡ mẫu A (đường kính

ngoài Do = 20 cm, đường kính trong Di = 16 cm, chiều cao H = 30 cm); cỡ mẫu B (Do = 20 cm, Di =

12 cm, H = 30 cm); và cỡ mẫu C (Do = 10 cm, Di = 6 cm, H = 20 cm). Trong bài báo này chỉ phân

tích các kết quả thí nghiệm trên cỡ mẫu B (Do = 20 cm, Di = 12 cm, H = 30 cm). Các mẫu thí

nghiệm được tạo bởi phương pháp “mưa cát” trong không khí. Hình 2 thể hiện sơ đồ bố trí các thiết

SET1

GS3

SET2

GS2GS4

Hinge*

Conical

hole

Pin

HTPB strip

*glued on the surface of specimen

45°

Fz

GS3

GS1

GS2 GS4

T

30

cm

20cm

12cm

SET1

P-LDT

GS1

1

bị đo biến dạng. Hai bộ P-LDT (SET 1 và SET 2) được lắp tại vùng trung tâm mẫu để tránh các sai

số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu, và đối xứng qua trục mẫu. Mỗi bộ bao gồm 3 P-LDT được lắp phía

ngoài mẫu theo hình một tam giác vuông, và một P-LDT được lắp phía trong mẫu theo phương

ngang.

Nguyên lý làm việc của P-LDT (Hong Nam và nnk, 2001; Hong Nam và Koseki, 2003;

Hong Nam, 2004) tương tự như LDT truyền thống (Goto và nnk., 1991). Biến dạng của đất

có thể được xác định thông qua biến dạng của thanh đồng phốt-pho qua xử lý nhiệt. Trên

thanh đồng này có gắn các điện trở để tạo thành một mạch cầu Wheatstone. Các đặc tính

khác biệt của P-LDT so với LDT truyền thống chính là các kết cấu của hai đầu mũi nhọn của

thanh đồng và hai khớp hình nón, cũng được làm bằng đồng phốt-pho qua xử lý nhiệt và

được gắn keo với màng cao su bao phía ngoài mẫu, nhằm duy trì sự quay tự do của thanh

đồng tại hai điểm tiếp xúc (đáy của các lỗ hình nón) trong quá trình thí nghiệm.

Hình 3. Ez,Gz( và (z( đo cục bộ trong IC

Để tính 4 thành phần biến dạng trung bình của mẫu ((z, (r, (( và (z(), hai giả thiết sau đây

được sử dụng; đó là: i) góc hướng tâm tạo bởi hai điểm cuối của P-LDT nằm ngang và giao

điểm của mặt phẳng ngang (chứa chúng) với trục mẫu là hằng số; ii) mẫu luôn duy trì hình

trụ rỗng tròn xoay. Vì vậy, các P-LDT nằm ngang lắp bên trong và ngoài mẫu có thể đo

được (r và ((. Hai P-LDT theo phương đứng và xiên có thể đo được (z và (z(.

Ngoài ra, hai cặp sensor loại không tiếp xúc (GS1 và GS2 cho phương đứng, và GS3 và

GS4 cho phương xoắn) với giới hạn 4 mm được dùng để đo (z và (z( tại mũ trên mẫu.

Các đường ứng suất được áp dụng như sau: Sau khi cố kết đẳng hướng (IC) từ (‟c = 30 tới

400 kPa và giảm xuống 100 kPa, mẫu chịu vài vòng lực tuần hoàn biên độ lớn theo các đường

ứng suất khác nhau, có thể được phân loại như sau:

TC (nén 3 trục) hoặc TE (nở 3 trục): 0,5 ( R ( 3 (R = (‟z/(‟() với (‟r = (‟( = 100 hoặc 200 kPa,

-0.0015 -0.0010 -0.0005 0.0000 0.0005 0.0010-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

'r='

=constant=200 kPa

Small vertical cyclic loading

Ez=q/

z

(a)

TOYOG10

Ez=282.5 MPa

1

q

=(

' z - ' )

(kP

a)

z (%)

-0.002 -0.001 0.000 0.001 0.002 0.003-3

-2

-1

0

1

2

'z='

r='

=constant=200 kPa

Small torsional cyclic loading

Gz

=z

/z

(b)

TOYOG10

Gz

=122.4 MPa

1

z

(

kP

a)

z

(%)-0.0015 -0.0010 -0.0005 0.0000 0.0005 0.0010

0.0000

0.0005

0.0010

0.0015

Small vertical cyclic loading

'r='

=constant=200 kPa

TOYOG10

(c)

z

=-/

z

z

=0.205

1

(%

)

z (%)

1

và 1 ( R < 5 với (‟r = (‟( = 40 hoặc 50 kPa;

TSI (cắt xoắn từ trạng thái ứng suất đẳng hướng): -0,8 < S < 0.8 (S = (z(/(‟() với (‟z =

(‟r = (‟( = 80, 100 hoặc 200 kPa;

TSA (cắt xoắn từ trạng thái ứng suất dị hướng): -0,8 < S < 0,8 với (‟r = (‟( = 100 kPa (R

= 2,2 . 5, 3).

Trong quá trình thí nghiệm, tại các trạng thái ứng suất ổn định sau một khoảng thời gian

từ biến khoảng 10-20 phút, 3 vòng lực dỡ tải/chất tải biên độ nhỏ được áp dụng với mẫu

theo hướng thẳng đứng và xoắn với biên độ biến dạng đơn, theo thứ tự tương ứng, là 0,001

và 0,0015 % để tính các đặc tính biến dạng cận đàn hồi như mô đun đàn hồi Young theo

phương đứng Ez, mô đun kháng cắt Gz(, và hệ số Poisson (z(. Các hình 3a đến 3c cho

thấy các ví dụ tính toán điển hình các giá trị này đo bởi P-LDT từ vòng lực biên độ nhỏ thứ

hai trong IC (thí nghiệm TOYOG10).

III. Kết Quả thí nghiệm và thảo luận

3.1 Mô đun Young Ez

Các giá trị Ez đo bởi P-LDT được chuẩn hoá bởi hàm hệ số rỗng f(e) = (2,17 - e)2/(1 + e)

(Hardin và Richart, 1963).

Hình 4. Ez trong IC, tải 3 trục (a) và cát xoắn (b)

20 40 60 80 100100 200 40020

40

60

80

100100

200

400

(a)

1m

Ez/f(e) ~'

z

m

IC, m=0.447

TE and TC ('=100 kPa), m=0.523

f(e)=(2.17-e)2/(1+e)

TOYOG19

Ez/f(

e)

(MP

a)

'z (kPa)

-60 -40 -20 0 20 40 600

50

100

150

200

250

300

350

(b)

TSA, 'z=2'

=200 kPa

TSI, 'z='

=100 kPa

TOYOG11

TOYOG16

TOYOG19

f(e)=(2.17-e)2/(1+e)

TOYOG10

TOYOG11

TOYOG16

TOYOG19

Cyclic torsional loadings

Ez /f

(e)

(MP

a)

z

(kPa)

20 40 60 80 100100 200 40020

40

60

80

100100

200

400

(a)

1n

f(e)=(2.17-e)/(1+e)2 G

z/f(e) ~('

z'

)

0.5n

TOYOG19

IC, n=0.472

TE and TC, '=100 kPa, n=0.572

Gz /f

(e)

(MP

a)

('z'

)

0.5 (kPa)

1

Hình 5. Gz( trong IC, tải 3 trục (a) và cắt xoắn (b)

Trong quá trình cố kết đẳng hướng IC và tải 3 trục tuần hoàn, khi không có sự quay trục

ứng suất chính từ trục vật liệu, Ez/f(e) có thể được mô phỏng như là một hàm số của (‟zm (ví

dụ thí nghiệm TOYOG19, hình 4a). Các giá trị trung bình của m không biến đổi lớn với các

đường ứng suất đã trải qua. Sự khác nhau giữa các giá trị m này có thể là do sự phá huỷ kết

cấu đất, gây ra bởi mẫu chịu cắt với các tỷ số ứng suất R khác nhau trong các đường ứng

suất khác nhau, ví dụ, TC và TE. Quan hệ Ez/f(e) ~ (‟zm nói trên phù hợp với kết quả của

Hardin (1978).

Khi chịu tải xoắn tuần hoàn với sự quay các trục ứng suất chính từ các trục vật liệu

(đường TSI và TSA; hình 4b), sự suy giảm các giá trị Ez/f(e) theo ứng suất tiếp (z(, tỷ số

ứng suất R đã được quan sát. Lịch sử ứng suất cũng ảnh hưởng sự suy giảm này, dẫn tới

sự khác nhau về giá trị Ez/f(e) giữa các nhánh gia tải và dỡ tải như đã quan sát trong thí

nghiệm TOYOG11.

3.2 Mô đun kháng cắt Gz(

Trong đường IC và tải 3 trục tuần hoàn, Gz(/f(e) có thể được mô phỏng như là một hàm

số của ((‟z (‟()0.5n (ví dụ thí nghiệm TOYOG19, hình 5a). Các giá trị n biến đổi nhỏ trong các

đường ứng suất đã trải qua. Sự khác nhau giữa các giá trị n nhận được từ các đường ứng

suất khác nhau có thể là do sự phá huỷ kết cấu đất trong quá trình cắt TC và TE với các tỷ

số ứng suất R khác nhau. Sự phụ thuộc Gz(/f(e) với ((‟z (‟()0.5 nói trên phù hợp với kết quả

của Roesler (1979).

Trong thí nghiệm xoắn tuần hoàn TSI ((‟z = (‟( = 100 kPa; hình 5b) và TSA ((‟z = 2(‟( = 200

kPa; hình 5b) với sự quay trục ứng suất chính từ trục vật liệu, sự suy giảm Gz(/f(e) phụ

thuộc vào (z( , R và lịch sử ứng suất. Những sự phụ thuộc này của Gz(/f(e) đã được quan

sát theo cách tương tự với Ez/f(e).

3.3 Hệ số Poisson (z(

Trong IC, giá trị trung bình của (z( đối với các mẫu khác nhau là 0.176.

Trong đường TC (hình 6a), các giá trị đo của (z( tỷ lệ với Rk. Nhìn chung, các giá trị k

không bằng m/2, chúng có xu hướng phụ thuộc (‟( và R. Các giá trị trung bình của k có xu

hướng tăng với sự giảm của ứng suất ngang (‟(. Phát hiện hiện tại (k ≠ m/2) trái ngược với

kết quả của Hoque (1996). Nguyên nhân có thể là Hoque đã tiến hành các thí nghiệm nén 3

trục với các giá trị tỷ số ứng suất (R ( 2) nhỏ hơn giá trị R trong nghiên cứu này.

-60 -40 -20 0 20 40 600

20

40

60

80

100

120

(b)

TSA, 'z=2'

=200 kPa

TSI, 'z='

=100 kPa

TOYOG11

TOYOG16

TOYOG19

f(e)=(2.17-e)2/(1+e)

TOYOG10

TOYOG11

TOYOG16

TOYOG19

Cyclic torsional loadings

Gz/f

(e)

(MP

a)

z

(kPa)

0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 11 2 30.10.1

0.2

0.3

0.4

1k

'r='

=200 kPa

'r='

=100 kPa

TOYOG10 (TC, k=0.202)

TOYOG10 (TE)

(b)Cyclic triaxial loadings

TOYOG10 (TC, k=0.247)

TOYOG11 (TC, k=0.399)

TOYOG16 (TC, k=0.420)

TOYOG19 (TE&TC, k=0.266)

z

R='z/'

(a)

-60 -40 -20 0 20 40 600.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

TOYOG19

(b)

Cyclic torsional loading TSI ('z='

=100 kPa)

TSA ('z=2'

=200 kPa)

z

z

(kPa)

1

Hình 6. (z( trong tải 3 trục (a) và cắt xoắn (b)

Hình 6b cho thấy trong các đường TSI ((‟z = (‟( = 100 kPa) và TSA ((‟z = 2(‟( = 200 kPa),

với sự quay các trục ứng suất chính từ các trục vật liệu, sự tăng các giá trị (z( gây ra sự

giảm nhẹ các giá trị (z(. Mức độ suy giảm này cũng phụ thuộc tỷ số ứng suất R.

3.4 ảnh hưởng của sai số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu

ảnh hưởng của sai số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu tại mũ trên và đế đối với Ez đã

được khảo sát bằng cách so sánh các giá trị Ez đo phía ngoài mẫu bằng các sensor

không tiếp xúc (GS) và đo cục bộ bằng P-LDT. Hình 7 cho thấy các giá trị (E

(=Ez(GS)/Ez(P-LDT)) trong đường ứng suất TSI ((’z = (’( = 100 kPa). Giá trị trung bình

cho các mẫu khác nhau trong đường này: (sE = 0.986.

Các ảnh hưởng nói trên đối với Gz( được xem xét thông qua hệ số (G (= Gz((GS)/Gz((P-

LDT)). Các giá trị (G đo được trên các mẫu thí nghiệm trong đường TSI ((‟z = (‟( = 100 kPa; hình

8) cho thấy rằng tất cả các giá trị đo ngoài của Gz( đều lớn hơn các giá trị đo cục bộ. Giá trị

trung bình cho các mẫu khác nhau trong đường TSI này là (sG = 1.126. Sự khác nhau nói trên

giữa các giá trị đo ngoài và đo cục bộ của Gz( có thể do ảnh hưởng của liên kết cuối mẫu, dẫn

đến đánh giá các giá trị Gz( đo ngoài có thể thiên lớn.

Hình 7. ảnh hưởng của sai số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu đối với Ez trong đường TSI

Hình 8. ảnh hưởng của liên kết cuối mẫu đối với Gz( trong đường TSI

-60 -40 -20 0 20 40 600.50

0.75

1.00

1.25

1.50

s

G=1.126

TOYOG10

TOYOG11

TOYOG16

TOYOG19

TSI, 'z='

r='

=100 kPa

G

z

(kPa)

1

IV. Kết luận

1) Tại các trạng thái ứng suất đẳng hướng và 3 trục khi không có sự quay trục ứng suất

chính từ trục vật liệu, các giá trị đo của Ez, Gz(, và (z( phụ thuộc chủ yếu vào các giá trị của

(‟zm, (('z(‟()0.5n, và ((‟z/(‟()k, theo thứ tự tương ứng.

2) Khi bị cắt xoắn với sự quay trục ứng suất chính từ trục vật liệu, sự suy giảm giá trị Ez, Gz(

theo sự tăng giá trị (z( đã được quan sát, mặc dù các giá trị (‟z và ((‟z(‟()0.5 được giữ không đổi.

Mức độ suy giảm đó thay đổi theo tỷ số ứng suất R(=(‟z/(‟() và lịch sử ứng suất.

3) ảnh hưởng của sai số đặt mẫu và liên kết cuối mẫu đối với Ez không quan trọng, trong khi ảnh

hưởng của liên kết cuối mẫu đối với Gz( là quan trọng.

Tài liệu tham khảo

1. Burland, J. B., Small is beautiful- the stiffness of soil at small strains. Ninth Laurits Bjerrum memorial

lecture, Canadian Geotech. J., 26, 499-516, 1989.

2. Goto, S., Tatsuoka, F., Shibuya, S., Kim, Y. S. and Sato, T., A simple gauge for local small strain

measurements in the laboratory, Soils and Foundations, 31 (1), 169-180, 1991.

3. Hardin, B. O., The nature of stress-strain behavior of soils, Proc. of Geotech. Engg. Div.

Specialty Conf. on Earthquake Engg. and Soil Dynamics, ASCE, Pasadena, 1, 3-90, 1978.

4. Hardin, B. O. and Richart, F. E., Jr., Elastic wave velocities in granular soils, J. of Soil Mech. and

Foundation Division, ASCE, 89 (1), 33-65, 1963.

5. HongNam, N., Sato, T. and Koseki, J., Development of triangular pin-typed LDTs for hollow

cylindrical specimen, Proc. of 36th annual meeting of JGS, 441-442, 2001.

6. HongNam, N. and Koseki, J., Modeling quasi-elastic deformation properties of sand. Proc. 3rd Int.

Conf. on Deformation Characteristics of Geomaterials ISLyon 03, Balkema, 1, 275-283, 2003.

7. HongNam, N., Locally measured deformation properties of Toyoura sand in cyclic triaxial and

torsional loadings and their modelling, PhD Thesis, Dept. of Civil Engineering, The Univ. of Tokyo, 2004.

8. Hoque, E., Elastic deformation of sands in triaxial tests, PhD. thesis, Dept. of civil engineering,

The Univ. of Tokyo, 1996.

9. Roesler, S, K., Anisotropic shear modulus due to stress anisotropy, J. of Geotechnical

Engineering, ASCE, 105 (7), 871-880, 1979.

10. Tatsuoka, F., Jardine, R. J., Lo Presti, D., Di Benedetto, H. and Kodaka, T., Characterising the

Pre-Failure Deformation Properties of Geomaterials, Proc. of XIV IC on SMFE, Hamburg, 4, 2129-

2164, 1997.

-----------------------------------------------------

Khả năng áp dụng phương pháp LI.Baron để xác định hệ số kiên cố (f) của đá phục vụ khai thác than ở các mỏ than của than Việt Nam Phạm Đại Hải(1)

Trần Văn Yết(1)

1

Application of LI.Baron method for determining solid coefficient of rock for coal exploitation

processes in the coal mines of Vinacoal

Abstract: Massive rock classification method according to the solid coefficient (f) of Protodiakonov is

simple, easy for application and it has been used in the Russia, Vietnam, as well as the former socialist

countries. However, the calculation method of the coefficient (f) has some unconformable questions.

LI.Baron established his new formula for determining solid coefficient of the rock. According to his formula,

the experience solid coefficient (f) that applied in mines is suitable for mining rock massive. In the basis of

this method, by the authors of this paper, the solid coefficient (f) of some rock types at Mao Khe mine is

presented.

Có thể nói cho đến thời điểm hiện nay đã

có rất nhiều phương pháp phân loại khối đá

phục vụ công tác khai thác mỏ. Tuy nhiên

trong điều kiện của Việt Nam (đặc biệt là

ngành than), phương pháp xác định hệ số

đá mỏ của Protodiakonov đã được sử dụng

rộng rãi và ăn sâu vào tiềm thức của tất cả

những người làm công tác khai thác mỏ (kể

cả những người công nhân làm việc ở các

mỏ khai thác than hầm lò hay lộ thiên). Hệ

số kiên cố (f) đã được sử dụng làm chỉ tiêu

để định mức vật tư trong hoạt động khai

thác các mỏ than qua nhiều năm và đã thể

hiện tính ưu việt và đúng đắn của nó.

I. Khái niệm cơ bản về hệ số kiên cố (f)

của Protodiakonov

Trong lĩnh vực công nghiệp mỏ, theo quan

điểm của các nhà nghiên cứu và công nghệ

thì đá mỏ được chia thành các loại khác

nhau: đá cứng, đá nửa cứng, đá chặt xít, đá

mềm, đá rời rạc, đá đã được phá huỷ. Chúng

được đặc trưng bởi tính chất cơ học và vật lý

như: Độ bền chịu nén ((n), độ bền chịu kéo

((k), độ bền chịu uốn ((u), dung trọng (()

……và tính chất công nghệ như: Độ kiên cố,

độ mài mòn, độ cứng, độ bền tiếp xúc, độ

cản cắt… Tất cả các tính chất cơ học vật lý

và tính chất công nghệ của đá mỏ phục cho

các quá trình khai thác khoáng sản được gọi

chung là tính chất cơ học vật lý - công nghệ

đá mỏ. Như vậy hệ số kiên cố của

Protodiakonov vẫn được sử dụng thuộc vào

các tính chất công nghệ của đá mỏ

Mục tiêu quan trọng nhất khi phân loại đá

mỏ là phải đánh giá được mức độ kiên cố

của các loại đá khác nhau, thậm chí trong

cùng một loại đá. Protodiakonov cho rằng để

đạt được diều đó, phương pháp tốt nhất là

so sánh các loại đá theo mức độ kiên cố của

đá mỏ từ điều kiện thực tế trong quá trình

khai thác với kết quả thí ngiệm mẫu đá. Ông

cho rằng đất đá mỏ nằm trong một tổ hợp

ứng suất phức tạp bất kỳ nào đó song có thể

đưa về một dạng đơn giản cho người sản

xuất dễ sử dụng. Do vậy từ độ kiên cố có

thứ nguyên Protodiakonov đã đưa ra hệ số

kiên cố (f) khi so sánh độ kiên cố của một

loại đá nào đó với một đơn vị kiên cố (đơn vị

được lấy là 100 kG/cm2). Và như vậy hệ số

kiên cố (f) đã trở thành cơ sở quan trọng để

phân loại đá mỏ, cho phép so sánh các loại

đá mỏ với nhau trong khi chưa biết được

những loại ứng xuất nào và chúng tác động

ra sao trong đá mỏ, thí dụ như : đá bột kết

1. Phòng Địa cơ học Mỏ Viện Khoa học công nghệ Mỏ Số 3 Phan Đình Giót - Thanh Xuân - Hà Nội. Tel: 04 - 8647062 Emai: phamdaihai@yahoo.com

1

có f = 6, đá cát kết có f = 9 …..Theo phương

pháp phân loại đơn giản này hệ số kiên cố

(f) đã được sử dụng rộng rãi, có hiệu quả

trong công nghiệp khai khoáng ở các nước

Xã hội chủ nghĩa trước đây và ở Việt Nam

từ trước đến nay (đặc biệt là được sử dụng

rộng rãi trong công nghệp khai thác than)

Protodiakonov đã đưa ra 7 phương pháp

kinh điển để xác định hệ số kiên cố (f), và

phương pháp được sử dụng ở Việt Nam là

xác định theo ứng lực phá huỷ của đất đá

mỏ. Hệ số kiên cố (f) của đá mỏ được xác

định theo giới hạn độ bền nén một trục của

đất đá và được xác định theo công thức:

f = (n/100

trong đó: (n là cường độ kháng tải của

đất đá mỏ khi chịu nén một trục

Những khó khăn khi sử dụng công thức

cổ điển của Protodiakonov để xác định hệ số

kiên cố (f):

Thực tế hiện nay, trong tất cả các đầu

mục công việc khai thác than có liên quan

đến hệ số kiên cố, công thức được sử dụng

để xác định hệ số kiên cố vẫn là công thức

cổ điển của Protodiakonov: f = (n/100. Khi

sử dụng công thức này đã xảy ra hiện tượng

sau:

- Mỏ than Hà Tu: Khi gặp bột kết dai thì

hệ số kiên cố xác định được trên cơ sở thí

nghiệm độ bền nén một trục thường nằm

trong khoảng f = 5 - 6. Nếu sử dụng giá trị

này để định mức vật tư nổ mìn thường cho

chất lượng bãi nổ không tốt; bởi vậy buộc

các kỹ sư địa chất mỏ phải tăng giá trị hệ số

kiên cố lên f = 8 - 9

- Các mỏ khai thác than khác như mỏ

Mạo Khê, Cao Sơn, Nam Mậu, Hà Lầm, Khe

Chàm,….,thì một sô loại đá có hệ số kiên cố

xác định được bằng công thức cổ điển của

Protodiakonov trên cơ sở kết quả thí nghiệm

nén một trục lại cao hơn rất nhiều hệ số kiên

cố cho phép để xác định định mức vật tư

(đối với mỏ hầm lò f<10 và mỏ khai thác lộ

thiên f<14)

Nhìn chung, các doanh nghiệp thuộc than

Việt Nam (TVN) đang quản lý và khai thác

than thuộc bể tha antraxit Quảng Ninh đều

gặp phải hiện tượng tương tự như trên. Có

thể thấy rõ ở bảng tổng hợp kết quả thí

nghiệm tính chất cơ lý đá năm 2004 của hai

mỏ Mạo Khê và Cao Sơn)

Bảng 1. Kết quả thí nghiệm tính chất cơ lý năm 2004 - mỏ than Mạo Khê

Tên đá Khối lượng thể tích

(g/cm3 ) Độ bền kéo (kG/cm2)

Độ bền nén (kG/cm2)

Hệ số kiên cố (fp)

Mức -25 Mức -80 Mức -25 Mức -80 Mức -25 Mức -80 Mức -25 Mức -80

Cát kết 2,4 - 2,7

2,5 2,4 - 3,3

2,6 45 - 142

76 29 - 144

72 528-1681

119 346-1707

1136 5 - 17

12 3 - 17

11

Bột kết 2,5 - 3,2

2,6 2,3 - 2,9

2,6 24 - 138

48 24 - 124

52 125-1148

714 271-1173

786 1 - 12

7 3 - 12

8

Sét kết 2,2 - 2.,

2,4 2,1 - 2,6

2,4 8 - 38

19 14 - 48

28 91-454

232 148-435

330 1 - 5

2 1 - 4

3

Bảng 2. Kết quả thí nghiệm tính chất cơ lý đá năm 2004 - mỏ Cao Sơn

Tên đá Số Tính chất cơ lý

1

mẫu Khối lượng thể tích ( g/cm3 )

Độ bền kéo (kG/cm2)

Độ bền nén (kG/cm2)

Hệ số kiên cố ( fp )

Sạn kết 42 2,50 - 2,65

2.58 54 - 127

91 1118 - 1881

1364 11 - 17

14

Cát kết 113 2,51 - 2,69

2,61 44 - 146

90 649 -1655

1217 7 - 17

12

Bột kết 18 2,58 - 2,69

2,63 34 - 89

53 470 - 933

693 5 - 9

7

Từ những thí nghiệm trên cho thấy ở các mỏ

khai thác than hầm lò (mỏ Mạo Khê) nhiều vị trí đất

đá có hệ số kiên cố (f) vượt qua giá trị cho phép

(f=10); và mỏ khai thác than lộ thiên (mỏ Cao Sơn)

có hệ số kiên cố vượt qua giá trị cho phép (f = 14).

Mặt khác, thực tế sản xuất tồn tại hiện tượng : đối

với các loại đá có hệ số kiên cố nhỏ (hệ số kiên cố

xác định theo công thức cổ điển

của.Protodiakonov) thì chi phí vật tư chưa chắc đã

thấp, và đá có hệ số kiên cố cao thì nhiều khi lại

cao hơn so với giá trị thực tế tai mỏ

II. Xác định hệ số kiên cố (f) theo phương

pháp của Baron

Qua nhiều năm sử dụng phương pháp phân

loại khối đá theo hệ số kiên cố của

GS.VS.Protodiakonov người ta nhận thấy còn

một số tồn tại và đặc biệt là khi sử dụng công

thức xá định (f) qua kết quả thí nghiệm nén một

trục ở phòng thí nghiệm, khi đó xảy ra hiện

tượng:

-Đối với đất đá có độ bền nén thấp ((n xác

định tại phòng thí nghiệm) thì hệ số kiên cố tính

toán theo (n lại nhỏ hơn hệ số kiên cố thu được

từ thực tế tại mỏ

-Ngược lại đối với các loại đá mỏ có cường

độ kháng nén lớn ((n xác định tại phòng thí

nghiệm) có hệ số kiên cố cao hơn hệ số kiên cố

tại mỏ

Các hiện tượng trên đã được nhiều nhà khoa

học của Liên Xô quan tâm nghiên cứu, trong đó

nổi bật nhất là công trình nghiên cứu của

GS.TS.Baron

Năm 2004, phòng Nghiên cứu Địa Cơ Mỏ -

Viện Khoa học Công nghệ Mỏ thực hiện nhiệm

vụ của TVN giao về việc xác định chỉ tiêu cơ lý

đá ở các mỏ khai thác than lộ thiên và hầm lò

thuộc bể than Quảng Ninh; khi tính toán, xử lý số

liệu cũng đã gặp hiện tượng trên

Để giải quyết các hiện tượng này Baron, qua

nhiều năm nghiên cứu, đã đưa ra phương pháp

chuẩn xác lại phương pháp tính hệ số kiên cố

của Protodiakonov cho phù hợp với thực tế sản

xuất tại mỏ

Cơ sở lý thuyết phương pháp xác định hệ số

kiên cố (f) của Baron

Baron đã cho rằng: Khi tiến hành xây dựng hệ

số kiên cố chung cho các loại đá từ kết quả thí

nghiệm nén mẫu một trục thì đơn vị của (f) đối

với các loại đá có độ kiên cố khác nhau sẽ phải

khác nhau

-Đối với đá yếu thì phải nhỏ hơn 100

(kG/cm2)

-Đối với đá cứng thì đơn vị phải lớn hơn 100

(kG/cm2)

Trên cơ sở xử lý các kết quả thí nghiệm và các

số liệu thu nhận được từ các mỏ, ông đã đưa ra

công thức để xác định hệ số kiên cố (f) chung cho

các loại đá theo kết quả thí nghiệm nén mẫu đá

bằng phương pháp nén mẫu một trục :

f = ((n/300 ) + ( n /30)

Trong đó: f - Hệ số kiên cố

(n - Giới hạn độ bền nén một trục (kG/cm2)

Cơ sở quan trọng nhất để Baron đưa ra công

thức là ông đã lấy hệ số kiên cố (f) theo kinh

nghiệm nhiều năm ở mỏ làm cơ sở đưa ra

phương pháp xác định hệ số kiên cố (f) của

mình. Theo quan điểm của ông: Hệ số kiên cố

kinh nghiệm tại mỏ rất phù hợp cho khối đá mỏ,

ở một khía cạnh nào đó nó có thể đại diện cho

khối đá cụ thể và đáp ứng được cho việc tính

1

toán các công trình công nghệ khai thác mỏ

III- Xác định hệ số kiên cố cho các loại đá

mỏ Mạo Khê - theo phương pháp của Baron

Các loại đá trầm tích trong địa tầng chứa than

mỏ than Mạo Khê bao gồm các loại chủ yếu là:

Cát kết, bột kết, sét kết. Trên cơ sở kết quả thí

nghiệm nén mẫu một trục năm 2004 chúng tôi đã

xác định hệ số kiên cố bằng phương pháp của

Baron. Kết quả cụ thể đối với từng loại đá như

sau:

-Đá cát kết

Bảng 3. Kết quả xác định hệ số kiên cố của đá cát kết mỏ Mạo Khê

theo phương pháp của Protodiakonov và Baron

Độ bền nén kG/cm2

Hệ số kiên cố theo Độ bền

nén kG/cm2

Hệ số kiên cố theo Độ bền

nén kG/cm2

Hệ số kiên cố theo

fb Baron

fp Protodiakonov

fb Baron

fp Protodiakonov

fb Baron

fp Protodiakonov

1296 10,9 13,0 1181 10,2 11,8 1859 14,1 18,6

1007 9,0 10,1 1184 10,1 11,8 1590 12,5 15,9

1007 9,0 14,0 1452 11,7 14,5 1410 11,5 14,1

1466 11,9 14,0 1431 11,7 14,3 1411 11,6 14,1

1408 11,5 9,6 1734 13,4 17,3 1662 13,0 16,6

963 8,8 12,5 1537 12,3 15,4 1719 13,2 17,2

1252 10,6 14,1 841 8,1 8,4 714 7,2 7,1

1414 11,4 17,1 1159 10,0 11,6 1418 11,6 14,2

1708 13,2 5,2 1589 12,6 15,9 552 6,1 5,5

522 5,8 17,2 1287 10,8 12,9 1429 11,6 14,3

1721 13,3 9,2 1563 12,4 15,6 785 7,7 7,9

917 8,6 17,6 1296 10,9 13,0 1839 13,9 18,4

1763 13,5 9,4 1197 10,3 12,0 1826 13,9 18,3

943 8,7 17,4 1727 13,3 17,3 1783 13,6 17,8

1742 13,3 15,6 1807 13,8 18,1 1778 13,6 17,8

1561 12,4 13,6 1312 11,0 13,1 1357 11,1 13,6

1364 11,3 7,3 1414 11,5 14,1 1058 9,5 10,6

726 7,2 1408 11,5 14,1

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

0 500 1000 1500 2000

He s

o k

ien

co

( f

)

Do ben nen ( KG/cm2 )

DO THI BIEU DIEN QUAN HE VE HE SO KIEN CO CUA DA CAT KET - MO MAO

KHE DUOC XAC DINH THEO PHUONG PHAP CUA PROTODIAKONOV VA BARON

He so kien co duoc xac dinh theo phuong phap cua Gs.Protodiakonov

He so kien co duoc xac dinh theo phuong phap cua Gs-Ts.Baron

1

-Đá bột kết

Bảng 4. Kết quả xác định hệ số kiên cố của đá bột kết mỏ Mạo Khê

theo phương pháp của Protodiakonov và Baron

Độ bền

nén

KG/cm2

Hệ số kiên cố theo Độ bền

nén

KG/cm2

Hệ số kiên cố theo Độ bền

nén

KG/cm2

Hệ số kiên cố theo

fb

Baron

fp

Protodiakonov

fb

Baron

fp

Protodiakonov

fb

Baron

fp

Protodiakonov

441 5,3 4,4 1030 9,2 10,3 774 7,6 7,7

318 4,3 3,2 1069 9,5 10,7 712 7,2 7,1

1049 9,4 10,5 707 7,1 7,1 894 8,4 8,9

952 8,8 9,5 536 6,0 5,3 935 8,7 9,4

590 6,4 5,9 689 7,0 6,9 597 6,4 6,0

620 6,7 6,3 360 4,7 3,7 365 4,7 3,6

234 3,6 2,4 567 6,2 5,7 475 5,5 4,7

421 5,1 4,2 316 4,3 3,2 628 6,6 6,3

599 6,4 6,0 1091 9,7 10,9 893 8,4 8,9

706 6,9 7,1 780 7,6 7,8 560 6,1 5,6

650 6,8 6,5 723 7,2 7,2 773 7,6 7,7

856 8,2 8,6 880 8,3 8,8 787 7,7 7,9

481 5,6 4,8 770 7,7 7,8 740 7,4 7,4

700 7,1 7,0 742 7,4 7,4

682 7,0 6,8 779 7,6 7,8

-Đá sét kết

1

Bảng 5. Kết quả xác định hệ số kiên cố của đá sét kết mỏ Mạo Khê

theo phương pháp của.Protodiakonov và.Baron

Độ bền

nén

KG/cm2

Hệ số kiên cố theo Độ bền

nén

kG/cm2

Hệ số kiên cố theo Độ bền

nén

kG/cm2

Hệ số kiên cố theo

fb

Baron

fp

Protodiakonov

fb

Baron

fp

Protodiakonov

fb

Baron

fp

Protodiakonov

135 2,6 1,4 174 3,0 1,7 257 3,7 2,6

169 2,9 1,7 300 4,2 3,0 418 5,1 4,2

132 2,5 1,3 378 4,7 3,8 454 5,4 4,5

234 3,6 2,3 464 5,4 4,6 222 3,4 2,2

207 3,3 2,1 530 6,0 5,3 273 3,9 2,7

486 5,6 4,9 378 4,8 3,8 493 5,7 4,9

153 2,8 1,5 467 5,5 4,7 391 4,9 3,9

183 3,1 1,8 369 4,7 3,7 308 4,2 3,1

IV. Một số nhận xét

Từ kết quả thí nghiệm và các đồ thị biểu diễn quan hệ về hệ số kiên cố của các loại đá mỏ Mạo

Khê được xác định theo phương pháp của Protodiakonov và Baron có thể đưa ra các nhận xét sau:

1. Đối với các loại đá mỏ có độ bền kháng nén cao (xác định độ bền kháng nén bằng phương

pháp nén một trục) thì hệ số kiên cố (f) xác định theo phương pháp cua Baron thường nhỏ hơn so với

các giá trị hệ số kiên cố xác định được bằng phương pháp của Protodiakonov từ 1,1 đến 1,3 lần

2. Đối với các đá mỏ có độ bền kháng nén thấp (xác định độ bền kháng nén theo phương pháp

nén một trục) thì ngược lại, và đó hệ số kiên cố (f) xác định được theo phương pháp của Baron

thường lớn hơn các giá trị hệ số kiên cố xác định được theo phương pháp của Protodiakonov

Các giá trị hệ số kiên cố xác định được theo hai phương pháp sẽ trùng nhau khi có giá trị nằm

trong khoảng giá trị f = 7 (thường tương đương với đá bột kết).

Các giá trị hệ số kiên cố xác định được theo phương pháp của Baron là phù hợp cho khối đá mỏ

và có thể đại diện cho một khối đá cụ thể, đáp ứng được cho các hoạt động khai thác mỏ.

Hiện nay ở Liên Bang Nga việc xác định hệ số kiên cố của đá mỏ theo phương pháp của Baron đã

0.0

2.0

4.0

6.0

8.0

0 200 400 600

He s

o k

ien

co

( f

)

Do ben nen ( KG/cm2 )

DO THI BIEU DIEN QUAN HE VE HE SO KIEN CO CUA DA SET KET - MO MAO KHE DUOC XAC DINH THEO PHUONG PHAP CUA BARON VA PROTODIAKONOV

He so kien co cua da set ket duoc xac dinh theo phuong phap cuaGs.Protodiakonov

He so kien co cua da set ket duoc xac dinh theo phuong phap cua Gs-Ts.Baron

DO THI BIEU DIEN QUAN HE VE HE SO KIEN CO CUA DA SET KET - MO MAO KHE DUOC XAC DINH THEO PHUONG PHAP CUA BARON

VA PROTODIAKONOV

0.0 2.0 4.0 6.0 8.0

0 100 200 300 400 500 600 Do ben nen ( KG/cm2 )

He so kien co ( f )

Hệ số kiên cố của đá sét kết được xác định theo phương pháp của Gs.Protodiakonov Hệ số kiên cố của đá sét kết được xác định theo phương

pháp của Gs-Ts.Baron

(

(

1

thay thế phương pháp của Protodiakonov và được áp dụng cho tất cả các mỏ khai thác than và khai thác

các khoáng sản khác. Việc áp dụng phương pháp xác định hệ số kiên cố của LI.Baron đã đem lại hiệu

quả lớn đối với công tác khoan nổ mìn, cũng như hợp lý hoá công tác tính định mức cho các hoạt động

khai thác mỏ.

Công nghiệp khai thác than là một ngành khai khoáng lớn nhất của Việt Nam, trong nhiều năm qua đã

áp dụng rộng rãi phương pháp phân loại khối đá của Protodiakonov. Tính phổ cập của hệ số kiên cố ở

chỗ nó được coi là một chỉ tiêu quan trọng trong công tác thiết kế, quy hoạch, nghiên cứu và các hoạt

động khai thác mỏ.

Hiện nay tất cả các mỏ khai thác than lộ thiên và hầm lò của TVN đều không ngừng nâng cao sản

lượng khai thác hàng năm chẳng hạn như mỏ than Cao Sơn theo kế hoạch sẽ bố khoảng 24 triệu m3 đất

đá trong năm 2005. Do vậy việc áp dụng phương pháp xác định hệ số kiên cố của Baron cho phù hợp với

thực tế sản xuất và mang lại hiệu quả cao hơn trong hoạt động khai thác là việc làm rất cần thiết.

Tài liệu tham khảo

1. Kết quả thí nghiệm tính chất cơ lý đá và lập bản đồ nham thạch cho các mỏ khai thác than hầm lò

và lộ thiên của TVN

Viện Khoa học Công nghệ Mỏ 2004

2. Коэффициенты крепости горных пород

Л.И.Барон издательство ôНаукаằ Москва 1972

3. Справочник открытые горные работы

Москва ôГорных бюроằ 1994

4. Справочник по буровзрывным работам

Под общей редакцией проф. Д-ра техн. Наук

М.Ф. Друкованого

Москва ôНедраằ 1976

----------------------------------------

Xử lý trượt lở bờ sông bằng kỹ thuật đất có cốt Phan Trường Phiệt* Tr­êng §¹i häc Thñy lîi

175 T©y S¬n - §èng §a - Hµ Néi

Tel: 04-4.8537264

River bank reparation and protection using reinforced earth technique

Abstract: During the lifetime of a river, the river bank and river bed failures occur commonly by

horizontal and vertical erossion caused by waves and current attack. Reparation and protection the

1

river bank and river bed have the primary function of preserving the profile of a watercourses. This is

archieved by retaining the top layer of bank and bed materials. In priciple, using reinforced earth

technique is the most efective and economical alternative. Constructing a reiforced earth mass below

water is not easy, but using the geotextile system that consist of a wrapping geotextile- long tailed

geobag and fill granular-insitu material, in form of tadpole, is sustainable.

Mở đầu

Theo quan điểm địa kỹ thuật, lòng sông gồm hai bộ phận: đáy sông và bờ sông có liên quan về

mặt ổn định với dòng nước sông. Động năng của dòng chảy tạo khả năng xâm thực đứng và xâm

thực ngang đối vơi lòng sông. Ơ từng thời điểm nhất định trong cuộc đời một con sông, có sự cân

bằng động của lòng sông với dòng nước sông. Do có sự thay đổi của yếu tố dòng chảy, hoặc lưu

lượng tăng lên, hoặc do thay đổi mực nước ngầm ở lũng sông, hoặc do khai thác cát ở lòng sông,

hoặc do làm kè, mỏ hàn ở một nơi nào đó , hoặc do v v , sự cân bằng động ở nơi nào đó bị phá vỡ

với hậu quả là đáy sông bị bào xói, bờ sông bị trượt lở để tạo nên sự cân bằng mới của lòng sông.

Trượt đất là hiện tượng tự nhiên để tạo nên sự cân bằng mới cho mái đất, vách đất Nếu sự cân

bằng mới được duy trì thì hiện tượng trượt đất sẽ dừng lại và ngược lại, nếu không có biện pháp

đảm bảo sự cân bằng thì sự trượt lại tiếp diễn để tạo nên sự cân bằng mới tiếp theo. Do vậy, sự

trượt đất bờ sông „‟không duy trì” là hiện tượng tự nhiên của mọi con sông và thường xẩy ra theo chu

kỳ rất rõ ràng

Vấn đề đặt ra là tìm giải pháp kỹ thuật để duy trì sự cân bằng của lòng sông (tức ngăn chặn sự

trượt ở một nơi nào đó tiếp diễn) sau đã bị trượt hoặc có dấu hiệu báo trước sự trượt đất

1. Đất có cốt và công trình đất có cốt

Sự ra đời của đất có cốt được đanh giá cao trong Địa Kỹ thuật công trình như sự ra đời của bêtông cốt

thép trong Xây dựng. Công trình đất có cốt như tường chắn đất có cốt, mái đất có cốt, đập đất có cốt đã

được sử dụng nhiều từ những thập niên cuối thế kỷ 20. Cốt chịu kéo đưa vào đất đắp hoặc theo những

quy cách nhất định (như đặt cốt thép trong bêtông cốt thép thông thường) hoặc được trộn lẫn với đất

(như bêtông trộn các đoạn sợi thép).

Từ ngày sợi tổng hợp, vải địa kỹ thuât ra đời, các công trình đất có cốt vải địa kỹ thuật được xây

dựng nhiều hơn vì các lý do sau:

- Nhẹ nhất trong các loại công trình vì công trình làm bằng đất tai chổ

- Mềm nhất vì là công trình đất

- Có thể dùng vải địa kỹ thuật, sợi tổng hợp để làm cốt thay thế cốt thép không gỉ đắt tiền. Đã có

nhiều công trình nghiên cứu về đất có cốt và lý thuyết của nó đã được đưa vào các giáo trình giảng

dạy. Công nghệ thi công trên cạn công trình đất có cốt đã được tiêu chuẩn hoá, tuy nhiên, thi công

công trình đất có cốt dưới nước rất phức tạp nên công nghệ thi công chỉ mới ở giai đoạn thử nghiệm

theo định hướng trộn cốt với đất

Ơ nước ta hiện nay, do đã bước đầu chế tạo được vài loại vải địa kỹ thuật (Công ty dệt vải công

nghiệp Hà Nội), có thể hy vọng đến sự thành công của một giải pháp mới để vá bờ sông theo định

hướng của kỹ thuật đất có cốt vải địa kỹ thuật với công nghệ trộn cốt vào đất.

2. Cơ chế của sự trượt lở bờ sông. Sự trượt lở bờ sông có liên quan đến tác dụng xâm thực lòng sông của dòng nước. Khi tốc độ dòng

nước áp sát đất lòng sông lớn đến trị số vận tốc giới hạn xói đất, dòng nước có khả năng dứt từng

hạt đất khỏi khối đất tự nhiên (đất đáy sông, đất bờ sông) và cuốn chúng theo dòng chảy ở dạng phù

1

sa. Do nhiều yếu tố, đất ỏ đáy sông và bờ sông bị bào xói thường không đều và hậu quả là hình

thành các hố xói ở đáy sông, các hàm ếch ở chân mái bờ sông ở nơi này hoặc nơi kia của lòng

sông. Cuối cùng sự trượt đất ở bờ sông xẩy ra và một đoạn sông nào đó có bên lở bên bồi để tạo

nên một sự cân bằng mới của lòng sông với dòng nước.

Nếu không có biện pháp duy trì sự cân bằng mới này (tức biện pháp ngăn chặn ngay quá trình

xâm thực đứng và xâm thực ngang) thì đáy sông, bờ sông lâm vào tình trạng kém ổn định dần dà và

kết thúc bằng sự trượt mới. Quá trình diễn biến nêu trên giải thích vì sao sự trượt lở bờ sồng thường

xẩy ra có chu kỳ với thời gian đủ để hình thành hàm ếch ở bờ sông

3. Ưu nhược điểm của những giải pháp chống trượt lở bờ sông hiện nay

Đến nay có nhiều giải pháp gia cố lòng sông dựa vào lý thuyết Địa kỹ thuật về sự bào xói đất do

dòng nước

5. Giải pháp vá lòng sông bằng kỹ thuật đất có cốt

a/ Giải pháp vá lòng sông

Giải pháp kỹ thuật chống trượt lở bờ sông phải đạt hai yêu cầu: 1/ Duy trì sự cân bằng ổn định của

bờ sông sau khi trượt; 2/ Không phá vỡ sự cân bằng động ở nơi khác của đoạn sông đang xét.

Giải pháp thoã mãn hai yêu nêu trên và sử dụng đất làm vật liệu để vá được quy ước gọi là giải

pháp vá bờ sông để phân biệt với các giải pháp công trình bảo vệ bờ (công trình kè, mỏ hàn)

b/ Nội dung của giải pháp vá lòng sông

Đáy sông, bờ sông trước đây bị xói sâu thành hố xói và xói ngang thành hàm ếch vì đất tại đây

không đủ độ bền chống lại tác dụng xói mòn của dòng nước. Dùng đất có cốt, có sức bền chống xói

rửa cao, vá lại (lấp hố xói, lấp hàm ếch) để lòng sông có hình dạng trước đây thì nguy cơ trượt lở bờ

sông không còn nữa vì sự hình thành hàm ếch và hố xói chân mái bờ sông đã được ngăn chặn.

Lòng sông sau khi được vá sẽ có hình dạng cân bằng ban đầu nên nguy cơ nước sông phá hoại

nơi khác được giảm thiểu tối đa.

c/ Giới thiệu kỹ thuật, công nghệ tạo khối đất có cốt dưới nước

Đến này, theo quy trình, quy phạm của đất có cốt với cốt dặt thành lớp, có thể thi công trên cạn

khối đất có cốt có mái thẳng đứng. Giải pháp thi công đất có cốt trong nước được định hướng theo lý

thuyết đất có cốt với cốt trộn với đất và Jean Pierre Giroud (Cộng hoà Pháp, 1982) đã đề xuất một

phương pháp thi công trong nước công trình đất có cốt đất vải đại kỹ thuật (đã được xác minh bằng

thực nghiệm).

Dùng túi vải địa ký thuật có chắp thêm cái đuôi, đựng đất tạo thành túi đất có đuôi bằng vải địa kỹ

thuật mà chúng tôi thường gọi là con nòng nọc đất Đổ đống bầy nòng nọc đất trong nươc, thân và

đuôi nòng nọc đè lên nhau tao nên một khối đất có cốt chịu kéo rất tốt. Túi và đuôi bằng vải địa kỹ

thuật đóng vải trò cốt chịu kéo trộn lẫn trong khối đất.

Đống nòng nọc đất, không những có các ưu điểm của đống túi đất đã nêu trên đây mà còn có thể

tao nên nhừng mái đất rất dốc. Đặc tính Địa kỹ thuật của đống nòng nọc cho phép chúng ta ứng dụng

để vá lấp hố xói và hàm ếch ở bở sông. Vải túi làm thân những con nòng nọc ở biên khối đất có cốt có

tác dụng như lớp vải địa kỹ thuật bảo vệ bờ sông.ở dưới mực nước sông.

* Giải pháp dùng túi vải địa kỹ thuật và hạt đất lớn

Túi vải địa kỹ thuật (geobag) là vật phẩm thương mại thế giới hiện nay. Túi vải địa kỹ đựng đất gọi

tắt là túi đất và theo quan điểm Địa kỹ thuật túi đất được coi như một đơn nguyên của khối đất,

tức.hạt đất lớn. Nước chảy xiết chỉ có thể kéo lê hạt đất lớn nhưng không thể dứt hạt đất ra khỏi hạt

đất lớn. Hạt đất lớn khác với hòn đá về đặc tính địa kỹ thuật, hạt đất lớn nhẹ hơn hòn đá cùng thể

tích nhưng lại mềm và dễ biến dạng hơn.

1

Đống túi đất đổ trong nước, về bản chất vẫn là vật thể hạt rời với hạt là túi đất, nên có mái dốc

thoải và kém ổn định trong dòng nước xiết vì túi đất trên mái dốc ở trạng thái cân bằng thấp. Thực

nghiệm cũng chứng tỏ rằng, chỉ nên dùng túi đất đổ đống để lấp vá hố xói ở đáy sông vì các lý do

sau:

- Túi đất là vật liệu nhẹ như đất đáy sông vì thường dùng đất tại chỗ;

- Túi đất là vật thể mềm đễ biến dang nên khi đổ đống túi đất trong nước, các kẽ hổ giữa các túi

đất bị triệt tiêu nên hạt đất mịn ở đáy sông không thể xâm nhập ngược vào đống túi đất, do đó tác

dụng xâm thực sâu của dòng nước bị khống chế;

- Vải địa kỹ thuật ngăn được tác dụng dứt tách hạt đất của túi đất để cuốn theo dong chảy nên

lớp túi đất trên cùng có tác dụng của màn chống xói mòn lòng sông.

* Giải pháp dùng đá hộc

Rõ ràng là dòng nước khó cuốn trôi hòn đá hộc hơn hạt đất. Nếu tốc độ dòng nước lớn có thể

cuốn trôi hòn đá hộc thì dùng rọ đá (nếu thi công dưới nước) dùng gabion xếp đá (tường chắn đất

trượt trên cạn).

Đống đá hộc đổ trên đáy sông hoặc trên mái bờ sông có độ rổng lớn và kích thước lỗ rổng lớn nên

giải pháp đá hộc không ngăn chặn được tác dụng xâm thực của dòng nước đối với lòng sông.

Quá tình xâm thực đất dưới đống đá hộc diễn ra với cơ chế như sau: đất đáy sông và đất bờ

sông dưới đống đá hộc chịu ứng suất tập trung lớn (đá nặng và có góc cạnh sắc nhọn) nên bị phá

hoại kết cấu, các hạt đất xâm nhập vào lỗ rổng của khối đá hộc,tại đây các hạt đất lại bị dòng nước

trong kẽ rỗng cuốn đi.

Đống đá bị lún dần theo quá trình xói ngầm tiễp xúc lớp đất dưới đống đá hộc. Công trình cứng

xây dựng trên đống đá hộc như vậy sẽ bị phá hỏng từ những kẽ nứt do lún không đều của công trình.

Điều này giải thích vì sao các kè bị hỏng do lớp đá hộc xây cứng bị phá hỏng

Theo quy trình xây dựng của nước ngoài, nếu dùng đá hộc đổ đống, rọ đấ, gabion xếp đá trên nền

đất thì phải có lớp vải địa kỹ thuật ngăn cách giữa đất với đá hộc

Rải vải địa kỹ thuật trên bờ sông đã hình thành hàm ếch và hố xói ven bờ trước khi đổ đá hộc

không dễ. Dùng lớp vải địa kỹ thuật thứ hai để làm lớp bảo vệ chống rách, chống thủng cho lớp ngăn

cách không rẻ và không an toàn. Do đó hiện nay, để chống trượt lở bờ sông, giải pháp đá hộc không

được coi là giải pháp hiệu quả, nhất là trường hợp không có lớp vải địa kỹ thuật ngăn cách đá hộc

với đất nền

6. Kết luận và kiến nghị

1/ Theo J P Giroud, phượng pháp này đã được chứng thực bằng thực nghiệm ở Cọng hoà Pháp,

nhưng đến nay người viết báo cáo này chưa có thông tin thêm về phương pháp này. Tuy nhiên, có

thể coi “giải pháp con nòng nọc đất” là giải pháp có cơ sở lý thuyết đáng tin cậy hơn cả để lấp vá lòng

sông. Phòng thí nghiệm thuỷ lực tổng hợp của Trường Đại học thuỷ lợi có thể nghiên cứu xác minh

thêm giá trị của phương pháp Giroud và dùng mô hình thực nghiệm để xác định kích thước tối ưu

của thân và đuôi cong nòng nọc trong dòng chảy

2/Về gía thành, cần xét đến sự thay thế vật liệu: thay đá hộc bằng con nòng nọc đất mà chênh

lêch giá thành chủ yếu phụ thuộc giá Vải địa kỹ thuật, tiền khai thác đá và vân chuyển đá hộc từ xa.

3/ Cần xét giá trị của giải pháp con nòng nọc đất, trong bối cảnh còn sông còn cần vá áo cho sông,

cần kể đến yếu tố xã hội và kinh tế lâu dài của nước ta như thúc đẩy sản xuất vải địa kỹ thuật trong

nước từ chất thải công nghệ hoá dầu tiết kiêm đá vôi cho ngành sản xuất ximăng và tạo công lao

đông để xản xuất nòng nọc đất ở dạng công xưởng tại chỗ

4/ Đẻ có thể ứng dụng có hiệu quả giải pháp con nòng nọc đất để chống tai hoạ trượt lở bờ sông

hiện nay, đề nghị thành lập đề tài nghiên cúu ứng dung do một cơ sở khoa học thuỷ lợi chủ trì cùng

sự đóng góp trí tuệ của nhiều nhà khoa học Việt Nam.

1

Tài liệu tham khảo

1. R. Veldhuijzen Van Zanten Geotextiles and Geomembranes in Civil Engineering John Willey &

Son New york/Toronto 1986.

2. J. Pierre Giroud. Introduction aux Ge otextiles Dunod Paris 1981.

3. N.N.Maslov Basic Engineering Geology and Soil Machanics Mir Publisher Moscow 1987.

4. I.V. Popov Địa chất công trình (tiếng Nga) NXB Đại học, Matxcơva 1959.

---------------------------------------------------------

Đánh giá khả năng lún mặt đất do khai thác nước ngầm khu vực Tây Nam Hà Nội theo tài liệu

quan trắc tại các trạm đo lún

Trần Mạnh Liểu1, Lê Chí Hưng1

Đoàn Huy Hiên2, Dương Thị Toan2

Estimation of ability of land subsidence due to over pumping ground water in the South-West

of Hanoi base on land subsidence monitoring data at land subsidence stations

Abstract: Land subsidence due to over pumping ground water in the South-West of Hanoi have been a

serious problem. It has been causing the damage of houses and infrastructures. It is very difficult to

estimate accurately because this process is very complicated and depends on not only soil

characteristic itself but also various factors such as pumping rate, the changing of pore pressure and

modulus of deformation of soils etc. In order to obtain more accurate estimation of ability of land

subsidence due to over pumping ground water in the South-West of Hanoi, the authors introduce the

method using the relationship between geotechnical integrated parameter and land subsidence

monitoring data.

1. Đặt vấn đề

Lún mặt đất (LMĐ) khu vực Hà Nội do

khai thác nước dưới đất (NDĐ) theo số liệu

quan trắc tại các trạm đo lún tương đối lớn,

dao động trong khoảng rộng (tại trạm Pháp

Vân: 16,95 mm/năm; Hạ Đình: 16,9 mm/năm;

Ngô Sỹ Liên: 31,08mm/năm; Mai Dịch:

2,3mm/năm; Thành Công: 35,6 mm/năm và

Ngọc Hà 1,3 mm/năm) và phụ thuộc nhiều

vào nhiều yếu tố như: Giá trị hạ thấp mực

nước, cấu trúc nền, thành phần và tính chất

cơ lý của các lớp đất, vv. Quá trình lún mặt

đất do hạ thấp mực nước ngầm không chỉ do

cố kết thấm mà bao gồm cả cố kết từ biến

vv. Vì vậy các bài toán tính lún do hạ thấp

mực nước ngầm theo các mô hình tiềm định

cho đến nay gặp rất nhiều khó khăn. Bài báo

giới thiệu phương pháp đánh giá khả năng

1. Viện khoa học công nghệ xây dựng, Bộ xây dựng,

Nghĩa Tân, Cầu Giấy Hà Nội

Tel: 0913008946, Fax: 04-8361197

Email: tmlieu@hn.vnn.vn

2. Trường đại học Khoa học tự nhiên, Đại học quốc

gia Hà Nội

334 Nguyễn Trãi , Hà Nội

1

lún mặt đất do khai thác nước ngầm theo chỉ

tiêu tích hợp các yếu tố điều kiện địa kỹ

thuật (ĐKT) trên cơ sở phân tích định lượng

vai trò của từng yếu tố theo các số liệu quan

trắc tại các trạm đo lún khu vực Tây Nam

thành phố Hà Nội.

2. Cơ sở lý thuyết của phương pháp

Phương pháp phân vùng định lượng khả

năng LMĐ do khai thác NDĐ theo chỉ tiêu tích

hợp các yếu tố điều kiện ĐKT được tiến hành

trên cơ sở phân tích, tổng hợp các yếu tố điều

kiện ĐKT ảnh hưởng đến LMĐ do khai thác

nước ngầm, các mối quan hệ giữa các yếu tố

đó cũng như các mối quan hệ của các yếu tố

đó với quá trình LMĐ theo các số liệu quan

trắc định kỳ tại các trạm. Quá trình phân tích

đánh giá được tiến hành theo các bước như

hình 1.

1

Hình 1. Sơ đồ quá trình phân vùng định lượng khả năng LMĐ do khai thác

NDĐ theo chỉ tiêu tích hợp các yếu tố điều kiện ĐKT

Để nghiên cứu quá trình LMĐ, hàm mục tiêu

có thể chọn là đại lượng tổng độ lún theo thời

gian (S) hoặc vận tốc LMĐ tại các trạm (Vs). Các

yếu tố điều kiện ĐKT quyết định đến quá trình

LMĐ do khai thác nước ngầm khu vực Tây Nam

thành phố Hà Nội được lựa chọn gồm các nhóm:

động lực nước (chiều sâu hạ thấp mực nước

ngầm hoặc tốc độ hạ thấp mực nước ngầm, áp

Phân vùng định lượng khả năng LMĐ theo chỉ tiêu tích hợp

các yếu tố điều kiện ĐKT.

Lựa chọn hàm mục tiêu và các yếu tố điều kiện ĐKT ảnh hưởng đến LMĐ do khai thác NDĐ

Định lượng hoá các yếu tố điều

kiện ĐKT

Xác định tỷ trọng các tham số

điều kiện ĐKT.

Xây dựng mô hình trường biến đổi các tham số điều kiện ĐKT

Chuẩn hóa các tham số điều kiện ĐKT.

Tính toán chỉ tiêu tích hợp các yếu tố điều kiện ĐKT.

IΣ

Xây dựng mô hình trường biến

đổi chỉ tiêu tích hợp.

Xây dựng mạng

lưới tính toán cơ sở

Tính toán các tham số định lượng điều kiện ĐKT tại các ô

mạng

Xây dựng mô hình trường biến đổi các tham số điều kiện ĐKT

Tính các hệ số tương quan cặp đôi giữa các tham số

điều kiện ĐKT

Xác định hệ số chuẩn (1, (2 …(n

Xác định hệ số tương quan nhiều chiều R2= r1y(1+r2y(2+…rny(n

Tính toán tỷ trọng của các

tham số điều kiện ĐKT

1

lực nước lỗ rỗng hoặc tốc độ biến đổi áp lực

nước lỗ rỗng) và đặc điểm đất nền (thành phần

thạch học các phân vị địa tầng, modun tổng biến

dạng và chiều dày tầng đất yếu). Tất cả các yếu

tố này đều có ảnh hưởng và liên hệ với quá trình

LMĐ, giữa các yếu tố cũng có mối quan hệ cặp

đôi nhất định. Như vậy hàm mục tiêu S(Vs) là

hàm số của các yếu tố điều kiện ĐKT (Xi):

S(Vs) = f(X1, X2,…Xn).

Từ số liệu quan trắc tại các trạm hoàn toàn

có thể xác định được hệ số liên hệ giữa quá trình

lún với các yếu tố điều kiện ĐKT và giữa các yếu

tố điều kiện ĐKT với nhau. Trên cơ sở đó xác

định tỷ trọng của từng yếu tố điều kiện ĐKT tham

gia vào quá trình LMĐ và khả năng LMĐ tại bất

kỳ một điểm nào trên mặt đất khu vực nghiên

cứu được đánh giá theo công thức:

IΣ

p

1i

H

iiRg (1)

Trong đó I - chỉ tiêu tích hợp các yếu tố điều

kiện ĐKT, gi - tỷ trọng của yếu tố điều kiện ĐKT

thứ i, RiH - tham số định lượng của yếu tố điều kiện ĐKT thứ i đã được

chuẩn hóa .

Trong trường hợp cụ thể đối với khu vực Tây

Nam thành phố Hà Nội, chúng tôi lựa chọn:

- Hàm mục tiêu là vận tốc LMĐ tại các trạm

(Vs mm/năm) được tính bằng tổng độ lún trong

một năm.

Các yếu tố về động lực nước bao gồm:

- Chiều sâu mực nước ngầm: Cao độ mực

nước ngầm kiệt nhất trong năm tại các trạm đo

lún (H)

- Tốc độ biến đổi áp lực nước lỗ rỗng 4

i

i=1

ΔU

ΔU=4

trong đó (Ui - sự thay đổi áp lực nước lỗ rỗng

lớn nhất trong một năm (có 4 đầu đo áp lực

nước lỗ rỗng tại các độ sâu khác nhau).

Các yếu tố cấu trúc nền và tính chất cơ lý của

đất đá bao gồm:

- Thành phần thạch học (Th g/ cm3) của các

phân vị địa tầng được đặc trưng bởi khối lượng

riêng của đất, đối với nền đất có nhiều lớp đặc

trưng của thành phần thạch học được lấy là khối

lượng riêng trung bình:

Th =

n

i i

i=1

n

i

i=1

m γ

m

(2)

Trong đó mi và γsi - chiều dầy và khối

lượng riêng của lớp đất thứ i, n là số lớp đất có

trong chiều sâu cần khảo sát đến

- Mô đun tổng biến dạng (E kG/cm2) của các

phân vị địa tầng, đối với nền đất có nhiều lớp E

được tính trung bình :

E =

n

i i

i=1

n

i

i=1

E m

m

(3)

Trong đó mi và Ei là chiều dầy và mô

đun tổng biến dạng của lớp đất thứ i, n là số lớp

đất trong chiều sâu cần tính toán.

- Chiều dày của lớp đất yếu (B m)

Xác định tỷ trọng của các tham số điều kiện

ĐKT được tính toán như sau:

1. Kiểm tra các giả thuyết về sự phù hợp

phân bố các đại lượng được xem xét với luật

phân phối chuẩn;

2. Tính toán hệ số tương quan cặp đôi giữa

tất cả các tham số được xem xét (ri) và xây dựng

ma trận của chúng;

3. Tính các hệ số tiêu chuẩn hoá (

p ..., 21 );

4. Trong đó ( p ..., 21 ) là nghiệm của hệ

phương trình sau:

121211 ... ppy rrr

221212 ... ppy rrr (4)

…

…

ppppy rrr ...2211

Với rij là hệ số tương quan giữa yếu tố điều

kiện ĐKT thứ i và j, riy là hệ số tương quan giữa

1

yếu tố điều kiện ĐCCT thứ i và hàm mục tiêu K

5. Tính toán hệ số tương quan nhiều chiều

R.

R2=

p

1i

yiir (5)

Hệ số tương quan nhiều chiều cho phép xem

xét các tham số điều kiện ĐKT tham gia đánh giá

có hợp lý hay không. Nếu hệ số tương quan

nhiều chiều R20.70 thì các tham số đã lựa

chọn chấp nhận được, nếu hệ số tương quan

nhiều chiều nhỏ (R2<0.7) thì lựa chọn lại các

tham số điều kiện ĐKT.

6. Tính toán tỷ trọng của các tham số điều

kiện ĐKT theo công thức sau:

i iy

i p

i iy

i=1

β rg =

β r . (6)

Khi đó thì p

i

i=1

g =1 . Tổng tỷ trọng của các yếu

tố điều kiện ĐKT bằng 1.

Giai đoạn tiếp theo là xây dựng mô hình

trường biến đổi của các tham số điều kiện ĐKT.

Việc xây dựng mô hình trường biến đổi các tham

số điều kiện ĐKT cho mỗi khu vực nhất định

được tiến hành tính toán trên các nút mạng cơ

sở ( đối với khu vực Tây Nam Hà Nội các nút

mạng được phân chia có kích thước 200m x

200m), sau đó tiến hành vẽ các đường đẳng trị

của tham số điều kiện ĐKT đó.

Khi đã có mô hình trường biến đổi tham số

điều kiện ĐKT, thì tiến hành tính toán chỉ tiêu tích

hợp các yếu tố điều kiện ĐKT theo công thức (1)

cho từng ô trong mạng tính toán.

Việc chuẩn hóa các tham số điều kiện ĐKT

được hiểu là đưa các tham số điều kiện ĐKT về

cùng thứ nguyên (có thể bằng cách chia các giá

trị của tham số đó cho giá trị lớn nhất của nó).

Các tham số điều kiện ĐKT đã chuẩn hoá có

khoảng giá trị thay đổi từ 0 đến 1.

Khi có mô hình trường biến đổi của chỉ tiêu

tích hợp và hàm mục tiêu tương ứng, tiến hành

phân vùng định lượng khả năng LMĐ theo giá trị

chỉ tiêu tích hợp đã tính toán được và giá trị của

hàm mục tiêu đã quan trắc được.

3. Kết quả tính toán và đánh giá

Trong tất cả 8 trạm quan trắc tại trạm Ngọc

Hà không có số liệu quan trắc về áp lực nước lỗ

rỗng, vì vậy, đề tài chỉ sử dụng số liệu quan trắc

tại 7 trạm còn lại để tính toán.

Kết quả tính các hệ số tương quan cặp đôi

giữa các tham số điều kiện ĐKT được trình

bày trong bảng 1.

Bảng 1. Giá trị hệ số tương quan căp đôi giữa các yếu tố

điều kiện ĐKT và hàm mục tiêu

Vs H (U Bm Th E

dS 1.00 -0,36 0,42 0,70 0,04 -0,75

H -0,36 1,00 -0,38 -0,30 0,84 0,22

(U 0,42 -0,38 1,00 0,20 -0,26 -0,07

Bm 0,70 -0,30 0,20 1,00 0,14 -0,67

Th 0,04 0,84 -0,26 0,14 1,00 -0,26

E -0,75 0,22 -0,07 -0,67 -0,26 1,00

Các hệ số chuẩn hoá 1 2 3 4 5β ,β ,β ,β ,β được tính theo hệ 5 phương trình 5 ẩn số trình bày ở

1

trên, kết quả như sau:

(1 = 0,45, (2 = 0,34, (3 = 0,36, (4 = -0,49, (5 = -0,7

Hệ số tương quan nhiều chiều cũng được

tính toán theo công thức đã trình bày ở trên và

kết quả tính toán :

R2 = 0,75

R = 0,866

Với R = 0,866 khẳng định rằng việc lựa

chọn 5 thông số H, (U, Bm, Th, E để đánh giá

khả năng LMĐ khu vưc Tây nam Hà Nội do

khai thác nước ngầm là hợp lý. Tỷ trọng của

các tham số cũng được tính toán theo các

công thức đã tình bày ở trên và kết quả như

sau:

g

1

=0

,15

g

2

=0

,13

g

3

=0

,23

g

4

=0

,02

g

5

=0

,47

trong đó g1, g2, g3, g4, g5 - tỷ trọng của

các yếu tố tương ứng hạ hấp mực nước ngầm

H, áp lực nước lỗ rỗng dU, chiều dầy tầng bùn

Bm, thành phần thạch học Th và mô đun tổng

biến dạng E. Chỉ tiêu tích hợp các yếu tố điều

kiện ĐKT đánh giá khả năng LMĐ do khai thác

nước ngầm khu vực Tây Nam Hà Nội được

xác định theo công hức sau:

I = 0.48*E‟ +

+0,23*Bm‟+0.15*H‟+0,13*(U‟+0,02*Th‟ (7)

Trong đó: E‟, Bm‟, H‟, (U‟, Th‟ là các tham

số đã chuẩn hoá của các yếu tố điều kiện địa

kỹ thuật đã được lựa chọn tương ứng ở trên.

Lưới cơ sở xây dựng để tính toán đánh giá

LMĐ cho khu vực Tây nam Hà Nội có kích

thước 200m x 200m, giá trị E‟, Bm‟, (H‟, (U‟,

Th‟ tại tất cả các nút của lưới cơ sở, trong đó

các thông số E, E‟; Bm, Bm‟; Th, Th‟ được

lấy theo bản đồ cấu trúc nền, H, (H‟ lấy theo

bản đồ hạ thấp mực nước ngầm tầng Qp quan

trắc vào tháng 2/2004, (U được tính theo các

thông số H, Bm, Th theo các hệ số liên hệ giữa

chúng đã được xác định tại bảng 1 ở trên và

bằng phương pháp hồi quy bình phương trung

bình tuyến tính nhiều chiều. Chỉ tiêu tích hợp

I tại tất cả các nút của lưới được tính theo

công thức (7) ở trên.

Dựa vào mối quan hệ giữa tốc độ LMĐ quan

trắc được với chỉ tiêu tích hợp I chúng tôi

phân vùng đánh giá khả năng LMĐ khu vực

Tây Nam Hà Nội do khai thác nước ngầm theo

( bảng 2):

Bảng 2. Nguyên tắc phân vùng đánh giá mức độ LMĐ khu vực

Tây nam Hà Nội do khai thác nước ngầm.

Giá trị lún (mm/năm) Chỉ tiêu tích hợp ( I )

Vùng rất ít lún <5 <0,2

Vùng lún trung bình 5-15 0,2-0,3

Vùng lún mạnh 15-20 0,3-0,4

1

H­ng Yªn

S

gn

åh

g

V¹n Phóc

«n

Xãm §¹o

Thuý LÜnh

NM. g¹ch si li c¸t

P. L Ü n h N a m

P. TrÇn Phó

Nam D­ H¹

KhuyÕn L­¬ng

C¶ngKhuyÕn L­¬ng

Yªn Mü

Th«n 3

Th«n 2IV.7.a

§ « n g M ü

Th«n 2

Tranh Khóc

Th«n 1

Th«n 5

Duyªn Hµ

Th«n 3

V¨n Uyªn

§¹i Lan

Së Th­îng

Yªn Duyªn

Sg. Kim N

g­u

(Yªn Duyªn)

II.2.cBÕn xe

p. Y ª n S ë

Y ª n M ü

§«ngTr¹ch

Thä Am

Ph­¬ng Th«n 1

AmNéi

vµ x©y l¾p sè 7Cty. c¬ khÝ

L i ª n N i n h

a1

Cty. sø

T©n

Th«n

Thanh Tr×

Nam D­Th­îng

Th«n §ång

Gi÷a

13

P. Thanh Tr×

VÜnh ThuËn

Th«n XÐp

Th«n §×nh

Thiªn§«ng

VÜnh H­ng)

DÖt 8-3

Phµ §en

P. VÜnh h­ng

bÕn

P. Thanh L­¬ng

(P.

DÖt Hµ Néi

Th¹ch CÇu

Cty.

T©n Khai

Da giÇy

Thanh

P. B¹ch §»ng

§èng M¸c

Quúnh

P. Mai §éng

P. VÜnh TuyMai

P. Minh Khai

P.

Ph¹m §×nh

P. thanh nhµn

P.

P. Th×

Nh©n§ång

Phè

P. Ng«

hæ NhËm

P. Xu©n

P. P.

Chî M¬

P.Tr­¬ng §Þnh

Quúnh B¹ch MaiP.

L«i

6

Gi¸p B¸t Thô

Mai

Hoµng V¨n

P. t­¬ng mai

P.

P.

P.

B µ T r ­ n g

HuÕ

DÒn IV.2.aQ . H a i

CÇu

38,0

P. B¸ch KhoaP.

ThÞ

P.

P. NguyÔn Du

Bïi

P. Lª §¹i Hµnh

Ga Hµ Néi

Thèng NhÊt

CV.Phông

P. Ph­¬ng Liªn HåBÈy

Ch­¬ng

Trung

Ph­¬ng mai

MÉu

§ångP.

T©mBV. B¹ch Mai

§Òn GhÒnh

P. IV.2.a

Chïa Bå §Ò

CÇu Ch­¬ng D­¬ng

Phó Viªn

Ngäc L©m

cÇu Long Biªn

5

B¾c Biªn

Yªn T©n

p. Ngäc Thôy

g

nè

g

u

B¾c CÇu 3

n

®

n

g

NguyÔn

§ång Xu©n

KiÕmQ. Hoµn

Trung Trùc

Chî

P. Phóc X¸

Xu©n Canh

s «

§ß

B¾c CÇu 1 7

P. Tróc B¹ch

P. Qu¸n Th¸nh

P.

l¨ng Chñ TÞchHå ChÝ Minh

Xãm Tr¹i hå

Tø Liªn

gP. Tø Liªn

11

Qu¸n Th¸nh

Yªn Phô

Chñ TÞch

Chïa

Chïa

TrócHå

B¹ch

KS. Th¾ng Lîi

TrÊn Quèc

Phñ

Khu nghØ m¸tNghi Tµm

P. Qu¶ng An

Phñ T©y HåP. Yªn Phô

Chïa Kim Liªn

«B¾c

CÇu 2n

sTh«n §«ng

C.V. n­íc Hå T©y

Th«n T©y

Qu¶ng

17

Tr­êng Chu V¨n An

P. Thôy Khuª

P. Ngäc Hµ

P.§éi CÊn

Hå T©y

§«ng X·

Q . Ba §×nh

17

Kh¸nh

An Ninh

Qu¶ng T©y

Qu¶ng

T©y Hå

8

7

P. NhËt T©nTh«n B¾c

Phó X¸

Phó X¸

P. Phó Th­îng

VÖ Hå

Ph­êng

B­ëi

TrÝch Sµi

Th«n Nam

Chïa S¶i

Hå KhÈu

Vâng ThÞ

P. cèng vÞ

ViÖt

T­¬ng

Yªn

Tr×

§ång

1a

S

Tróc

Þ c

hL«T. g

NhÞ

CÇu

GiÏ

20

kmPhóYªn

c

Phñ Lý 40 km

Þh

V¨n §iÓn

Kho¸tN g ò H i Ö p

Cæ §iÓn A

Tù

L­u Ph¸i

N.M. « t«Dae Woo

Cæ §iÓn B

V¨n §iÓn

Q. H o µ n g M a i

T ø H i Ö p

Ph¸p V©n- Tø HiÖp

III.2.a

Khu ®« thÞ

Ph¸p V©n

II.1.c

Gi¸p Tø

p. T h Þ n h L i Ö t

T©n Mai

T

L.

« gS

NhÞ Ch©u

Qu©n ®éi

6

Tùu LiÖt

Yªn Ng­u

NM. PinNM. ph©n l©n

Tø Kú

Th«n B»ng B

Ga

Linh §µm

P. hoµng LiÖt

§¹i Tõ

Gi¸p B¸t

Th«n H¹

Khu l­u niÖm

Th«n B»ng A

Chïa NhÜ

«

p. §Þnh c«ng

téc qu©n ®éi

Th«n Tr¹i

B¸c Hå

hcÞ

§¹i Ang

M. Hång V©n

NguyÖt Ang

ng

S«ng

M¸n

g

§¹i

S«ng NhuÖ

VÜnh TrungQuÇnSiªu

Ich VÞnh

V¹n Phóc

Quúnh §«

V Ü n h Q u ú n h

VÜnh Ninh

T¶ Thanh Oai

Nh©n Hßa

DiÔn

Ngäc Håi

Yªn KiÖn

N g ä c h å i

ThÞnh

L¹c ThÞ

4

VÜnh

Thanh Tr×Chïa D©u

Th­îng Phóc

Kim

NguyÔn Siªu

chïa Néi

Khu l­u niÖm

KimGiang

P. §¹i Kim

Lò

Khóc

Kim V¨nBV. Y häc D©n

Thanh Ch©u

L

T © n

Yªn X¸

T r i Ò u

khu ®« thÞCÇu B­¬u

c¬ khÝ

. T gSth«n Vùc

th«n V¨n

T h a n h L i Ö t

®×nh Ngo¹i

T a m H i Ö p

NT. V¨n §iÓn

Sg.H

oµ B

×nh

70a

T¶ Thanh Oai

4

H÷u Thanh Oai

H÷u Trung

H ÷ u H ß a

Phó

Ga Hµ §«ng 3 km

H÷u Lª

H÷u Tõ

P. Kh©m

Thæ Quan

Thiªn

P.

Nam §ång

P. V¨n MiÕu

P. V¨n

P. §iÖn Biªn

Quèc Tö Gi¸mP.

P.

P. C¸t Linh

P. Kim M·

P.

Ph­¬ng LiÖt

phßng kh«ng

P.

mai

Kh­¬ng Trung

Tù

P. Kim Liªn

P.

Trung

B¶o tµng

kh­¬ng

kh­¬ng th­îng

P. Kh­¬ng §×nh

Khu ®« thÞ §Þnh C«ng

Th«n Th­îng 7

Quang P. P.

Bét

P.

Hµng

Trung

P. ¤ Chî Dõa

P. Thµnh C«ng

Q. §èng §a

LiÖt

P.

P.

Ng·

P. Trung

T­Së

Quang P. ThÞnh P.

BV. Nhi

P. Gi¶ng Vâ

P. ngäc kh¸nh

BV. Phô S¶n

HßaAn

P. l¸ng th­îng

P. L¸ng H¹

TH. Hµ Néi

Th­îng

Th­îngP.

§×nh

Xu©nQ. Thanh

Quan Nh©n

P. Thanh Xu©n

§H. Quèc gia

P.

Trung

6

P. Nh©n ChÝnh

Cty. n­íc ngät

Thanh Xu©n B¾c

P.

Trung KÝnh

5

Trung KÝnh

p. Trung Hßa

khu ®« thÞ Trung Hßa

Kü thuËt 1

P. Yªn Hßa

Nam

P.

H¹§×nh

P.

Thanh

TriÒu

Phïng KhoangXu©n

P.

TX. Hµ §

«ng 2 km6

G i Ê y

QuyÕt

H¹ Yªn

4

Nh©n Mü

Q. C Ç u

Ngäc Trôc

V ¨ nT r u n g

6II.2.c

MÔ Trקµi ph¸t thanhTrung V¨n

Khu ®« thÞ MÔ Tr×

H¹

MÔ Tr× Th­îng

MÔ Tr× H¹

M Ô T r ×

§×nh Th«n

Phó

§«

S«ng NhuÖXãm Chî

Quang

Giao

4

Th¸iAn

§ ¹ i M ç

II.2.cXãm §×nh

Xãm Th¸p

ThÞ CÊmKhu ®« thÞ Mü §×nh

Phó Mü

M ü § × n h

Khu liªn hîp thÓ thao Quèc gia

6

Xu©n Ph­¬ng

Ngäc M¹ch

5

Phó Thø

T © y M ç

ng

70

g Ln

Miªu Nha

­

T©y Mç

Ga

Hµ

§«n

g 7,

5 km

- ¹ cLaßH

Ng· ba Hßa L¹c 30 kmê§

Q. T © y H å

Th­îng Thôy

8

NhËt T¶o

(Th­îng Thôy)

cÇu Th¨ng Long

23

Liªn Ng¹c

T¶o SëXu©n

P. Xu©n La

B¸i ¢n

Khu §«ng

Khu Trung

6

Xu©n §Ønh

P. NghÜa §«6

I

Quan Hoa

P. NghÜa T©n

P. DÞch VängS­ ph¹m

(p. DÞch Väng)

C¸o §Ønh

TiÕn

Qu¸n La

§H.Tµi chÝnh

§H.Má-§Þa chÊt

§.H.C¶nh S¸tI

C æ N h u Õ

NhangKhu

Cæ NhuÕ

10

I

II.2.c

Ng¹c§«ng

9

CÇu 7

T©nNhuÖ

§«ng Ng¹c

Lµng ChÌm

Mai DÞch

§H.

P.P. mai dÞch

§ång Xa

Mai DÞch

SëXãm

N.T.

S«ng

Nhu

Ö

(Cæ NhuÕ)

Phó DiÔn

6

Thôy

Hoµng X¸

Hoµng Liªn

Ph­¬ng

Yªn Néi§¹i C¸t

C. § c«ng nghiÖp I

Th«n Trung

7

IV.4.a

L i ª n M ¹ c

M i n h K h a i

7

Phóc Lý

T õ l i ª m

II.2.c

P h ó D i Ô n

§inh Qu¸n

§øc DiÔn

CÇu DiÔn

V¨n Tr×

Ngäa Long

Hße ThÞ

KiÒu Mai

M­¬ng tiªu D 5

S « n g H å n g

11

T h ­ î n g C ¸ t

§èng Ba

Th­îng C¸t

S

Th«n H¹

iG ay

ñ

g. Th

ng7

T © y T ù u

IV.7.ath«n Th­îng

32

X¸Nguyªn Nhæn

Tr. TDTTT¦

Tu Hoµng

T.T. Tr«i 3 km

Hµ T©y

5

kilometers

0 2.5

Chó gi¶i

Vïng rÊt Ýt lón (1)Vïng Ýt lón (1)Vïng lón trung b×nh (1)Vïng lón m¹nh (1)Vïng lón rÊt m¹nh (0)

Tr¹m ®o lón

Vùng lún rất mạnh >20 >0,4

Kết quả phân vùng đánh giá khả năng

LMĐ khu vực Tây nam Hà Nội do khai

thác nước ngầm được trình bày trên hình

2.

Hình 2. Bản đồ phân vùng

đánh giá mức độ lún mặt

đất

khu vực Tây Nam Hà Nội

do khai thác nước ngầm

4. Kết luận

Phương pháp đánh giá khả năng LMĐ do

khai thác nước ngầm theo chỉ tiêu tích hợp các

yếu tố điều kiện ĐKT, trên cơ sở các số liệu

quan trắc có cơ sở lý thuyết và độ tin cậy cao.

Có thể sử dụng đánh giá khả năng LMĐ do khai

thác NDĐ với các kịch bản khác nhau.

Các yếu tố ĐKT cơ bản tham gia vào quá

trình LMĐ do khai thác nước ngầm khu vực Tây

nam Hà Nội xếp theo thứ tự giảm dần về vai trò

(tỷ trọng) như sau: Mô đun tổng biến dạng (E),

chiều dầy tầng bùn( Bm), hạ thấp mực nước

ngầm (H), áp lực nước lỗ rỗng ((U) và thành

phần thạch học (Th) với tỷ trọng tương ứng 0,47,

0,23, 0,15, 0,13 và 0,02.

Hiện trạng LMĐ khu vực Tây nam Hà Nội

có thể được chia thành 4 vùng (vùng lún rất ít,

vùng lún trung bình, vùng lún mạnh, vùng lún rất

mạnh) theo cường độ LMĐ quan trắc được và

giá trị chỉ tiêu tích hợp các

yếu tố ĐKT gây lún do khai

thác nước ngầm.

Trên cơ sở bản đồ

phân vùng đánh giá mức độ

lún của khu vực Tây Nam

thành phố Hà Nội, có thể

luận chứng xây dựng mạng

lưới quan trắc lún do khai

thác NDĐ tối ưu cho khu vực này.

Tài liệu tham khảo

1. Báo cáo kết quả quan trắc lún các mốc

chuẩn M1, M2, M3, M4 ở các trạm đo lún Ngọc

Hà, Pháp Vân, Thành Công, Lương Yên, Hạ

Đình, Mai Dịch, Ngô Sỹ Liên, Tương Mai, Đông

Anh và Gia Lâm từ năm 1994 đến năm 2004,

Liên hiệp Khảo sát địa chất - Xử lý nền móng

công trình.

2. Nguyễn Huy Phương và nnk, Báo cáo tổng

hợp đề tài trọng điẻm thành phố Hà Nội “ Thu

thập, kiểm chứng các tài liệu đã có, nghiên cứu

bổ sung lập bản đồ phân vùng đất yếu Hà Nội.

Mã số TC-ĐT/06-02-03, Trường đại học Mỏ - Địa

chất Hà Nội (2004).

3. Đoàn Thế Tường, Báo cáo tổng kết đề tài

“Dự báo khả năng lún bề mặt đất do hạ thấp mực

1

nước ngầm. Mã số RD 9505, Hà Nội, (1999)

4. Pendim. V. V., Phân tích định lượng trong

nghiên cứu địa chất công trình, Tóm tắt luận án

tiến sỹ khoa học, Maxcova, (1992).

---------------------------------------------

Sự vận động nước lỗ rỗng trong hệ thống giếng cỏt khụng hoàn chỉnh đối với nền đất yếu

ở đồng bằng sông Cửu Long Trần thị thanh(1) Nguyễn Đức Hồng(2)

1. Viện Khoa học Thủy lợi miền Nam 2A Nguyễn Biểu, quận 5 - Tp. Hồ Chớ Minh Tel: 0903829867; Fax: 089238320 Email: thanhtran@hcm.fpt.vn

2. Cụng ty TNHH TVXD Lờ Đỡnh

The moving of pore water in uncompleted

sand drain well systems to soft soil in

Mekong delta

Abstract: The moving of pore water in

uncompleted sand drain well systems to soft soil

in Mekong Delta is presented in this paper.

Based on Darcy’s law – the hydraulic law about

the flow – the authors made the review on the

factors which influence on the drainage capacity

in soft soil which was reinforced sand drain well

systems and proposed main drainage direction of

pore water.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Đối với công trình đắp trên nền đất yếu có

chiều dày lớn (Hđy > 15m) và hệ số thấm nhỏ,

quá trình cố kết tự nhiên của nền đất yếu sẽ diễn

tiến rất chậm. Nếu khu vực có chiều dày lớp đất

yếu lên đến (20 ( 30)m, thời gian cố kết tự nhiên

khi xây dựng công trình đường đắp cao (Hđ (

3m) cú thể lên đến hàng trăm năm. Do đó, việc

xử lý nền để tăng tốc độ cố kết là vấn đề cần

được quan tâm trước khi tiến hành xây dựng

công trình bên trên. Để tăng tốc độ cố kết, một

trong những biện phỏp cú hiệu quả hiện nay là

xử lý nền bằng hệ thống giếng cỏt kết hợp gia tải

trước.

Để đảm bảo hệ thống xử lý nền phỏt huy

được hiệu quả thoỏt nước thỡ chiều dài giếng

cỏt phải được bố trớ hết chiều sõu vựng hoạt

động về cố kết. Điều kiện xỏc định chiều dài

giếng cát [2]:

iz = io (1)

io, iz - gradient thủy lực ban đầu và gradient

thủy lực theo chiều sõu z.

Hỡnh 1.- Xỏc định vựng hoạt động cố kết Dw theo điều kiện về gradient thủy lực

Chiều dài giếng cỏt : Lgc = Dw (2)

Hoặc là, giếng cát phải được cắm đến độ sâu z trong đất nền yếu sao cho điều kiện về ứng suất thỏa món, [1] : (vz + (z ( (1,2 ( 1,5)

(pz

6,0

lglg

lglg

vzzvz

pczvz

(3)

với (vz - Áp lực do trọng lượng bản thõn đất nền

gõy ra ở độ sõu z;

(z - Áp lực do tải trọng đắp gõy ra ở độ sõu z;

(pc - Aựp lực tiền cố kết ở độ sõu z.

z

io

iz

Dw

q

Hñy

1

Hỡnh 2.- Xỏc định chiều dài giếng cỏt Lgc theo

điều kiện về ứng suất

Theo kinh nghiệm thực tế, chiều sõu vựng

hoạt động về cố kết thường được chọn :

Dw = (1/2 ( 2/3) Hđy

( Lgc ( (1/2 ( 2/3) Hđy (4)

Đường kớnh giếng cỏt xỏc định trong phạm

vi:

d = (20 ( 60) cm (5)

Cự ly giữa hai giếng cỏt:

a = (4 ( 5).d (6)

Từ phõn tớch trờn, kết hợp với thống kờ thực

tế ở nhiều cụng trỡnh đường đắp trờn nền đất

yếu hiện nay, hệ thống giếng cỏt được sử dụng

để xử lý nền đất yếu trong khu vực cú chiều dày

lớp đất yếu khỏ lớn thường là hệ thống thoỏt

nước chưa hoàn chỉnh: giếng cỏt khụng cắm sõu

hết chiều dày vựng đất yếu.

Khi giếng cỏt được bố trớ khụng hết toàn bộ

chiều dày lớp đất yếu, địa chất đất nền khu vực

cần xử lý sẽ hỡnh thành 2 vựng phõn biệt:

- Vựng 1: Khu vực đất nền nằm trong phạm vi

chiều dài giếng cỏt

z ( Lgc

- Vựng 2: Khu vực đất nền nằm dưới mũi

giếng cỏt Lgc < z ( Hđy (4)

Hỡnh 3.- Sơ đồ hệ thống giếng cỏt khụng hoàn chỉnh

Đối với nền đất yếu cú chiều dày khoảng (20 (

30)m, khi xõy dựng cụng trỡnh đường đắp cao

(Hđ ( 3m), chiều sõu vựng chịu nộn thường xấp

xỉ chiều dày lớp đất yếu.

II. SỰ VẬN ĐỘNG CỦA NƯỚC LỖ RỖNG

DƯỚI ĐẤT ĐẾN HỆ THỐNG GIẾNG CÁT

KHễNG HOÀN CHỈNH

Theo lý thuyết cố kết thấm của K. Terzaghi

thỡ:

- Trong vựng 2 – Vựng dưới mũi giếng cỏt:

khu vực khụng chịu ảnh hưởng của giếng cỏt,

nước lỗ rỗng sẽ thoỏt theo phương đứng.

- Trong vựng 1 – Vựng cú bố trớ giếng cỏt:

nước lỗ rỗng sẽ thoỏt theo phương thẳng đứng

và phương xuyờn tõm.

Tuy nhiờn, trong thực tế, chuyển động của

1

nước lỗ rỗng theo 2 phương diễn tiến như thế

nào vẫn là vấn đề cần được nghiờn cứu.

Giả thiết :

Đất nền là bóo hũa đồng nhất

Dũng thấm của nước lỗ rỗng trong đất nền

tuõn theo định luật Darcy cho dũng bóo hũa.

Hệ số thấm là hằng số: sự cố kết xảy ra do

sự thay đổi hệ số rỗng trong đất nền

Xột hệ thống giếng cỏt khụng hoàn chỉnh,

với: d - đường kớnh giếng cỏt

a - khoảng cỏch giữa hai tim giếng cỏt

De - khoảng cỏch tớnh toỏn giữa hai giếng cỏt

lo - chiều dài đường thấm theo phương ngang

23

3 dalo

trong đú:

Lgc - chiều dài giếng cỏt

Hđy - chiều dày lớp đất yếu

Ha - chiều sõu vựng chịu nộn

Đối với giếng cỏt khụng hoàn chỉnh:

Lgc < Ha

Tại điểm M trong phạm vi đất nền cú bố trớ

giếng cỏt,

1. Phõn tớch thành phần gradient thủy lực

của dũng thấm, [2]:

theo phương đứng theo phương ngang

Hỡnh 4.- Thành phần gradient thủy lực của dũng thấm

Gradient thủy lực của dũng thấm xột theo phương đứng:

gcn

vMax

gc

NM

vL

U

L

hh

dl

dhi

1.

0

( gcn

vMax

vL

Ui

.

Gradient thủy lực của dũng thấm xột theo phương ngang :

on

hMax

o

IMh

l

U

l

hh

dl

dhi

1.

0

1

( on

hMax

hl

Ui

.

Do ỏp lực nước theo mọi phương đều bằng nhau :

UhM = UvM = UM

( gcn

Mv

L

Ui

.

on

Mh

l

Ui

.

Xột tỉ số gradient thủy lực theo 2 phương :

o

gc

M

gcn

on

M

v

h

l

L

U

L

l

U

i

i

..

.

(7)

Do Lgc >> lo nờn gradient thủy lực theo phương ngang lớn hơn rất nhiều lần gradient thủy lực

theo phương đứng.

2. Phõn tớch khả năng thoỏt nước của dũng thấm (lưu tốc dũng thấm trong quỏ trỡnh cố kết), [3] :

Vận tốc thoỏt nước theo phương ngang :

Vh = Kh.ih

Vận tốc thoỏt nước theo phương đứng :

Vv = Kv.iv

với:

Kh, Kv - hệ số thấm của đất nền theo phương ngang và theo phương đứng

ih, iv - gradient thủy lực theo phương ngang và theo phương đứng

Xột tỉ số vận tốc thoỏt nước theo hai phương:

o

gc

vv

hh

v

h

l

Lm

iK

iK

V

V.

.

. (8)

Trong đú , [1] :

m = 52 v

h

v

h

K

K

C

C

3. Phõn tớch lưu lượng thấm (lưu lượng nước lỗ rỗng thoỏt ra trong quỏ trỡnh cố kết), [3]:

Lưu lượng nước thoỏt theo phương ngang :

Qh = Vh.(xq

Qh = Kh. ih (.d.Lgc

với :

(xq - diện tớch xung quanh của 1 giếng cỏt

d - đường kớnh giếng cỏt

Lgc - chiều dài giếng cỏt

Lưu lượng nước thoỏt theo phương đứng :

Qv = Vv.F

1

2222

.4

.44

.. daiKda

iKQ vvvvv

với:

F - diện tớch thấm theo phương đứng trong phạm vi ảnh hưởng của 1 giếng cỏt

a - cự ly giữa hai giếng cỏt

Xột tỉ số lưu lượng thấm theo 2 phương :

2222

...4

4/...

....

da

dL

l

Lm

daiK

LdiK

Q

Q gc

o

gc

vv

gchh

v

h

22

2

.

.4

dal

dLm

Q

Q

o

gc

v

h

(9)

Khảo sỏt một vài số liệu về hệ thống giếng cỏt thường được sử dụng trong thực tế

Xột trường hợp: 2v

h

v

h

K

K

C

C, sử dụng cỏc cụng thức 7, 8 và 9, tớnh cho cỏc giếng cỏt thường

được sử dụng hiện nay trong việc xử lý nền đất yếu vựng Đồng Bằng Sụng Cửu Long dướiỷ cỏc

cụng trỡnh đường đắp cao: d = 0,3m; d = 0,4m, thu được cỏc giỏ trị: gradient thủy lực của dũng thấm

(ih/iv), lưu tốc dũng thấm (Vh/Vv), lưu lượng thấm (Qh/Qv) như ở bảng 1.

Bảng 1. Bảng so sỏnh tỉ số ih/iv, Vh/Vv, Qh/Qv

d(m) Lgc

(m) a lo ih/iv Vh/Vv Qh/Qv

0,3 10 a = 4d 0.543 18,4 36,8 327,4

12 22,1 44,2 471,5

14 25,8 51,6 641,7

15 27,6 55,2 736,6

16 29,5 58,9 838,1

17 31,3 62,6 946,2

0,3 10 a = 5d 0,716 14,0 27,9 155,2

12 16,8 33,5 223,5

14 19,6 39,1 304,2

15 20,9 41,9 349,2

16 22,3 44,7 397,3

17 23,7 47,5 448,5

0,4 10 a = 4d 0,724 13,8 27,6 184,2

12 16,6 33,1 265,2

14 19,3 38,7 361,0

15 20,7 41,4 414,4

16 22,1 44,2 471,5

17 23,5 47,0 532,2

0,4 10 a = 5d 0,95 10,5 21,1 87,7

12 12,6 25,3 126,3

14 14,7 29,5 171,9

15 15,8 31,6 197,4

1

16 16,8 33,7 224,6

17 17,9 35,8 253,5

III. NHẬN XẫT

Khi nền đất yếu được xử lý bằng hệ thống giếng cỏt, cú Ch = 2Cv,

Gradient thủy lực theo phương ngang lớn hơn gradient thủy lực theo phương đứng từ (10 ( 30)

lần:

ih = (10 ( 30). iv

Vận tốc thoỏt nước theo phương ngang lớn hơn vận tốc thoỏt nước theo phương đứng từ (20 (

60) lần:

Vh = (20 ( 60). Vv

Lưu lượng nước thoỏt theo phương ngang lớn hơn lưu lượng nước thoỏt theo phương đứng từ

(80 ( 900) lần:

Qh = (80 ( 900). Qv

* Đối với đất nền cú tỉ số Ch/Cv càng lớn thỡ tỉ số Vh/ Vv và Qh/ Qv càng cao

Gọi Q - tổng lưu lượng nước thoỏt ra trong quỏ trỡnh cố kết, ta cú mối tương quan giữa Qh và Qv

theo Q như sau:

Qh = (98,8% ( 99,9%). Q

Qv = (0,1% ( 1,2%). Q

Qua kết quả phõn tớch trờn, lượng nước lỗ rỗng trong đất nền cú xử lý giếng cỏt được gia tải

trước sẽ thoỏt ra ngoài chủ yếu theo phương ngang. Do ảnh hưởng của tổn thất dọc đường, lượng

nước rất ớt thoỏt theo phương đứng sẽ hầu như khụng cũn.

Thực chất chuyển động của từng chất điểm nước qua cỏc lỗ rỗng của đất là rất phức tạp. Việc

nghiờn cứu những đặc trưng của dũng thấm: lưu lượng thấm, lưu tốc thấm, tổn thất dọc đường …

khụng thể chỉ hoàn toàn căn cứ vào lý thuyết thuần tỳy. Để cú được những nhận xột quan trọng và

kết luận chớnh xỏc, cần cú những kết quả tớnh toỏn cụ thể từ quỏ trỡnh nghiờn cứu trờn cỏc cụng

trỡnh thực tế.

TÀI LIỆU THAM KHẢO Quy Trỡnh Khảo Sỏt Thiết Kế Nền Đường ễ Tụ Đắp trờn Đất Yếu – 22TCN 262-2000 - Bộ Giao Thụng Vận Tải xuất bản, Hà Nội 2001 P.Lareal, Nguyễn Thành Long, Lờ Bỏ Lương … - Cụng trỡnh trờn đất yếu trong điều kiện Việt Nam.- Đại học Bỏch khoa Tp. HCM, 2000. P.G.Kixelev, A.D. Ansun, N.V. Danhisenko,… – Sổ Tay Tớnh Toỏn Thủy Lực; 1984. R.Whitlow – Cơ Học Đất - NXB Giỏo dục - 1996.

Trần thị thanh(1) Nguyễn Đức Hồng(2)

Người phản biện: PGS.TS. Đỗ Như Tráng; PGS.TS. Nghiêm Hữu Hạnh 1. Viện Khoa học Thủy lợi miền Nam 2A Nguyễn Biểu, quận 5 - Tp. Hồ Chớ Minh Tel: 0903829867; Fax: 089238320 Email: thanhtran@hcm.fpt.vn

1

2. Cụng ty TNHH TVXD Lờ Đỡnh

-------------------------------------

Một vài lưu ý khi đánh giá điều kiện địa chất công trình trong vùng lũ quét và lũ bùn đá Trần văn tư* Phòng Địa kỹ thuật Viện Địa chất - Viện khoa học công nghệ Quốc gia Địa chỉ: 84 Phố Chùa Láng - Hà Nội

Some attentions in appreciation of engineering geological condition in the flashflood and

debrisflow region

Abstract: Presents in the text are the special attentions in forming the engineering geological map in

the flashflood and debrisflow region. That is the distribution of flashflood and debrisflow. Others

dynamic activities of engineering geologies such as tectonic, earthquake, slip, collapse, and so on are

interested. Especially, it much be determined fracture region due to tectonic activity and the colovi

region. In this region, intensity of rock massive is strongly decreased. It is obvious in place there is a

water-underground appearing.

I - Một số khái niệm

Lũ quét và lũ bùn đá là một thiên tai đã và đang xảy ra ngày càng mạnh ở các tỉnh miền núi nước ta.

Trong các bài báo mà tác giả công bố [2-7], đã bước đầu định nghĩa, phân loại các loại hình lũ quét xuất

hiện ở các khu vực nêu trên. Những kết luận đó phù hợp với tình hình đã và đang xảy ra trên thế giới.

Trong bài báo này tác giả phân tích sự tương tác qua lại giữa các yếu tố địa chất công trình với sự hình

thành và phát triển lũ quét và lũ bùn đá từ đó lưu ý khi lập bản đồ địa chất công trình phục vụ cho công

tác quy hoạch và xây dựng, nhằm hợp lý khi khai thác lãnh thổ và nâng cao độ an toàn khu vực.

Có thể sơ lược một vài khái niệm về lũ quét và lũ bùn đá. Nguyên tắc phân loại một đối tượng trong tự

nhiên phải dựa trên một trong các yếu tố chính của hệ thống nhân quả. ở đây, xét về nguyên nhân hình

thành và phát triển, lũ quét được phân làm 3 loại, [4,7]:

Lũ quét nghẽn dòng là loại hình lũ được hình thành trên thung lũng sông hoặc trũng giữa núi

(hoặc cánh đồng Karst) do dòng nước lũ bị tắc nghẽn (với nhiều nguyên nhân) sinh ra. Lũ xảy ra với

cường suất lớn (tốc độ dòng lớn, mức nước lên nhanh), biên độ lũ lớn (độ sâu ngập lụt lớn) và lượng

vật chất (rác rưởi, bùn cát) dòng nước mang theo lớn. Có thể kể ra các trận lũ quét nghẽn dòng xảy

ra tại TP Điện Biên Phủ (1996), TX Sơn La (1989), trên suối Nam Cường (Bắc Kạn, 1981), TX Lạng

Sơn (1986), Hương Khê, Hương Sơn (Hà Tĩnh, 2002). Lũ quét nghẽn dòng là loại hình phổ biến ở

miền núi. Chúng được hình thành do tự nhiên song cũng có khi do nhân tạo. Lũ quét nghẽn dòng xảy

ra do đường QL8 qua Hương Sơn, hoặc đường QL1 qua miền Trung là một ví dụ điển hình do con

người tạo nên lũ quét nghẽn dòng.

Lũ quét sườn xảy ra chủ yếu trên sườn dốc tại các vùng tập trung nước mặt. Đây là các suối có

nước thường xuyên hoặc không thường xuyên cấp I và II theo phân loại của Horton. Đặc trưng của lũ

quét sườn là tốc độ rất lớn, xảy ra rất nhanh mang theo nhiều vật chất sườn (Flashflood). Lũ quét sườn

có thể xảy ra bất kỳ nơi nào ở miền núi, khi có đủ điều kiện về mưa. Các trận lũ quét sườn xảy ra mạnh ở

1

Quảng Ninh, Hoàng Liên Sơn, Bắc Trung Bộ v.v..

Lũ quét hỗn hợp xảy ra trong trũng có kích thước nhỏ, có đặc trưng trung gian của lũ quét nghẽn

dòng và lũ quét sườn: Vận tốc dòng chảy lớn, chiều sâu ngập tương đối lớn. đây là loại hình lũ quét xảy

ra phổ biến ở miền núi và thường gây ra tổn thất lớn về người và của. Có thể kể ra các trận lũ quét hỗn

hợp tại Quân Cây (Thái Nguyên) năm 1969 làm chết 26 học sinh trung cấp cơ điện. Trận lũ quét ở Nậm

Cuổi năm 2000 làm chết 39 người là trận lũ quét hỗn hợp kết hợp với lũ bùn đá, v.v..

Lũ bùn đá (mudflow, debrisflow) là một loại hình lũ do dòng nước có lượng vật chất đậm đặc bùn đá

và động năng lớn, [8]. Hầu hết thiệt hại do chúng gây ra đều do đất đá va đập, vùi lấp, cuốn trôi. Lũ bùn

đá phát sinh từ thượng nguồn các suối nhỏ, hầu hết là phụ lưu bậc I, II, nơi đất đá bị trượt lở mạnh và

tuôn chảy ra các cửa suối hợp lưu với các sông suối lớn hơn. Có thể kể ra những trận lũ bùn đá lớn đã

xảy ra tại TT Mường Lay (Lai Châu, 1996), Du Tiến (Hà Giang, 2004), v.v..

Dân cư miền núi đang sinh sống và canh tác ở các trũng giữa núi, các cửa suối, sườn núi, trên các sản

phẩm được tạo thành trong quá trình hoạt động trượt lở, lũ quét và lũ bùn đá. Theo điều tra, hầu hết các

khu tập trung kinh tế-xã hội hiện nay ở miền núi đều có thể xảy ra lũ quét với cường độ và tần suất khác

nhau. Trong những vùng chịu lũ quét đó, cường độ và tần suất lũ quét xảy ra không đồng nhất. Như vậy

bài toán quy hoạch kiến trúc trong vùng chịu thường xuyên lũ quét đặt ra rất thời sự. Lũ quét và lũ bùn đá

là một trong các quá trình động lực tự nhiên xảy ra đột ngột nhằm tạo ra sự cân bằng trên bề mặt đất.

Lịch sử phát triển của bề mặt Trái Đất gắn liền những hoạt động nội sinh và các quá trình ngoại sinh (các

quá trình hoạt động đột ngột và từ từ). Hoạt động kiến tạo hình thành nên các dị thường địa hình, các quá

trình ngoại sinh một mặt nào đó có xu hướng san bằng các dị thường này.

Quy hoạch xây dựng trong vùng đã và đang xảy ra lũ quét và lũ bùn đá cần thiết phải lưu ý:

Tránh nơi thường xảy ra cường độ mạnh về lũ quét và lũ bùn đá;

Đánh giá đúng điều kiện địa chất công trình nền đảm bảo an toàn cho công trình xây dựng.

Bài báo phân tích các điều kiện địa chất công trình trong vùng thường xuyên xảy ra lũ quét và lũ

bùn đá. Ví dụ được trích dẫn ở thị trấn Na Pheo là thủ phủ huyện Mường Lay được chỉ ra trên hình 1.

Trong ví dụ mà tác giả trích dẫn chủ yếu về địa chất động lực công trình, không mô tả chi tiết các yếu

tố khác.

1

Hình 1. Bản đồ địa chất công trình

thị trấn Mường Lay mới

II. Một số yếu tố địa chất động lực công trình đặc biệt

( Hoạt động kiến tạo và kiến tạo hiện đại

Các trũng giữa núi hoặc những nơi cửa suối được hình thành chủ yếu do hoạt động kiến tạo, kiến

tạo hiện đại, đặc biệt là các hoạt động nâng, hạ. Hoạt động kiến tạo-kiến tạo hiện đại tạo ra sự phân

cắt địa hình lớn, làm phá huỷ đá gốc, tăng chiều dày phong hoá đá. Đới hoạt động kiến tạo tuỳ thuộc

mức độ và phạm vi hoạt động của các đứt gãy. Các trũng giữa núi lớn thường gắn liền với hoạt động

đứt gãy có tính khu vực như Điện Biên, Tuần Giáo, Lai Châu, Than Uyên, Phù Yên, Lạng Sơn, Lộc

Bình, …. Đây là các thành phố, thị xã, thị trấn ở các tỉnh miền núi. Các trũng nhỏ được tạo thành từ

các hoạt động đứt gãy cấp 2 hoặc 3, cũng thường gắn với các xã lớn, các làng, bản, tập trung hàng

nghìn người sinh sống. Các trũng lớn thường rất nhạy cảm với tác động của động đất. Một ví dụ điển

hình là thị xã Lai Châu. Các công trình xây dựng được xây dọc theo hai bên bờ suối Nậm Lay. Sóng

địa chấn thường xuất hiện vuông góc với phương đứt gãy Điện Biên – Lai Châu gây ra các hoạt động

trượt lở và phá hoại công trình xây dựng.

Hoạt động kiến tạo thường tạo ra hệ thống khe nứt kiến tạo làm giảm đáng kể cường độ khối đá.

Với tác động của phong hoá và nước, rất dễ gây ra trượt lở, lũ bùn đá. Ngoài ra các hiện tượng địa

chất động lực công trình khác cũng gia tăng như xói mòn, đá lăn đá đổ. Như vậy, khi lập bản đồ địa

chất công trình cần thiết phải xác định rõ ranh giói hoạt hoạt động của các đứt gãy, nếu có thể phải

tiến hành nghiên cứu chi tiết về vi phân vùng địa chấn. Thứ hai là phải có đánh giá về cường độ khối

đá, đặc biệt ảnh hưởng của nước đến cường độ khối đá tại các vùng có nguy cơ lũ bùn đá.

( Hoạt động trượt lở và lũ bùn đá

1

Hình 2. Khối trượt dọc trên đứt gãy

Điện Biên-Lai Châu (tại TX Lai Châu)

Khu vực miền núi với sự phân dị địa hình, hoạt động trượt lở, lũ bùn đá được đặc biệt quan tâm.

Hai hiện tượng trượt lở và lũ bùn đá có sự liên quan rất mật thiết về nguyên nhân hình thành và phát

triển. Tuy nhiên, lũ bùn đá còn liên quan trực tiếp đến sự hình thành dòng nước trên sườn. Thường

dòng bùn đá lớn và nguy hiểm đều xuất phát từ những nơi có trượt lở lớn. Dòng bùn đá liên quan

đến các khối trượt lở hoặc sạt nhỏ thì thường làm tổn hại về kinh tế chứ không nguy hiểm lớn về xã

hội và môi trường. Như vậy, phân vùng lũ bùn đá trước hết theo nguyên tắc phân vùng trượt lở. Kết

hợp vào đó là sự phân tích địa hình, địa chất và chế độ mưa để dự đoán khả năng hình thành và

phát triển lũ bùn đá. Tuy nhiên thực tế lũ bùn đá xảy ra ở các khu vực đất đá bị phá huỷ do hoạt động

kiến tạo và liên quan đến các đứt gãy. Cần thiết phải lưu ý rằng, về mặt trượt lở, khối đất đá mặc dù

bị phá huỷ mạnh mẽ sẽ cân bằng trong tổ hợp các điều kiện về địa hình, tính chất vật lý cơ học đất,

đá, mức độ xuất hiện nước ngầm, v.v.. Nhưng vẫn có thể hình thành lũ bùn đá khi có điều kiện về

mưa và hình thành dòng chảy. Như vậy, sự hình thành lũ bùn đá còn mang tính chất cục bộ về không

gian và thời gian. Đó là điều khó khăn khi phân vùng và dự báo loại hình thiên tai này.

( Lũ quét

Như trên đã phân tích, lũ quét hình thành và phát triển phụ thuộc vào điều kiện tự nhiên và

nhân tạo. Phân tích ảnh hưởng của các điều kiện tự nhiên để đi đến phân vùng dự báo. Phân

tích ảnh hưởng của các điều kiện nhân tạo để đi đến các biện pháp phòng chống có hiệu quả.

Trong một vùng có thể xảy ra nhiều loại hình lũ quét như đã nêu tuỳ thuộc vào điều kiện tự

nhiên và nhân tạo. Lũ quét nghẽn dòng có thể xảy ra trên toàn khu vực trũng hoặc cục bộ trên

nhiều đoạn suối khác nhau ví dụ ở thị trấn Mường Lay mới (bản Na Feo) lũ quét nghẽn dòng có

thể xảy ra ở các thềm tích tụ của suối Mường Muôn. Lũ quét sườn chủ yếu xảy ra ở khu vực ven

đồi núi và tồn tại các suối cấp I và II như đối diện bên kia suối của bản Na Pheo. Lũ quét hỗn hợp

có thể xảy ra ở những khu vực thuận lợi như thượng nguồn của suối Mượng Muôn. Như vậy lũ

quét xảy ra trong một khu vực trũng giữa núi hoàn toàn không đồng nhất. Lập bản đồ địa chất

công trình cần thiết phải chỉ ra những khu vực chịu tác động của lũ quét. Những điều chỉ ra ở đây

rất có ích trong quy hoạch kinh tế - xã hội vùng.

1

Hình 3. Vết tích trận lũ bùn đá

tại thị trấn Mường Lay cũ

III. Các tướng đất đá

Trũng giữa núi được bồi đắp bởi các sông chảy qua tạo ra các bậc thềm tích tụ. Như vậy, ở

trũng giữa núi xuất hiện các vùng địa chất công trình với tính chất rất khác nhau. Khu vực sát

dòng chảy là các thành tạo aluvi hiện đại; khu vực sát chân núi được thành tạo bởi các tướng

proluvi, hoặc hỗn hợp proluvi, deluvi. Trên sườn đặc biệt là tướng colovi hình thành trong quá

trình sạt lở.

( Vùng phá huỷ đất đá do hoạt động kiến tạo

Hoạt động địa chất động lực công trình trong vùng này cũng có nhiều đặc thù. Đây là vùng

làm giảm đáng kể cường độ khối đá, chiều dày phong hoá lớn, thường đá bị phá huỷ tạo ra các

đới khối tảng. Tuỳ thuộc loại đất đá mà mức độ nguy hiểm với trượt lở và lũ bùn đá khác nhau.

Với đá phiến cổ, đặc biệt đá phiến sét xerexit thường mức độ phong hoá cao. Trong khối đá có

các thành phần bị phong hoá hết, có các đá tảng cường độ cao. Khi xảy ra lũ bùn đá thường rất

nguy hiểm. Trận lũ bùn đá tại Mường Lay năm 1996 là một ví dụ. Nghiên cứu địa chất công

trình trong vùng này phải chỉ ra được mức độ nứt nẻ và phong hoá đá. Từ đó chỉ ra cường độ

khối đá, ảnh hưởng của nước đến cường độ khối đá.

( Vùng colovi

Đây là vùng với tướng tầng phủ dày và đất đá có cấu tạo phức tạp từ khối tảng cho đến đất

bở rời. Chúng được hình thành do sạt lở đất đá từ trên xuống. Quá trình hình thành có thể từ từ

hoặc đột biến. Thường địa hình cũng tương đối bằng phẳng, thuận lợi cho dân cư và hoạt động

kinh tế. Tuy nhiên, tưóng đất đá này rất mất ổn định khi gặp nước và động đất. Theo điều tra

khảo sát của chúng tôi hầu hết các trũng giữa núi có dạng thung lũng hẹp ở vùng Tây Bắc đều

tồn tại vùng colovi ở vùng rìa từ độ cao từ mặt trũng lên 40-50 m.

1

Hình 4. Đới phá huỷ và vùng colovi-deluvi

dọc theo đứt gãy Điện Biên – Lai Châu

( Vùng proluvi

Tại các cửa suối lớn tồn tại vùng với tướng proluvi cổ. Có thể phân biệt hai tướng: proluvi và proluvi-

aluvi. Tướng proluvi thường hình thành qua trận lũ bùn đá và tướng proluvi-aluvi hình thành từ từ. Hai

tướng này được phân biệt bằng thành phần đất đá. Tướng proluvi thường đất đá thô được cấu tạo từ

các cuội tảng lẫn dăm sạn. Trong khi đó tướng proluvi-aluvi hạt đều hơn mặc dù vẫn có các cuội tảng

song tỷ lệ nhỏ. Với vùng được hình thành từ quá trình proluvi, có thể trong lịch sử đã xảy ra lũ bùn đá

nghiêm trọng. Dân cư sống trên đó phải được cảnh báo để phòng trừ khi bất trắc. Tuy nhiên, tránh sinh

sống và xây dựng công trình trên vùng đó là tốt nhất. Vùng được hình thành với quá trình proluvi-aluvi

có thể sinh sống và canh tác, song phải có tác động bằng các biện pháp công trình hoặc phi công trình.

( Vùng thềm hiện đại

Được hình thành bởi bồi tích sông chảy qua trũng giữa núi, tuỳ thuộc vào kích thước, hình dạng

của trũng mà bãi bồi hiện đại có tướng aluvi hoặc aluvi-proluvi. Lũ quét nghẽn dòng mang vật liệu

đến bồi đắp cho trũng giữa núi tạo nên một khu vực thích hợp cho phát triển kinh tế – xã hội ở miền

núi. Đó chính là sự tương tác giữa các yếu tố địa chất động lực công trình và hoạt động nhân sinh

kinh tế.

Sự khác biệt chủ yếu là ở thành phần vật chất của trầm tích. Với địa hình thấp, hầu hết khu vực

này chịu lũ quét nghẽn dòng hoặc hỗn hợp. Mực nước dâng cao 1-2 m, cá biệt có thể lên đến 3-4 m

(xã Trường Sơn, Quảng Bình). Sau khi nước rút có lượng lớn cát sỏi lấp bề mặt gây khó khăn cho

canh tác. Nhiều nơi (Điện Biên Phủ, năm 1996) có lớp phù sa dày 0,5m trên đường đi và bản làng

gây ô nhiễm môi trường nghiêm trọng. Như vậy, dân cư sinh sống trong khu vực cần phải được cảnh

báo sống chung với lũ quét. Cường độ lũ quét tuỳ thuộc vào diễn biến mưa và khai thác mặt đệm

trong lưu vực.

1

Hình 5. Khu vực chịu lũ quét

nghẽn dòng tại Na Pheo

IV. Một số nhân xét thay kết luận

1) Lập bản đồ địa chất công trình trong vùng chịu lũ quét và lũ bùn đá là vấn đề mới trong lĩnh vực

chuyên môn ở nước ta. Cần thiết phải có đánh giá chi tiết các vấn đề kể trên nhằm đảm bảo an toàn về

điều kiện kinh tế – xã hội. Tránh những điều xảy ra đáng tiếc như lũ quét xảy ra ở thị xã Yên Bái vào mùa

mưa năm nay.

2) Mặc dù lũ quét và lũ bùn đá đã và đang được chú ý nhiều của dư luận và các cấp quản lý, song vẫn

chưa có sự thống nhất về phân loại, bản chất hình thành và phát triển ở ngay trong các nhà nghiên cứu

chuyên ngành. Mỗi chuyên môn sâu lại đánh giá cao nguyên nhân của ngành mình. Ngay phân biệt lũ quét

và lũ bùn đá cũng chưa có sự thống nhất cao.

3) Cần thiết phải có quy phạm tạm thời về xây dựng các công trình dân dụng và công nghiệp trong vùng

thường xuyên hoặc có nguy cơ xảy ra lũ quét và lũ bùn đá.

Tài liệu tham khảo

1. Cao Đăng Dư, Nghiên cứu nguyên nhân hình thành và các biện pháp phòng tránh lũ quét. Đề tài cấp

Nhà nước, Hà Nội, 1995.

2. Vũ Cao Minh và nnk, Điều tra đánh giá hiện tượng trượt lở-lũ bùn đá ở Lai Châu và đề xuất biện

pháp phòng chống. Đề tài điều tra cơ bản cấp nhà nước, 1986 và Đề tài cùng tên cấp Tỉnh, UBNN tỉnh Lai

Châu, 1997, Hà Nội, 1998.

3. Tài liệu hội thảo chuyên đề phòng tránh lũ quét miền núi tại Điện Biên Phủ 3/1996, tại Yên Bái 1998,

và tại Hà Giang, 2002.

4. Trần Văn Tư, Nghiên cứu cơ sở khoa học của sự hình thành và phát triển lũ lụt miền núi (trong đó

có lũ quét), đề xuất các giải pháp cảnh báo, dự báo và giảm nhẹ cường độ thiên tai cùng các thiệt hại. Đề

tài cấp Trung tâm KHTN & CNQG, 1998-1999, Hà Nội, 2000.

5. Trần Văn Tư và nnk, Nghiên cứu đánh giá tai biến lũ quét – lũ bùn đá Bắc Trung Bộ. Đề tài nhánh

của đề tài cấp Nhà nước: nghiên cứu thiên tai địa chất. Viện Địa chất, 2001.

6. Trần Văn Tư, Quá trình địa Cơ học với sự hình thành và phát triển lũ quét, lũ bùn đá. Tuyển

tập hội nghị cơ học đá toàn quốc 2002, Hà Nội 2002.

7. Trần văn Tư, Về sự hình thành và phát triển lũ quét nghẽn dòng ở trũng giữa núi và cánh đồng

Karst. Tạp chỉ Nông nghiệp và Phát triển Nông thôn, No 10.2003, 1302-1304, 2003

1

Trần Văn Tư, Cơ sở khoa học phân vùng dự báo lũ quét sườn. Tạp chí các KH về Trái Đất, chuyên

san 2005.

-----------------------------------

Sự phân bố về mặt định lượng các thành phần kháng bên và kháng mũi của cọc khoan nhồi trong quá trình cọc chịu tải

Vũ công ngữ1 Nguyễn hùng sơn1

Distribution of pile skin resistance capacity and point capacity of bored piles carrying

compressive loads

Abstract: In this paper the authors quantitatively analyze distribution of pile skin capacity and point

capacity of bored piles while the piles carry compressive loads. The computations are carried out at Van

Quan building place (Hatay province) and Dai Kim apartment building (Hanoi) with help of PLAXIS software.

I. Mở đầu

Sức chịu tải cực hạn của cọc theo đất nền

được qui định bởi hai thành phần là sức kháng

bên và sức kháng mũi của cọc. Nhiều thí nghiệm

hiện trường, [3] với các cọc khoan nhồi đã cho

thấy sự huy động của hai thành phần này khi cọc

chịu tải trọng dọc trục là không đều nhau. Ngay

khi tác dụng tải trọng lên cọc, sức kháng bên sẽ

được huy động ngay và hầu như toàn bộ tải

trọng này là do sức kháng bên tiếp nhận. Nếu tải

trọng tiếp tục tăng thì một phần tải trọng sẽ được

tiếp nhận bởi sức kháng mũi cọc. Khi này sức

chịu tải cực hạn của cọc khoan nhồi được tính

bằng tổng sức kháng bên cực hạn và sức kháng

mũi cực hạn của cọc. Trong nhiều trường hợp

khác với các loại đất/đá giảm yếu khi có biến

dạng lớn, nếu ở một dịch chuyển khá nhỏ nào

đó, sức kháng bên của cọc đã đạt giá trị cực

hạn, nhưng nếu cọc vẫn tiếp tục dịch chuyển

xuống dưới thì giá trị sức kháng bên lại giảm đi

trong khi đó sức kháng mũi của cọc vẫn tăng lên.

Lúc này để xác định sức chịu tải cực hạn của

cọc, chúng ta cần nghiên cứu, đánh giá riêng

từng thành phần kháng bên và kháng mũi của

cọc trong phạm vi dịch chuyển giới hạn của cọc.

Để nghiên cứu sự phân bố và đánh giá định

lượng các thành phần kháng bên cũng như

kháng mũi của cọc khoan nhồi trong quá trình

cọc chịu tải. Trong bài báo này, các tác giả đã sử

dụng phương pháp Phần tử hữu hạn với sự trợ

giúp của phần mềm PLAXIS, [4] để tính toán cho

một số trường hợp cụ thể.

II. Sơ đồ và các số liệu tính toán

Bài toán xác định định lượng phân bố các

thành phần kháng bên và kháng mũi của cọc

khoan nhồi trong suốt quá trình cọc chịu tải được

mô tả như ở sơ đồ hình 1. ở đây sơ đồ tính toán

được chọn là sơ đồ đối xứng trục (Axisymmetry)

1. Trường Đại học Xây dựng

55 Đường Giải Phóng, Hà Nội

Tel: 8699649

Email: cttc@fpt.vn

1

Hình 1. Sơ đồ tính toán

(Khu Văn Quán)

Mô hình đất dùng trong tính toán là mô

hình Morh Coulomb, các số liệu tính toán

được các tác giả lựa chọn ở một số vùng là

khu vực Văn Quán (Yên Phúc, Hà Tây) và khu

vực Đại Kim (Định Công , Hà Nội). Một số tính

chất cơ bản của đất dùng cho tính toán được

thể hiện ở các bảng 1 và bảng 2 dưới đây.

Bảng 1. Các chỉ tiêu của đất dùng cho tính toán ở khu vực Văn Quán, [1]

Tính chất

lớp đất

Dung trọng

đất dưới

MNN

(kN/m3)

Dung trọng

đất trên

MNN

(kN/m3)

Mô đun

biến dạng

E0 (kN/m2)

Lực dính

đơn vị c

(kN/m2)

Góc ma sát

trong của

đất ( (độ)

Bề dày lớp

đất (m)

Lớp 1 19.1 14.4 8050 31 13.2 4,4

Lớp 2 20 16 10500 0 30 13,2

Lớp 3 20 16 22000 0 35 18,5

Lớp 4 18.2 14.1 9500 41 11.4 10,4

Lớp 5 20 16 35000 0 35 8,5

Lớp 6 20 16 100000 0 35 -

Bảng 2. Các chỉ tiêu của đất dùng cho tính toán ở khu vực Đại Kim, [2]

Tính chất

lớp đất

Dung trọng

đất dưới

MNN

(kN/m3)

Dung trọng

đất trên

MNN

(kN/m3)

Mô đun

biến dạng

E0 (kN/m2)

Lực dính

đơn vị c

(kN/m2)

Góc ma sát

trong của

đất ( (độ)

Bề dày lớp

đất (m)

Lớp 1 19,2 14,6 12000 22 12,4 5,5

Lớp 2 18,6 13,7 11000 16 10 2

Lớp 3 16,1 10 1300 6 6 2,5

Lớp 4 17,1 11,4 1100 6 6 11,5

Lớp 5 17,9 12,7 5000 9 6 6,5

Lớp 6 19,3 14,8 8800 8 18 2

Lớp 7 18,8 14 10000 16 11 4

Lớp 8 19,3 14,8 15400 24 15 4,5

Lớp 9 18,9 14,2 10200 16 11 1,5

Lớp 10 20 16 25000 0 30 2

Lớp 11 20 17 45000 0 35 2

Lớp 12 20 17 60000 0 35 -

Cọc khoan nhồi là cọc bê tông cốt thép mác

bê tông 300#, được mô hình là môi trường đàn

hồi không có lỗ rỗng với mô đun đàn hồi E =

2,9.107 kN/m2, hệ số poisson ( = 0,17 và trọng

lượng riêng ( = 25kN/m3.

Các tính toán được thực hiện lần lượt cho các

1

trường hợp sau:

1. Tại khu vực Văn Quán, tính toán cho cọc

đường kính 1200mm, dài 56m,

2. Tại khu vực Đại Kim, tính toán cho cọc

đường kính 1000mm, dài 42m.

Để đánh giá khả năng chịu tải tại mũi cọc,

chúng ta sẽ nghiên cứu thành phần ứng suất

theo phương thẳng đứng của điểm A tại tâm tiết

diện ngay dưới mũi cọc. Coi ứng suất thẳng

đứng phân bố dưới mũi cọc là đều, chúng ta

hoàn toàn có thể xác định được thành phần lực

ma sát bên của cọc từ điều kiện sau:

Rs = (N+W) - A.(yy

trong đó: Rs - sức kháng bên của cọc,

N –lực nén tác dụng lên đỉnh cọc

W –trọng lượng bản thân của cọc

(yy –ứng suất theo phương thẳng đứng tại vị

trí mũi cọc

A – diện tích tiết diện ngang của cọc

III. Các kết quả tính toán

Sau khi tính toán và phân tích các kết quả thu

được, chúng ta hoàn toàn có thể đánh giá định

lượng từng thành phần sức kháng mũi và kháng

bên mà cọc đã huy động thêm khi có tải trọng tác

dụng. Các đánh giá này được thể hiện ở các

bảng 3 và 4 dưới đây.

Bảng 3. Đánh giá các thành phần lực kháng của cọc tại khu vực Văn Quán

Kích thước cọc

Cường độ áp

lực nén phân

bố trên đỉnh

cọc (kPa)

Lực nén tác

dụng trên đỉnh

cọc (kN)

Thành phần lực

kháng mũi

Thành phần lực kháng

bên

(kN) (%) (kN) (%)

Cọc nhồi đường

kính 1200mm,

dài 56m

0 0 0 0 0 0

1000 1130,4 252 22,3 878,4 77,7

2000 2260,8 458,4 20,2 1802,4 79,7

3000 3391,2 707,5 20,9 2683,7 79,1

4000 4521,6 1036 22,9 3485,6 77,1

5000 5652 1720,5 30,4 3931,5 69,6

6000 6782,4 2385,3 35,2 4397,1 64,8

7000 7912,8 3333,8 42,1 4579 57,9

8000 9043,2 4355,1 48,2 4688,1 51,8

9000 10173,6 5559,2 54,6 4614,4 45,4

10000 11304 6687,4 59,2 4616,6 40,8

11000 12434,4 7909,3 63,6 4525,1 36,4

12000 13564,8 9089,1 67 4475,7 33

Hình 2. Các thành phần sức kháng của cọc tại khu vực

1

Văn Quán

Hình 3. Các thành phần sức

kháng của cọc tại khu vực Đại

Kim

Bảng 4. Đánh giá các thành phần lực kháng của cọc tại khu vực Đại Kim

Kích thước cọc

Cường độ áp

lực nén phân

bố trên đỉnh

cọc (kPa)

Lực nén tác

dụng trên đỉnh

cọc (kN)

Thành phần lực

kháng mũi

Thành phần lực kháng

bên

(kN) (%) (kN) (%)

Cọc nhồi

đường kính

1000mm, dài

42m

0 0 0 0 0 0

1000 785 218,1 27,8 566,9 72,2

2000 1570 410,4 26,1 1159,6 73,9

3000 2355 1132 48,1 1223 51,9

4000 3140 1960,1 62,4 1179,9 37,6

5000 3925 2764,3 70,4 1160,7 29,6

6000 4710 3537,5 75,1 1172,5 24,9

7000 5495 4540,8 82,6 954,2 17,4

8000 6280 5421,6 86,3 858,4 13,7

9000 7065 6082 86,1 983 13,9

10000 7850 6947,1 88,5 902,9 11,5

11000 8635 7910,5 91,6 724,5 8,4

12000 9420 8845,5 93,9 574,5 6,1

Các hình 2 và hình 3 trên đây thể hiện mối quan hệ của các thành phần kháng bên và kháng mũi

của cọc theo từng cấp tải trọng nén lên đầu cọc.

Theo các số liệu tính toán thống kê ở các bảng 3, 4, và từ các hình 2, 3 chúng ta có thể rút ra một

vài nhận xét sau đây :

ở các điều kiện địa chất khác nhau sự phân bố của các thành phần không giống nhau, nhưng

chúng đều có điểm chung là ngay khi cấp tải trọng tác dụng còn nhỏ hầu hết tải trọng được tiếp thu bởi

sức kháng bên của cọc. Sức kháng bên được huy động tới một mức độ nào đó thì giảm dần ảnh hưởng

và lúc này sức chịu tải của cọc được tăng lên là nhờ vào sức kháng mũi.

Kết quả thu được trên hình 2 tương đối phù hợp với các kết quả thực nghiệm thu được như đã

nói ở tài liệu [3]. Ngay khi chất tải, sức kháng bên của cọc đã tăng rất nhanh và hầu như tiếp thu toàn

bộ tải trọng đặt lên đỉnh cọc. Sức kháng bên đã chiếm tới gần 80% giá trị tải trọng đặt lên đỉnh cọc.

Nhưng sau khi đã đạt được giá trị cực đại, sức kháng bên đã không tăng thêm mà giữ nguyên.

Đây mới chỉ là những tính toán bước đầu, một cách định tính kết quả trên là hợp lý nhưng về

mặt định lượng thì chưa chắc chắn. Việc mô phỏng tương tác đất – cọc cần được làm rõ thêm để có

thể ứng dụng chương trình Plaxis vào phân tích sự làm việc của cọc.

Tài liệu tham khảo:

1. Công ty Tư vấn triển khai công nghệ và xây

dựng Mỏ Địa chất. Báo cáo kết quả thí nghiệm nén

tĩnh cọc khoan nhồi Công trình Nhà ở cao tầng CT3,

Văn Quán – Yên Phúc- Hà Tây. 7/2004.

1

2. Trường Đại học Mỏ địa chất, Trung tâm

nghiên cứu Địa kỹ thuật. Báo cáo kết quả khảo

sát địa chất công trình khu đô thị Đại Kim, Định

Công, Hà Nội. 2002.

3. Drilled shafts: Construction Procedures and

Design Methods. FHWA-IF-99-025

4. Vermeer P.A., Brinkgreve R.B.J. (Eds),

PLAXIS - finite element code for soil and rock

analyses. Plaxis user's Manual v.7.Balkema/

Rotterdam/ Brookfiled/ 1998.

1