T¹p chÝ §Þa kü thuËt - vgi-vn.vn · lượng - đó là độ tin cậycủa kết cấu. Các phương pháp này, khi coi các tham số tính toán của kết cấu và

§Þa kü thuËt sè 3-2010 1

T¹p chÝ §Þa kü thuËt

N¨m thø 14

Sè 3 n¨m 2010 ISSN - 0868 - 279X

Môc lôc

NguyÔn Vi: TÝnh to¸n ®é tin cËy cña çc

c«ng tr×nh vµ nÒn cña chóng 3

NguyÔn Hång Nam, Phïng §øc Th¾ng,

NguyÔn §×nh Phóc, NguyÔn NhËt H¶i, T«

ThÕ Tïng, Vò Nguyªn Hng: §¸nh gi¸

ph¬ng ph¸p biÓu ®å thiÕt kÕ mãng n«ng 10

T¹ ThÞ Sö, NguyÔn V¨n Anh, TrÞnh Minh

Thô, M¹c ThÞ Ngäc: Nghiªn cøu øng suÊt,

biÕn d¹ng cña ®Ëp ®Êt díi t¸c dông cña

t¶i träng ®éng ®Êt 18

Lª Huy Hoµng: Níc karst trong ®¸ v«i vµ

®¸ carbonat ë ViÖt Nam 23

NguyÔn Mai Chi, Ph¹m §øc HËu, TrÇn

ThÕ ViÖt: Nghiªn cøu ®¸nh gi¸ kh¶ n¨ng

mÊt æn ®Þnh thÊm nÒn ®ª T©n C¬ng - VÜnh

Phóc 31

NguyÔn §øc Lý, NguyÔn Thanh: KÕt qu¶

nghiªn cøu ban ®Çu qu¸ tr×nh dÞch chuyÓn

®Êt ®¸ trªn bê dèc ®êng giao th«ng vïng

®åi nói t©y Qu¶ng B×nh 40

Ng« C¶nh Tïng, NguyÔn H÷u N¨m,

Nghiªm H÷u H¹nh: Thiªn tai trît lë ®Êt ë

Qu¶ng Nam, Qu¶ng Ng·i vµ mét sè

ph¬ng ph¸p dù b¸o 46

Phan Chu Nam: Sù h×nh thµnh tr÷ lîng

khai th¸c níc díi ®Êt vïng thµnh phè Hå

ChÝ Minh 54

Hoµng ViÖt Hïng: Tr×nh tù thùc hiÖn xö lý

®Êt cã phô gia Consolid dïng ®Ó ®¾p vá bäc

®ª biÓn 61

Tæng biªn tËp

GS. TS. NguyÔn Trêng TiÕn

Phã tæng biªn tËp

PGS.TS. Nghiªm H÷u H¹nh

PGS.TS. §oµn ThÕ Têng

Héi ®ång Biªn tËp

PGS.TS. §µo V¨n Canh

PGS.TS. §Æng H÷u DiÖp

TS. Phïng M¹nh §¾c

GS.TSKH. Bïi Anh §Þnh

PGS.TS. Lª Phíc H¶o

TS. Ph¹m Quang Hng

PGS.TS. NguyÔn B¸ KÕ

TS. Phïng §øc Long

GS. NguyÔn C«ng MÉn

PGS.TS. NguyÔn Hång Nam

PGS.TS. NguyÔn Sü Ngäc

GS.TS. Vò C«ng Ng÷

GS.TS. Mai Träng NhuËn

PGS.TS. NguyÔn Huy Ph¬ng

PGS.TS. NguyÔn V¨n Quang

GS.TSKH. NguyÔn V¨n Qu¶ng

TS. Do·n Minh T©m

GS.TS. TrÇn ThÞ Thanh

PGS.TS. V¬ng V¨n Thµnh

GS.TS. Lª §øc Th¾ng

TS. §inh Ngäc Th«ng

GS.TSKH. NguyÔn V¨n Th¬

PGS.TS. TrÞnh Minh THô

TS. NguyÔn §×nh TiÕn

GS.TS. ®ç nh tr¸ng

TS. TrÇn v¨n t

TS. TrÇn T©n V¨n

GS.TSKH. Ph¹m Xu©n

GiÊy phÐp xuÊt b¶n sè 1358/GPXB - Ngµy 8-6-1996, Bé V¨n hãa - Th«ng tin

C¬ quan xuÊt b¶n: ViÖn §Þa kü thuËt

(Liªn hiÖp çc Héi KH&KT ViÖt Nam) 38 phè BÝch C©u - §èng §a - Hµ Néi

Tel: 04. 22141917, 22108643; Fax: 04.37325213 Email: [email protected]; [email protected] Website: www.vgi-vn.com

XuÊt b¶n 3 th¸ng 1 kú

Nép lu chiÓu: th¸ng mêi n¨m 2010 In t¹i C«ng ty in Thñy lîi

¶nh b×a 1: Gi¶i ph¸p nµo ®Ó æn ®Þnh bê

dèc?

¶nh: H÷u H¹nh

Gi¸: 15.000 ®


Vietnam Geotechnial Journal

Volume 14

Number 3 - 2010

ISSN - 0868 - 279X

contents

NGUYeN VI: Realiability calculation of structures and their foundation 3

Nguyen Hong Nam, Phung Duc

Thang, Nguyen Dinh Phuc,

Nguyen Nhat Hai, To The Tung, Vu

Nguyen Hung: Assesment on the design chart of shalow foundation 10

Ta Thi Su, Nguyen Van Anh, Trinh

Minh Thu, mAI tHi nGOC: Stress strain behaviour of earth fill dam subjected to earthquake load 18

Le HUY HOaNG: Karst water existing in limestones and carbonate rocks in Vietnam 23

Nguyen Mai Chi, Pham duc Hau,

Tran The Viet: Researches and assesing the possibility of unstable permeability of the Tan Cuong dke foundation 31

Nguyen Duc Ly, Nguyen Thanh: Research results with the system initially on gravity shifting process of rock soils on slopes and side slopes of traffic roads in mountainous area west of Quang Binh 40

Ngo Canh Tung, Nguyen huU Nam,

Nghiem Huu Hanh: Natural landslide disasters in Quang Nam, Quang Ngai and some methods of warnings 46

Phan Chu Nam: Formation of exploitable grounwater reserve in the Ho Chi Minh city area 54

Hoang Viet Hung: Systematic testing of Consolid treated sils to be applied to cover soils of sea dikes 61

Editor-in-Chief

Prof.,Dr. Nguyen Truong Tien

Deputy Editors-in-Chief

Assoc. Prof., Dr. Nghiem Huu Hanh

Assoc. Prof.,Dr. doan The Tuong

EditOrial board

Assoc.Prof. Dr. DAo Van Canh

Assoc. Prof.,Dr. DAng Huu Diep

Dr. Phung Manh Dac

Prof.,D.Sc. Bui Anh dinh

Assoc. Prof.,Dr. Le Phuoc Hao

Dr. Pham Quang Hung

Assoc. Prof.,Dr. Nguyen Ba Ke

Dr. Phung duc Long

Prof. Nguyen Cong Man

Assoc. Prof. Dr. Nguyen Hong Nam

Assoc. Prof.,Dr. Nguyen Sy Ngoc

Prof.,Dr. Vu Cong Ngu

Prof.,Dr. Mai Trong Nhuan

Assoc. Prof.,Dr. Nguyen Huy Phuong

Assoc. Prof.,Dr. Nguyen Van Quang

Prof.,D.Sc. Nguyen Van Quang

Dr. Doan Minh Tam

Prof.,Dr. Tran Thi Thanh

Assoc. Prof.,Dr.Vuong Van Thanh

Prof.,Dr. Le duc Thang

Dr. dinh Ngoc Thong

Prof.,D.Sc. Nguyen Van Tho

Assoc. Prof. Dr. Trinh Minh thu

Dr. Nguyen Dinh Tien

Prof., Dr. do Nhu Trang

Dr. Tran VAn Tu

Dr. Tran Tan Van

Prof.,D.Sc. Pham Xuan

Printing licence No 1358/GPXB dated 8 June 1996 by the Minister of Culture and Information Published by the Vietnam Geotechnical Institute (Vietnam

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

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

Website: www.vgi-vn.com Copyright deposit: October 2010


TÝNH TO¸N §é TIN CËY CñA ÇC C¤NG TR×NH

Vµ NÒN CñA CHóNG

NGUYÔN VI*

Realiability calculation of structures and their foundation

Abstract: This article presents the necessity to calculate reliability of

structures, their contents and calculating methods of structures’

composition to determine reliability of the building components against

loading for entire works as well.

I. MỞ ĐẦU

Các phương pháp tính toán và thiết kế các

công trình và nền của chúng trong các Tiêu

chuẩn hiện hành được gọi là phương pháp các

trạng thái giới hạn, được tạo ra ở Liên Xô cũ và

đã được sử dụng trong vòng hơn 50 năm nay.

Các phương pháp tương tự cũng được sử dụng ở

nhiều nước khác trên thế giới dưới tên gọi

“phương pháp bán xác suất”, mà về bản chất vẫn

mang tính tiền định, chúng là cơ sở cho nhiều

Tiêu chuẩn thiết kế của Châu Âu và Tiêu chuẩn

ISO [4]. Các phương pháp kể trên có mâu thuẫn

cơ bản trong phương pháp luận của mình là sử

dụng các tham số tính toán có bản chất ngẫu

nhiên trong thuật toán với các quan hệ hàm số

có tính đơn trị và tiền định, cũng như không xét

yếu tố thời gian. Nhiều kết quả nghiên cứu được

tiến hành trong 40-50 năm qua [1, 2, 7, 8] đã

khẳng định: các tham số của kết cấu và tải trọng

được dùng trong tính toán các công trình không

phải là các đại lượng không đổi mà là các đại

lượng ngẫu nhiên. Ngoài ra, trong phương pháp

các trạng thái giới hạn việc lấy nhiều hệ số an

toàn theo kinh nghiệm để bù vào mức độ không

đáng tin cậy của hàng loạt các yếu tố ảnh hưởng

đến trạng thái kết cấu cũng mang tính tiền định

và ước lệ.

Vì thế, ngày nay trên thế giới người ta đã sử

dụng tương đối phổ biến các phương pháp xác

suất và độ tin cậy trong tính toán các công trình

xây dựng và nền của chúng. Đây là hệ phương

pháp tiên tiến để tính toán các kết cấu xây dựng,

đang được áp dụng ở nhiều nước phát triển trên

thế giới. Ở các nước như Nga, Mỹ, Trung Quốc,

Nhật Bản,... đều đã ban hành các Tiêu chuẩn

theo hướng này [5, 6, 11] để dần thay thế các

Tiêu chuẩn được biên soạn theo các phương

pháp tiền định. Ở nước ta hiện nay, việc nghiên

cứu và áp dụng hệ phương pháp tính toán theo

quan điểm độ tin cậy để thiết kế các công trình

và nền của chúng là vấn đề hết sức cần thiết và

cấp bách.

II. TÍNH TOÁN CÁC CÔNG TRÌNH

THEO LÝ THUYẾT ĐỘ TIN CẬY

Khác với các phương pháp tiền định, các

phương pháp thiết kế kết cấu xây dựng theo

quan điểm xác suất đề nghị tiêu chí mới về chất

lượng - đó là độ tin cậy của kết cấu. Các phương

pháp này, khi coi các tham số tính toán của kết

cấu và tải trọng là các đại lượng ngẫu nhiên, cho

ta biết được một cách định lượng khả năng xảy

ra trạng thái phá hoại của kết cấu, do đó có thể

giữ cho khả năng xảy ra phá hoại ở dưới một giá

trị cho phép. Nói cách khác, có thể điều khiển

xác suất làm việc an toàn của công trình ở trên

một mức giới hạn nào đó trong một khoảng thời

gian xác định.

* Trêng Cao ®¼ng Giao th«ng VËn t¶i

54 TriÒu Khóc - Thanh Xu©n Nam - Hµ Néi

D§: 0974853495

Email: [email protected]


Khái niệm độ tin cậy bao hàm lượng thông

tin rất lớn. Độ tin cậy là tính chất phức tạp và

gồm tổ hợp các tính chất: tính an toàn (không

xảy ra sự cố), tính lâu dài (tuổi thọ hay thời hạn

phục vụ), tính sửa chữa và tính bảo toàn. Tuy

nhiên, người ta coi đặc trưng cơ bản của độ tin

cậy của công trình là xác suất làm việc an toàn

(không có sự cố) của nó trong một thời hạn khai

thác xác định [2, 8, 11]. Sự cố (отказ – tiếng

Nga, failure – tiếng Anh) là biến cố ngẫu nhiên

phá hoại khả năng làm việc của cấu kiện hoặc

của hệ thống. Khái niệm sự cố rất gần với khái

niệm trạng thái giới hạn trong tính toán tiền

định, vì thế có thể coi điều kiện làm việc không

xảy ra các sự cố trùng với điều kiện không xảy

ra các trạng thái giới hạn của kết cấu, các trạng

thái giới hạn này đã được thiết lập bởi các tài

liệu tiêu chuẩn hiện hành [2, 8].

Việc nghiên cứu đồng thời phân bố của tải

trọng S và độ bền hay khả năng chịu tải R lần

đầu tiên đã được Streletsky N. X. tiến hành [2,

8]. Các đường cong phân bố của độ bền kết

cấu và tải trọng tác dụng được thể hiện trên

hình 1, chúng cắt nhau tại điểm tương ứng với

độ bền Ro và tải trọng So. Theo Streletsky N.

X., sự cố của công trình xảy ra khi xuất hiện

đồng thời hai biến cố: 1) tải trọng bằng So còn

độ bền nhỏ hơn Ro; 2) độ bền bằng Ro còn tải

trọng lớn hơn So. Xác suất xuất hiện các biến

cố này dễ dàng tính được nếu biết các quy luật

phân bố của độ bền và tải trọng. Với tính độc

lập của độ bền và tải trọng, xác suất xuất hiện

đồng thời hai biến cố nói trên (xác suất xảy ra

sự cố) bằng tích các xác suất xuất hiện của

mỗi biến cố riêng biệt. Đại lượng ngược với

xác suất xảy ra sự cố về ý nghĩa – chính là xác

suất làm việc an toàn của kết cấu, được gọi là

“đảm bảo không phá hoại” Г:

1 12, (1)

ở đây 1, 2 – là xác suất xuất hiện các biến

cố nói trên (hình 1), được xác định theo các

công thức sau:

1 =

0

;)(S

dSSp

2 = 0

0

)(

R

dRRp .

Hình 1. Sự giao nhau của các đường cong

phân bố độ bền và tải trọng.

“Đảm bảo không phá hoại” là đại lượng đơn

giản và trực quan, cho phép đánh giá độ tin cậy

của kết cấu. Tuy nhiên, xác suất làm việc an

toàn khi đó lại quá cao vì không xét được tất cả

các tổ hợp có thể có của R và S.

Từ năm 1952 độ tin cậy của kết cấu được

Rgianitsưn A. R. định nghĩa chặt chẽ hơn khi ông

đưa vào khái niệm hàm không phá hoại (hình 2):

SR . (2)

Kỳ vọng toán và phương sai đối với phân bố

được biểu thị qua các đặc trưng tương ứng

của phân bố tải trọng và độ bền

SR ; 222

SR , (3)

ở đây SR ,, kỳ vọng toán của các phân

bố tương ứng; 222 ,, SR là phương sai của

các phân bố.

Ông cũng đã đưa vào tính toán đại lượng

được gọi là “đặc trưng an toàn” của kết cấu

= 22

SR

SR

(4)

Rõ ràng, “đặc trưng an toàn” chính là độ

tin cậy của kết cấu ở dạng không tường minh,

nó có ý nghĩa như công cụ ở dạng công thức

toán học để xác định sự cố – xác suất rơi của

các giá trị vào vùng không an toàn (hình 2).

p(S), p(R)

So = Ro S , R

1 2

p(S) p(R)


Đối với phân bố chuẩn, xác suất này được tính

theo công thức:

),(2

1)(

dpQ (5)

ở đây

0

2

)2

exp(2

1)( d là hàm

Laplace, các giá trị của hàm đã được lập

thành bảng.

Hình 2. Dẫn xuất “đặc trưng an toàn” của

Rgianitsưn A. R.

So với xác suất sự cố Q thì “đặc trưng an

toàn” có ưu điểm hơn vì nó biểu thị bởi một

số không lớn, trong khi đó xác suất sự cố Q

là một số thập phân rất nhỏ. Ví dụ, khi =

1,28 thì Q = 0,1 và khi = 5 thì Q = 2,9.107

.

Các giá trị > 5 có thể coi là rất lớn và tương

ứng với những giá trị cực kỳ nhỏ của xác suất

sự cố Q, khi đó xác định Q theo (5) sẽ rất khó

khăn.

Trong Tiêu chuẩn của Trung Quốc [5] và

của Nhật Bản năm 2007 [6], người ta đều gọi

“đặc trưng an toàn” là “chỉ số độ tin cậy” ,

nghĩa là

= = 22

SR

SR

. (6)

Theo Tiêu chuẩn Trung Quốc [5], công trình

được thiết kế theo độ tin cậy phụ thuộc dạng

phá hoại và mức độ an toàn của công trình

(bảng 1).

Bảng 1. Phân cấp mức độ an toàn của công trình [5]

Đặc trưng

phá hoại

Cấp an toàn

Cấp I

(Rất nghiêm trọng)

Cấp II

( Nghiêm trọng)

Cấp III

(Không nghiêm trọng)

(chỉ số độ

tin cậy)

PS

(xác suất an

toàn)

(chỉ số độ

tin cậy)

PS

(xác suất

an toàn)

(chỉ số độ

tin cậy)

PS

(xác suất

an toàn)

Phá hoại biến

hình từ từ 3,7 0,9998900 3,2 0,9993189 2,7 0,996533

Phá hoại

đột ngột 4,2 0,99998665 3,7 0,9998900 3,2 0,9993189

Theo Tiêu chuẩn Nhật Bản [6], công trình

được thiết kế theo độ tin cậy ở mức 2 (xem bảng

2): đối với cầu tàu và các công trình cảng, chỉ số

độ tin cậy cho phép a được lấy bằng 2 4; đối

với các dạng đê chắn sóng khác nhau, chỉ số

a = 2,043,60; đối với các công trình rất quan

trọng, như lò phản ứng hạt nhân, chỉ số a được

lấy bằng 56.


Bảng 2. Các mức thiết kế kết cấu theo Tiêu chuẩn Nhật Bản [6]

Mức Công thức kiểm tra

an toàn Khái niệm Ghi chú

3 Pf Pfa Xác suất sự cố Mô phỏng theo

Monte Carlo

2 a Chỉ số độ tin cậy Tiêu chuẩn này

1 kSkR SR Các hệ số an toàn

bộ phận

Phương pháp thiết kế theo

trạng thái giới hạn

Từ năm 1986 ở Liên Xô cũ việc tính toán

thiết kế các công trình cảng theo lý thuyết độ tin

cậy đã được thực hiện theo mức 3 [11]. Người

ta xác định không phải xác suất sự cố mà là xác

suất ngược với nó về ý nghĩa, đó là xác suất làm

việc không xảy ra sự cố (xác suất làm việc an

toàn) của các cấu kiện chịu tải và của cả công

trình nói chung.

Xác định độ tin cậy của cấu kiện chịu tải.

Đối với các công trình mà mật độ phân bố xác

suất của các tham số kết cấu và tải trọng cơ

bản tuân theo quy luật phân bố chuẩn hoặc rất

gần với phân bố chuẩn, có thể xác định xác

suất làm việc an toàn của các cấu kiện chịu tải

theo phương pháp tuyến tính hoá [2, 8, 11].

Để tính độ tin cậy P phải xác định các đặc

trưng thống kê của độ bền hay khả năng chịu

tải của cấu kiện R và của nội lực S do tải trọng

ngoài gây ra. Trong quan hệ tiền định, độ bền

hay khả năng chịu tải R và nội lực S có thể

được viết dưới dạng hàm của một số hữu hạn

các tham số sau đây:

),...,,( 21 nR rrrfR ,

),...,,( 21 mS sssfS , (7)

trong đó mn sssrrr ,...,,,,...,, 2121 – là các tham

số tính toán của hàm độ bền và nội lực.

Thực tế chỉ ra rằng, hầu như tất cả các tham

số mn sssrrr ,...,,,,...,, 2121 đều là các đại lượng

ngẫu nhiên [1, 2, 8]. Kỳ vọng toán của hàm các

tham số ngẫu nhiên bằng đại lượng được xác

định theo quan hệ tiền định với việc đưa vào kỳ

vọng toán của các đại lượng ngẫu nhiên

),...,,( 21 nR rrrfR ,

),...,,( 21 mS sssfS , (8)

trong đó mn sssrrr ,...,,,,...,, 2121 – tương ứng

là kỳ vọng toán của các tham số tính toán của

hàm độ bền và hàm nội lực.

Phương sai của hàm các tham số ngẫu nhiên

được xác định theo công thức của lý thuyết xác

suất [3, 8]:

,)()()(1 1

32

2

2

2

2

n

i

n

i

i

i

R

i

Ri

i

RR r

r

f

r

fr

r

fRD

,)()()(1 1

32

2

2

2

2

m

i

m

ii

i

S

i

S

i

i

S

S ss

f

s

fs

s

fSD (9)

ở đây 32 , – mômen trung tâm thứ hai và

thứ ba của các tham số ngẫu nhiên của độ bền

hay nội lực; i

R

r

f

,

i

S

s

f

;

2

2

i

R

r

f

,

2

2

i

S

s

f

– đạo hàm

riêng cấp một và cấp hai của hàm các tham số

ngẫu nhiên của độ bền và nội lực; n, m – số

tham số ngẫu nhiên trong hàm độ bền và hàm

nội lực.

Khi đó theo phương pháp tuyến tính hóa, vào


thời điểm t bất kỳ xác suất làm việc không xảy

ra sự cố của cấu kiện được xác định theo công

thức [1, 8]:

RS DD

RSP 1 , (10)

ở đây RS DRDS ,,, – tương ứng là kỳ vọng

toán và phương sai của hàm tải trọng S và hàm

độ bền hay khả năng chịu tải R của cấu kiện;

- hàm phân bố chuẩn.

Thực tế tính toán chỉ ra rằng, khi các hàm độ

bền và nội lực (8) phức tạp, việc xác định các

phương sai SR DD , theo (9) cũng phức tạp và dễ

nhầm lẫn. Vì thế, để tính toán xác suất công

trình, tốt nhất nên sử dụng các phương pháp số:

phương pháp Monte Carlo, phương pháp thử

nghiệm thống kê,… với việc sử dụng máy tính

điện tử. Theo hướng này, tác giả đã đề xuất một

phương pháp tính xác suất các kết cấu xây dựng

rất thuận lợi và hiệu quả, được công bố ở nước

ngoài và được trình bày chi tiết trong [3, 9].

Trong nhiều trường hợp, do số lượng mẫu

thử hạn chế cũng như do các đặc điểm công

nghệ hoặc các nguyên nhân khác mà các quy

luật phân bố của các tham số có thể chỉ gần với

phân bố chuẩn, chúng có độ lệch và độ nhọn

nhất định. Điều đó có thể dẫn đến sai số lớn khi

xác định xác suất làm việc an toàn của cấu kiện

theo phương pháp tuyến tính hoá. Vì thế, để tính

độ tin cậy của các cấu kiện chịu tải của công

trình, hợp lý hơn cả là sử dụng phương pháp bán

bất biến tổng quát của Ju. A. Pavlov. Có thể

xem chi tiết công thức tính theo phương pháp

này trong [2, 10].

Mục đích tính toán các công trình về độ tin

cậy là, với xác suất đủ cao, không cho phép nảy

sinh sự cố trong công trình, trong các cấu kiện

và nền của nó vào thời kỳ xây dựng và khai

thác. Nhưng đối với một cấu kiện có thể xảy ra

một số sự cố. Khi đó, xác suất làm việc an toàn

của cấu kiện j ( jP ) theo tập hợp các sự cố i có

thể xảy ra với nó, được xác định theo công thức:

jP = 1 ─

T

i

jiP1

)1( , (11)

ở đây T − số các sự cố có thể xảy ra với cấu

kiện j; jiP − được xác định theo công thức (10).

Xác định độ tin cậy của công trình. Độ tin cậy

của cả công trình phụ thuộc vào cách liên kết và tác

dụng tương hỗ giữa các cấu kiện chịu tải của nó [1,

7, 8, 11]. Với tính chất như định hướng, chúng ta

xác định độ tin cậy của cả công trình theo chỉ dẫn

của РД 31.31.35 – 85 [11]. Khi đó, xác suất làm

việc an toàn của công trình Pc được xác định xuất

phát từ quan niệm về các sự cố của các cấu kiện đã

được chia ra, như các biến cố ngẫu nhiên độc lập,

phù hợp với định lý nhân xác suất:

tc

c

K

j

jc PPP 1

, (12)

ở đây K – số cấu kiện của công trình; tc

cP −

độ tin cậy tiêu chuẩn của công trình.

Về độ tin cậy tiêu chuẩn của cấu kiện và

của công trình. Độ tin cậy tiêu chuẩn được

thiết lập trên cơ sở kinh nghiệm thiết kế các

công trình với việc sử dụng các phương pháp

của lý thuyết độ tin cậy và các tiêu chí kinh tế.

Trong quy phạm [11] cho trị số độ tin cậy tiêu

chuẩn đối với các cấu kiện chịu tải của các công

trình tuỳ thuộc dạng sự cố của cấu kiện do phá

hoại vật liệu hay tương tác với nền đất. Đối với

các công trình, tuỳ thuộc quy mô và mức độ

quan trọng của chúng mà độ tin cậy tiêu chuẩn

được lấy với các giá trị tương ứng. Giá trị độ tin

cậy tiêu chuẩn của công trình có thể tham khảo

trong [5, 6, 8, 11], tuy nhiên, theo đề nghị của

một số nhà khoa học [2, 8], giá trị này không

nên lấy nhỏ hơn 0,95, nghĩa là tc

cP 0,95

hay a 1,645. Đây là vấn đề vẫn đang tiếp tục

được nghiên cứu.

III. TÍNH TOÁN ĐỘ TIN CẬY CỦA

CÔNG TRÌNH

Để minh họa, dưới đây trình bày cách tính độ

tin cậy của công trình dạng tường chắn cứng.

Một tường chắn cứng thông thường có thể được

chia thành hai cấu kiện chịu tải chủ yếu sau


(hình 3): 1- bản thân tường chắn; 2- khối đất

tương tác với tường.

Các sự cố sau đây có thể xảy ra đối với

tường.

Đối với cấu kiện 1: 1- mất ổn định về trượt

phẳng ở đáy tường cùng khối đất trước tường

với xác suất 11P , xác suất an toàn 1111 1 PP ;

2- phá hoại vật liệu tường với xác suất 21P , xác

suất không phá hoại 2121 1 PP ; 3- mất ổn

định về lật quanh mép trước tường với xác suất

31P , xác suất ổn định 3131 1 PP ; 4- phá hoại

nền do ứng suất ở đáy tường lớn hơn sức chịu

tải của nền với xác suất 41P , xác suất không phá

hoại 4141 1 PP ;

Đối với cấu kiện 2: 6- mất ổn định chung

cùng với khối đất với xác suất 52P , xác suất ổn

định 5252 1 PP .

Khi đó, xác suất làm việc an toàn của cấu

kiện jP theo tập hợp các sự cố i có thể xảy ra

với nó, được xác định theo công thức (11). Xác

suất làm việc an toàn của tường chắn cứng được

xác định theo công thức (12).

Hình 3. Các dạng sự cố có thể xảy ra đối với

tường chắn cứng

Dưới đây là ví dụ tính xác suất một tường

chắn mà sơ đồ tính được thể hiện trên hình 4 và

các số liệu đưa vào tính toán được cho trong

bảng 3.

Chúng ta cũng chỉ xem xét kết quả tính xác

suất không xảy ra sự cố lật quanh mép trước

tường, việc tính toán xác suất không xảy ra các

sự cố khác cũng được tiến hành tương tự.

Hình 4. Sơ đồ tính toán tường chắn cứng

Bảng 3. Các số liệu đƣa vào tính xác suất

tƣờng chắn

Tính toán xác suất tường được tiến hành

theo phương pháp mô hình hoá thống kê từng

bước [3, 9] và được tác giả lập thành chương

trình “TXSTCC” trên ngôn ngữ Turbo Pascal

với số lần thử nghiệm có thể đến N = 2,14.109

lần. Kết quả tính toán đưa ra kỳ vọng toán, độ

lệch chuẩn, các mômen trung tâm cấp hai, cấp

ba và cấp bốn của độ bền hoặc khả năng chịu

tải R , R, 2(R), 3(R), 4(R),... và của nội lực

S , S, 2(S), 3(S), 4(S),... do tải trọng ngoài

gây ra.

Trong bảng 4 dẫn ra các kết quả tính toán

ha2

ha1

q

111 ,, aaa c

222 ,, aaa c

111 ,, ppp c

hp1

Bd

Bt

btr bs

41P

52P

31P

21P

11P 11P

Pa

Pa

Pa

Pa

Pa

Pa

Pa

Pa

Pa

Pa

Pa

Pa


tường theo phương pháp tiền định và theo

phương pháp mô hình hoá thống kê từng bước

với số lần thử nghiệm N = 10 000 lần. Còn trên

hình 5 là biểu đồ thực nghiệm và các đặc trưng

thống kê của các đại lượng ngẫu nhiên mômen

giữ gM và mômen gây lật lM quanh mép trước

đáy tường.

Khi đó, độ tin cậy hay xác suất làm việc an

toàn về ổn định lật quanh mép trước của tường

được xác định theo công thức (10):

Bảng 4. Kết quả tính toán tƣờng chắn cứng

Phương pháp tiền

định

Phương pháp mô hình hoá thống kê

từng bước: N=10 000

Kỳ vọng toán Độ lệch chuẩn

+ Mômen gây lật:

lM = 1508,718 kNm

+ Mômen giữ:

Mg = 2041,889 kNm

lM =1520,357

gM =2042,236

Ml = 293,888

Mg = 83,187

Hệ số ổn định:

l

g

M

Mk 0 = 1,353

Độ tin cậy:

31P = 0,9554

MgMl

gl

DD

MMP 131

22 )888,293()187,83(

236,2042357,15201 )7074,1(1 0,9554.

Hình 5. Biểu đồ thực nghiệm và các đặc trưng

thống kê của các mômen giữ Mg

và mômen gây lật Ml

Giả sử xác định được độ tin cậy của tường theo

các dạng sự cố còn lại: 11P = 0,9998; 21P =0,9736;

41P = 0,9650; 52P = 0,9935.

Khi đó:

1P = 1 -

4

1

1)1(i

iP = 0,9998 + 0,9736 +

0,9554 + 0,9650 – 3 = 0,8938;

2P = 52P = 0,9935,

và độ tin cậy của tường:

2

1ijT PP = 0,8938.0,9935 = 0,8880.

Như vậy, nếu lấy độ tin cậy tiêu chuẩn của

tường bằng 0,95 [11] thì tường không đủ tin cậy

và cần phải thiết kế điều chỉnh lại các tham số

tính toán của tường.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Nguyễn Vi. Tính toán các công trình bến cảng

theo lý thuyết độ tin cậy. Tạp chí “Giao thông vận tải”,

số 9-1996, Hà Nội.

2. Nguyễn Vi. Độ tin cậy của các công trình bến cảng.

NXB Giao thông vận tải, Hà Nội, 2009. - 184 trang.

3. Nguyễn Vi. Phương pháp mô hình hoá

thống kê từng bước trong tính toán độ tin cậy của

các công trình cảng. NXB Giao thông vận tải, Hà

Nội, 2009. - 228 trang.

4. International Standards Organization (ISO).

General Principles for the Verification of the Safety of

Structures, ISO-2394. 1973.

5. JB 50153–92. Beijing, China.

6. New Standards for Port and Habour Facilities.

Tokyo, Japan, 2007.

7. Болотин В. В. Методы теории вероятностей

и теории надежности в расчетах сооружений.

“Стройиздат”, Москва, 1982.

8. Костюков В. Д. Надежность морских причалов и

их реконструкция. “Транспорт”, Москва, 1987.

9. Nguyễn Vi. Метод статистического

моделирования в расчетах надежности портовых

гидротехнических сооружений. Москва: “Наука и

техника транспорта”, №4, 2003.

10. Павлов Ю. А. Расчет надежности

железобетонных конструкций в неустойчивых

областях распределений прочности и усилий. - В

кн.: Вопросы надежности железобетонных

конструкций. Куйбышев, 1973, c. 48 – 52.

11. РД 31-31-35-85. Основные положения

расчета причальных сооружений на надежность.

Москва: В/О “Мортехинформреклама”, 1986.

Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN VĂN HUÂN


§¸NH GI¸ PH¦¥NG PH¸P BIÓU §å THIÕT KÕ MãNG N¤NG

NguyÔn Hång Nam*; Phïng §øc Th¾ng**

NguyÔn §×nh Phóc**; NguyÔn NhËt H¶i**

T« ThÕ Tïng**; Vò Nguyªn Hng**

Assesment on the design chart of shalow foundation

Abstract: Design chart method (Coduto, 2001) is a precise method which

can reduce both the differential settlements and construction costs for

designing of shallow foundations. Verification of the design chart by finite

element analysis (FEA) was carefully implemented for a continuous

footing subjected to concentric downward loads. The analyzed results

showed the consistencies between the two methods. An average error on

the allowable failure loads computed by Meyerhof and FEA was less than

8%. However, the differences in the values of allowable failure load by

Terzaghi and FEA were significant. Average error on the computed loads

by Schmertmann and FEA methods was less than 9%. In general, the

differences in the values by using these two methods increased when the

footing settlement increased.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Hiện nay trong thực tế xây dựng các công trình

dân dụng, giao thông, thủy lợi ở nước ta, thường

xảy ra việc mất ổn định nền móng trong quá trình

thi công và khai thác. Bên cạnh những nguyên

nhân liên quan đến vấn đề khảo sát, thi công, cần

phải chú ý vấn đề thiết kế hiệu quả. Thiết kế

không hợp lý có thể gây lãng phí hoặc gây sự cố

nguy hiểm do mất ổn định cường độ và biến dạng

đất nền.

Trong tính toán thiết kế móng nông, yêu cầu

về cường độ và biến dạng không phải lúc nào

cũng phù hợp. Nếu chỉ thỏa mãn yêu cầu cường

độ thì tải trọng tác dụng có thể gây biến dạng

lớn. Ngược lại, nếu chỉ khống chế biến dạng thì

tải trọng tác dụng có thể chưa đạt tới sức chịu

tải cho phép của nền.

TCXD-45-78 (Bộ xây dựng, 1979) quy định

khi tính biến dạng của nền theo trạng thái giới

hạn hai, phải xem nền là mô hình biến dạng

tuyến tính, do đó cần khống chế áp suất đáy

móng bằng (hay nhỏ hơn) áp suất tiêu chuẩn của

đất nền. Từ điều kiện đó, người ta xác định sơ

bộ kích thước đáy móng và kiểm tra điều kiện

biến dạng.

TCXD-45-78 cũng yêu cầu kiểm tra điều

kiện ổn định về cường độ. Trong trường hợp

này, tải trọng tính toán lấy bằng tải trọng giới

hạn chia cho một hệ số độ tin cậy, phụ thuộc

nhiều yếu tố, có hướng dẫn lựa chọn. Trong

trường hợp móng băng, sức chịu tải giới hạn

được tính theo biểu thức Meyerhof.

Tuy nhiên để thiết kế cụ thể móng băng đặt

nông, có thể tham khảo thêm phương pháp đặt

tải cho phép (Allowable Bearing Pressure

Method) [ABPM] và phương pháp biểu đồ thiết

kế (Design Chart Method) [DCM] do Coduto

(2001) đề nghị.

Mục đích chủ yếu của hai phương pháp này

là xác định kích thước móng theo một tiêu

chuẩn thiết kế chung thỏa mãn đồng thời điều

kiện an toàn về ổn định cường độ và biến dạng.

Nội dung của phương pháp ABPM là tìm

* Bộ môn Địa kỹ thuật, Đại học Thủy lợi

175 Tây Sơn, Đống Đa, Hà Nội.

DĐ: 0904359460, Email:

[email protected] **

Lớp 49C2, Khoa Công trình, Đại học Thủy lợi

175 Tây Sơn, Đống Đa, Hà Nội


một áp suất đáy móng qA, bằng giá trị nhỏ hơn

giữa sức chịu tải cho phép, qa, và áp suất q gây

ra độ lún cho phép lớn nhất. Theo tác giả,

phương pháp này thường được áp dụng cho

từng móng riêng lẻ cho toàn công trường xây

dựng hoặc chí ít cho các móng có dạng đặc biệt

tại khu vực đó. Loại phương pháp này thích hợp

cho các kết cấu cỡ nhỏ và vừa.

Theo tác giả, đối với những kết cấu lớn hơn, đặc

biệt trong đó có nhiều loại tải trọng cột khác nhau,

phương pháp DCM cho kết quả .chính xác hơn.. Độ

chính xác tăng thêm sẽ làm giảm độ chênh lún và

giá thành xây dựng.

Hình 1. Sơ đồ móng nông

Bài báo giới thiệu phương pháp DCM và đánh

giá độ chính xác của phương pháp này dựa trên

kết quả phân tích phần tử hữu hạn đối với bài toán

móng nông chịu tải trọng thẳng đứng tác dụng

đúng tâm móng (Hình 1).

II. PHƢƠNG PHÁP DCM

2.1 Cơ sở lý thuyết

Có thể thấy rằng thay vì sử dụng một áp suất

đáy móng cho phép qA duy nhất đối với tất cả các

móng, sẽ tốt hơn nếu sử dụng một áp suất đáy

móng lớn hơn đối với các móng nhỏ và áp suất

đáy móng nhỏ hơn đối với những móng lớn. Như

vậy sẽ giảm độ lún lệch và tránh lãng phí vật liệu.

Khái niệm này được thể hiện trong một biểu đồ

thiết kế (Hình 2).

Để thiết lập một biểu đồ thiết kế cần sử dụng

lý thuyết sức chịu tải cổ điển tính toán đường

cong mang tên "sức chịu tải", thể hiện quan hệ

giữa tải trọng phá hoại cho phép và bề rộng

móng. Tiếp theo, dựa trên các phân tích biến

dạng để lập các đường cong đẳng lún thể hiện

quan hệ giữa tải trọng và bề rộng móng ứng với

các giá trị độ lún không đổi khác nhau. Quy

trình xây dựng biểu đồ thiết kế được tóm tắt như

sau (Coduto, 2001):

Bƣớc 1: Xác định hình dạng móng. Mỗi loại

móng với hình dạng khác nhau phải có riêng

một biểu đồ thiết kế.

Bƣớc 2: Chọn chiều sâu chôn móng Dmin. Có

thể tham khảo Bảng 1 dưới đây về cách chọn Dmin

đối với móng băng và móng vuông.

Hình 2. Một biểu đồ thiết kế cho móng nông

Bƣớc 3: Xác định chiều sâu mực nước ngầm

thiết kế Dw. Nên chọn giá trị nhỏ nhất trong toàn bộ

thời gian hoạt động của móng.

Bƣớc 4: Chọn hệ số an toàn thiết kế đối với sự

phá hoại về sức chịu tải, FS (FS= 2-4).

Bƣớc 5: Chọn chiều rộng móng B = 300 mm

hoặc 1 ft, thực hiện phân tích sức chịu tải theo các

công thức lý thuyết sức chịu tải truyền thống

(Terzaghi, Meyerhof) và tính tải trọng cột tương ứng

P với hệ số an toàn đã chọn.

Chấm điểm (B, P) lên biểu đồ thiết kế (Hình

2). Sau đó lựa chọn một loạt các giá trị mới của

B, tính toán các giá trị P tương ứng và vẽ các

điểm dữ liệu (B, P). Tiếp tục thực hiện quá trình

này cho đến khi lực tính toán P lớn hơn một chút

tải trọng cột thiết kế lớn nhất. Cuối cùng, nối các

điểm dữ liệu tạo thành đường cong “Sức chịu

tải” (Hình 2).

D D2

D1

Mặt đất tự nhiên

Dw B

Mực nước ngầm

P


Bảng 1: Quan hệ P ~ Dmin

Dmin

(mm)

Móng băng Móng vuông

Tải trọng

P/B (kN/m)

Tải trọng

P (kN)

300 0 – 170 0–300

400 170 – 250 300–500

500 250 – 330 500–800

600 330 – 410 800–1009

700 410 – 490 1100–1500

800 490 – 570 1500–2000

900 570 – 650 2000–2700

10000 650 – 740 2700–3500

Bƣớc 6: Phát triển đường cong đẳng lún:

a) Chọn một giá trị độ lún cho đường cong đẳng

lún đầu tiên, ví dụ 0,635cm (0,25in).

b) Chọn một chiều rộng móng B nằm trong

giới hạn xem xét và lựa chọn tuỳ ý một tải trọng

cột tương ứng P. Sau đó tính độ lún móng này.

c) Bằng cách thử dần, điều chỉnh tải trọng cột

cho đến khi độ lún tính toán phù hợp với giá trị

đã gán trong bước a. Sau đó, vẽ điểm (B; P) trên

biểu đồ thiết kế.

d) Lặp lại các bước b và c với các giá trị mới

của B cho đến khi một đường cong đẳng lún

phù hợp được tạo ra.

Bƣớc 7: Lặp lại bước 6 đối với các giá trị độ

lún khác, do đó tạo được một họ các đường

cong đẳng lún trên biểu đồ thiết kế. Những

đường cong này nên bao trùm một phạm vi tải

trọng cột và chiều rộng móng thích hợp đối với

kết cấu dự kiến.

Bƣớc 8: Sử dụng các hệ số trong Bảng 2 đưa

ra một ghi chú cho biểu đồ thiết kế, chỉ rõ các

độ lún chênh lệch theo thiết kế δD là bao nhiêu

phần trăm của các độ lún tổng δ.

Sau khi xây dựng xong biểu đồ thiết kế, kỹ sư

địa kỹ thuật gửi nó cho kỹ sư kết cấu. Kỹ sư kết

cấu chính là người quyết định kích thước mỗi

móng, sử dụng quy trình dưới đây:

1) Tính tải trọng thiết kế P.

2) Sử dụng đường cong “sức chịu tải” trên

biểu đồ thiết kế (Hình 2), xác định chiều rộng

móng nhỏ nhất B, để đỡ tải trọng P khi thoả

mãn các yêu cầu về sức chịu tải.

3) Sử dụng đường cong đẳng lún tương ứng

với độ lún tổng cho phép δa, xác định chiều

rộng móng B tương ứng với tải trọng thiết kế P.

Đây là chiều rộng móng nhỏ nhất thoả mãn yêu

cầu về độ lún tổng.

4) Sử dụng t số δD/δ chú giải trên biểu đồ

thiết kế, tính độ lún lệch δD và so sánh nó với độ

lún lệch cho phép δDa.

5) Nếu δD>δDa sử dụng quy trình dưới đây:

a) Sử dụng độ lún lệch cho phép δDa và t số

δD/δ tính một giá trị mới δa. Giá trị này ngầm

thoả mãn cả hai yêu cầu về độ lún tổng và độ

lún lệch.

b) Sử dụng đường cong đẳng lún trên biểu đồ

thiết kế ứng với giá trị điều chỉnh δa này, xác

định chiều rộng móng yêu cầu, B.

6) Chọn các giá trị lớn hơn của B từ phân

tích sức chịu tải (Bước 2) và phân tích lún

(Bước 3 hoặc 5b). Đây là chiều rộng móng

thiết kế.

7) Lặp lại các bước từ 1 đến 6 đối với các

cột còn lại.

Các biểu đồ này rõ ràng thể hiện sức chịu

tải chi phối ra sao việc thiết kế móng h p,

trong khi độ lún chi phối thiết kế móng rộng.

Bảng 2. Các giá trị thiết kế δD/δ đối với

móng nông

Loại đất chủ yếu

dưới móng

Giá trị thiết kế của

δD/δ

Móng mềm Móng cứng + Cát pha:

Đất tự nhiên

Đất đầm chặt,chiều dày

đều trên nền cứng tự

nhiên

+ Sét pha:

Đất tự nhiên

Đất đầm chặt,chiều dày

đều trên nền cứng tự

nhiên

0,9 0,7

0,5 0,4

0,8 0,5

0,4 0,3


2.2. Bài toán ứng dụng

Để minh hoạ cho việc ứng dụng biểu đồ thiết

kế trong thiết kế móng nông, ta xét một bài toán

ví dụ của Coduto (2001) có chỉnh sửa yêu cầu

loại móng. Đơn vị bài toán ở hệ Anh được

chuyển sang hệ SI để tiện theo dõi:

Một gara đỗ xe mới sẽ được xây dựng tại

hiện trường trước đó bị chiếm giữ bởi các toà

nhà thương mại hai tầng. Những toà nhà cũ này

đã bị phá bỏ và các tầng hầm cũ đã được đắp

dày bởi cát cấp phối tốt, bụi pha cát và cát pha

bụi. Cao trình tầng dưới của gara đỗ xe nằm

ngang mặt đất hiện tại, các tải trọng cột thiết kế

trong khoảng 250-900k (1112,1-4003,4kN). Các

độ lún tổng và độ lún lệch cho phép lần lượt là

1,0 in (2,54cm) và 0,6 in (1,524cm). Một loạt 5

hố khoan thí nghiệm đã được thực hiện tại hiện

trường. Đất nền bao gồm chủ yếu là đất đắp

tầng hầm, bên dưới là đất cát và bụi phù sa.

Mực nước ngầm tại độ sâu khoảng Dw=60,96m

(200 ft). Hình 3 thể hiện mặt cắt địa tầng được

lập từ những hố khoan này, cùng với tất cả các

giá trị N60 của thí nghiệm SPT. Đất đắp tầng

hầm không được đầm chặt tốt và chỉ chiếm một

phần hiện trường. Vì vậy, để tạo sự chống đỡ

đều cho các móng nông dự kiến, chiều dày

3,048m (10ft), đất phía trên sẽ bị đào và đầm lại

để đạt độ chặt. Điều này dẫn đến hệ số quá cố

kết bằng 3 và giá trị N60 ước tính bằng 60. Thí

nghiệm cắt trực tiếp trong phòng đối với mẫu

đầm chặt của loại đất này cho c'=0 và φ'=35o.

Bảng 3 cho thấy các giá trị mô đun đàn hồi

tương đương của đất thay đổi theo chiều sâu,

được tính dựa vào số liệu thí nghiệm SPT.

Yêu cầu thiết lập biểu đồ thiết kế cho móng

băng trên và xác định kích thước móng băng đỡ

tải trọng cột 300 k (1334,5 kN).

Bài toán nói trên được giải theo trình tự sau.

Bƣớc 1: Xác định hình dạng móng: Móng

băng, chọn chiều dài L= 0,3048m (1ft).

Bƣớc 2: Chọn chiều sâu chôn móng

D=0,9144 m (3ft), chiều dày bản đáy D1=

0,4877m (1,6ft), chiều dày lớp đất phía trên

móng D2= 0,4267 m (1,4ft).

Bƣớc 3: Xác định chiều sâu mực nước ngầm

thiết kế: Dw =60,96 m (200ft).

Bƣớc 4: Chọn hệ số an toàn F=2.5.

Bƣớc 5: Lần lượt chọn chiều rộng móng B =

0,6096; 0,9144; 1,2192; 1,5240; 1,8288; 2,1336;

2,4384; 2,7432 m (tương ứng B=2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9ft)

ta tính được sức chịu tải móng:

BNqNNcq qcu 5,0' (1)

Theo Terzaghi: Nc = 57,8; Nq = 41,4; N =47,3

ứng với c’ = 0, ’= 350 (Coduto, 2001).

Theo Meyerhof: Nc = 46,12; Nq = 33,3;

N=37,15 ứng với c’ = 0, ’= 350 (Das, 2007).

Hình 3. Mặt cắt địa tầng và kết quả SPT đối với

khu vực gara đỗ xe dự kiến

Bảng 3. Các giá trị Es theo độ sâu

Độ sâu (m) Es

(kN/m2)

0 – 3,0

3,0 – 6,1

> 6,1

52668

47880

81396

qa= F

qu , và qa = Wf dP W

A

- uD

trong đó Wf là trọng lượng bản đáy móng, Wf

=BLD1bt; Wd là trọng lượng đất đắp phía trên

đáy móng, Wd BLD2dat, A là diện tích mặt cắt

ngang đáy móng A = BL; uD là áp lực nước lỗ

rỗng tác dụng lên đáy móng (= 0); bt = 23,6

kN/m3; dat = 19,352 kN/m

3 . Ta có:

P = qaA - Wf – Wd (2)


Như vậy có thể tính được các giá trị P tương

ứng với các chiều rộng móng đã chọn theo công

thức (1) với các hệ số sức chịu tải xác định bởi

Terzaghi hoặc Meyerhof (Bảng 4). Để đơn giản

tính toán, trong công thức Meyerhof (Das,

2007), không xét hệ số hiệu chỉnh độ sâu.

Bƣớc 6: Xây dựng các đường cong đẳng lún:

Chọn giá trị độ lún 1= 6,35 mm (0,25in)

cho đường cong đầu tiên. Chọn chiều rộng

móng B = 0,6096; 1,2192; 1,8288; 2,4384;

3,048; 3,6576; 4,2672; 4,8768 m (tương ứng

B=2, 4, 6, 8, 10, 12, 14, 16ft). Độ lún của móng

được tính theo phương pháp Schmertmann, sử

dụng bảng tính SCHMERTMANN.XLS

(Coduto, 2001).

S

zDE

HIqCCC '321 (3)

trong đó C1,C2, C3 lần lượt là các hệ số độ

sâu, hệ số từ biến và hệ số hình dạng; 'zD là

ứng suất thẳng đứng hiệu quả tại độ sâu đáy

móng D, I là hệ số ảnh hưởng tại điểm giữa

lớp đất, H là chiều dày lớp đất (Coduto,

2001).

Thực hiện phép tính thử dần các giá trị tải

trọng P cho đến khi độ lún tính toán đạt giá trị

độ lún yêu cầu 1= 6,35 mm.

Bảng 4. Quan hệ B~P của đƣờng sức chịu tải

B

(m)

Theo Terzaghi Theo Meyerhof

qu

(kPa)

qa

(kPa)

P

(kN)

qu

(kPa)

qa

(kPa)

P

(kN)

0,6096 1010,0 404,0 71,6 807,1 322,8 56,5

0,9144 1149,3 459,7 122,8 916,5 366,6 96,5

1,2192 1288,6 515,4 184,2 1025,9 410,4 145,0

1,5240 1427,9 571,1 256,2 1135,3 454,1 201,9

1,8288 1567,1 626,9 338,5 1244,7 497,9 266,4

2,1336 1706,4 682,6 431,0 1354,1 541,6 339,4

2,4384 1845,7 738,3 534,2 1463,5 585,4 420,4

2,7432 1985,0 794,0 647,2 1572,9 629,2 509,8

Bảng 5. Quan hệ giữa tải trọng và chiều rộng

móng đối với các đƣờng đẳng lún khác nhau

(mm)

B (m)

0,6 1,2 1,8 2,4 3,0 3,7 4,3 4,9

6,35 45 53 60 67 73 80 87 93

12,7 80 96 107 122 136 147 158 167

19,05 109 132 150 171 189 207 222 238

25,4 137 167 190 217 242 265 287 305

31,75 162 199 228 262 291 320 347 370

Bƣớc 7: Lặp lại bước 6 với các giá trị độ lún

12,7; 19,05; 25,4; 31,75mm (tương ứng với 0,5;

0,75; 1,0; 1,25in), ta được quan hệ giữa tải trọng

và độ lún (Bảng 5 và Hình 4).

Từ biểu đồ thiết kế (Hình 4), chọn bước cột

L=5ft, ta có P=300/5=60k/ft, tức là

266,89kN/0,3048m. Trên đường sức chịu tải

Meyerhof xác định được B=1,83m. Trên đường

đẳng lún δ=2,54cm(1in), ta có B=3,75m.Vì

δD=(δD/δa).δa=0,5.1=0,5< δDa=0,6in (1,524cm),

nên B=max(1,83; 3,75)=3,75m.

III. ĐÁNH GIÁ ĐỘ CHÍNH XÁC CỦA

PHƢƠNG PHÁP BIỂU ĐỒ THIẾT KẾ

Để đánh giá độ chính xác của phương pháp

biểu đồ thiết kế, phân tích ứng suất biến dạng

theo phần tử hữu hạn đã được thực hiện đối với

bài toán móng băng (mục 2.2), sử dụng phần

mềm Plaxis, version 8.2 (Brinkgreve, 2002).

Xét hai trường hợp là móng có độ cứng hữu hạn

và móng cứng tuyệt đối.

3.1. Xét móng có độ cứng hữu hạn

Đất nền và đất đắp được mô phỏng theo mô

hình Mohr-Coulomb với các giá trị tham số như

sau: 350, c = 0,5 kN/m

2, =5

0, =0,3.

Đất đắp (0 – 3m): E = 52668 kN/m2

=19,352 kN/m3

Đất nền 1 (3 – 6m): E=47880 kN/m2

=17,31 kN/m3

Đất nền 2 (>6m): E=81396 kN/m2

=17,31 kN/m3


1 2 3 4 5 60

100

200

300

400

500

600

700

800

Çc ®êng ®¼ng lón

theo Schmertmann

= 0,25in(6,35mm)

= 0,50in(12,70mm)

= 0,75in(19,05mm)

= 1,00in(25,40mm)

= 1,25in(31,75mm)

Søc chÞu t¶i tÝnh theo Terzaghi

Søc chÞu t¶i tÝnh theo Meyerhof

T¶

i tr

äng P

(kN

)

ChiÒu réng mãng B (m)

L=0,3048m

D

Hình 4. Biểu đồ thiết kế đối với bài toán

móng băng theo phương pháp Coduto.

Móng BTCT được mô phỏng theo mô hình đàn

hồi tuyến tính với các thông số như sau:

E=2.107 kN/m

2, =23,6 kN/m

3, =0,15.

Để lập đường cong sức chịu tải, xét móng có

chiều rộng B = 0,6096; 0,9144; 1,2192; 1,5240;

1,8288; 2,1336; 2,4384; 2,7432 m (tương ứng

B=2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9ft) chịu tải trọng đúng tâm

(Hình 5) với giá trị tăng dần cho đến khi nền bị

phá hoại cắt tổng quát (Hình 6). Kết quả tính tải

trọng phá hoại cho phép, có xét hệ số an toàn

F=2,5 được thể hiện trong Bảng 6. Để xây dựng

các đường cong đẳng lún, chọn chiều rộng móng

B = 0,6096; 1,2192; 1,8288; 2,4384; 3,048;

3,6576; 4,2672; 4,8768m (tương ứng B=2, 4, 6, 8,

10, 12, 14, 16ft). Mỗi trường hợp chiều rộng nói

trên, lần lượt tính thử dần các giá trị P sao cho

=6,35; 12,7; 19,05; 25,4; 31,75mm. Kết quả

tính được thể hiện trong Bảng 7. Hình 7 thể hiện

biểu đồ thiết kế.

Hình 5. Mô hình móng băng chịu tải trọng

tác dụng đúng tâm.

Bảng 6. Quan hệ B~P trên đƣờng sức chịu tải

B(m) 0,6

0

0,9

1

1,2

1

1,5

2

1,8

2

2,1

3

2,4

3

2,7

4

P

(kN) 67

11

4

14

3

19

6

27

4

34

7

41

1

42

3

Bảng 7. Giá trị tải trọng tác dụng P (kN)

trên các đƣờng đẳng lún (móng có độ

cứng hữu hạn)

(mm)

B (m)

0,6 1,2 1,8 2,4 3,0 3,7 4,3 4,9

6,35 59 63 67 73 76 89 93 95

12,70 112

11

2

11

8

13

3

14

7

16

0

16

9 176

19,05 154

15

7

16

7

18

9

20

5

22

2

23

4 247

25,40 -

20

2

21

1

24

2

26

2

28

5

29

8 311

31,75 -

24

7

24

0

29

3

30

7

34

3

36

0 376

Nhìn chung có sự phù hợp giữa kết quả tính

tải trọng giới hạn cho phép theo phương pháp

phần tử hữu hạn và Meyerhof đối với đường

sức chịu tải. Tuy nhiên, có sự sai khác đáng kể

giữa kết quả tính theo phần tử hữu hạn và

công thức Terzaghi (Hình 7).

Kết quả khá phù hợp đối với các đường

đẳng lún tính bởi phương pháp phần tử hữu

hạn và Schmertmann cũng được thấy trong

Hình 7. Tuy nhiên, chênh lệch giá trị tải trọng

tính toán theo hai phương pháp tăng khi độ

lún tăng và có xu hướng giảm khi chiều rộng

móng tăng.

3.2 Xét móng có độ cứng tuyệt đối

Mô phỏng bài toán móng có độ cứng tuyệt

đối được thực hiện theo cách tương tự đối với

trường hợp móng có độ cứng hữu hạn, tuy

nhiên có thay đổi về điều kiện biên chuyển vị.

Đường cong sức chịu tải được xây dựng

bằng cách gán độ lún rất lớn cho móng, sau đó


phân tích biến dạng cho đến khi móng bị phá

hoại. Với mỗi phương án chiều rộng B khác

nhau nói trên, ta tính được giá trị tải trọng

phá hoại cho phép P tương ứng là 77,4;

100,4; 156,6; 210,2; 291,1; 338,8; 414,0;

541,1kN (kết quả đã xét hệ số an toàn F=2,5;

xem Hình 8).

Các đường cong đẳng lún được lập bằng

cách gán các giá trị độ lún cố định cho móng

= 6,35; 12,70; 19,05; 25,40; 31,75mm và

tính được các giá trị tải trọng P tương ứng với

mỗi trường hợp chiều rộng móng khác nhau:

P = Q - B.L.( D1. bt + D2. dat) (4)

trong đó Q là hợp lực theo phương thẳng

đứng tác dụng lên đáy móng, được tính bằng

diện tích biểu đồ áp suất đáy móng, dựa trên kết

quả phân tích ứng suất theo phần tử hữu hạn.

Kết quả tính toán được thể hiện trong Bảng

8 và Hình 8. Nhìn chung có sự phù hợp đối

với các đường sức chịu tải tính theo phần tử

hữu hạn và công thức Meyerhof, và đối với

các đường đẳng lún tính theo phần tử hữu hạn

và phương pháp Schmertmann. Tuy nhiên, đối

với đường sức chịu tải, có sai khác đáng kể

giữa kết quả tính theo phần tử hữu hạn và

công thức Terzaghi. Đối với các đường đẳng

lún, chênh lệch kết quả theo hai phương pháp

tăng khi độ lún của móng tăng.

Hình 6. Kết quả tính tải trọng phá hoại đối với

móng có chiều rộng B=3,048m (10ft).

3.3 So sánh các kết quả tính toán

So sánh kết quả tính tải trọng phá hoại

cho phép trên đường sức chịu tải theo

phương pháp phần tử hữu hạn và công thức

Meyerhof đối với móng có độ cứng hữu hạn

(Hình 7) và móng có độ cứng tuyệt đối

(Hình 8) cho thấy sai số trung bình đối với

móng có độ cứng hữu hạn lớn hơn sai số

trung bình đối với móng có độ cứng tuyệt

đối, tuy nhiên sai số của cả hai loại móng

nhỏ hơn 8%. Kết quả tính bởi phương pháp

phần tử hữu hạn và Meyerhof là phù hợp.

Tuy nhiên, sai số về kết quả tính bởi phân

tích phần tử hữu hạn và công thức Terzaghi

là đáng kể. Các công thức cổ điển tính sức

chịu tải chưa xét tính phân lớp của đất nền

nên còn có sai khác kết quả so với phân tích

phần tử hữu hạn tính sức chịu tải.

Các kết quả tính đường đẳng lún bởi

phương pháp phần tử hữu hạn và phương

pháp Schmertmann đối với hai loại móng

nói trên là phù hợp, sai số trung bình nhỏ

hơn 9%.

1 2 3 4 50

100

200

300

400

500

600

700

800

Plaxis

' = 0,25in(6,35mm)

' = 0,50in(12,70mm)

' = 0,75in(19,05mm)

' = 1,00in(25,40mm)

' = 1,25in(31,75mm)

Schmertmann

= 0,25in(6,35mm)

= 0,50in(12,70mm)

= 0,75in(19,05mm)

= 1,00in(25,40mm)

= 1,25in(31,75mm)



Søc chÞu t¶i tÝnh theo Plaxis

T¶

i tr

äng P

(kN

)


D/=0,5

L=0,3048m

Mãng cøng h÷u h¹n

Hình 7. Biểu đồ thiết kế đối với móng băng có

độ cứng hữu hạn.

ChiÒu réng mãng B(m)


0 1 2 3 4 50

100

200

300

400

500

600

700

800

Plaxis

' = 0,25in(6,35mm)

' = 0,50in(12,70mm)

' = 0,75in(19,05mm)

' = 1,00in(25,40mm)

' = 1,25in(31,75mm)

Schmertmann

= 0,25in(6,35mm)

= 0,50in(12,70mm)

= 0,75in(19,05mm)

= 1,00in(25,40mm)

= 1,25in(31,75mm)



Søc chÞu t¶i tÝnh theo Plaxis

T¶i tr

äng P

(kN

)


Mãng cøng tuyÖt ®èi

L=0,3048m

D/=0,5

Hình 8. Biểu đồ thiết kế đối với móng băng có

độ cứng tuyệt đối.

Bảng 8. Giá trị tải trọng tác dụng P(kN) trên

các đƣờng đẳng lún (móng độ cứng tuyệt đối)

(mm)

B (m)

0,6 1,2 1,8 2,4 3,0 3,7 4,3 4,9

6,35 54 58 59 68 80 85 89 93

12,70 103 106 111 125 144 156 166 181

19,05 146 151 162 185 205 220 231 256

25,40 - 193 209 238 261 279 290 323

31,75 - 236 252 288 315 342 354 393

Nghiên cứu hiện tại tập trung đánh giá biểu

đồ thiết kế đối với móng băng. Để đánh giá biểu

đồ thiết kế cho các loại móng khác như móng

vuông, tham khảo báo cáo nghiên cứu khoa học

sinh viên (Phùng Đức Thắng và nnk, 2010).

IV. KẾT LUẬN

Phương pháp biểu đồ thiết kế (Coduto, 2001)

là một phương pháp mới trong tính toán thiết kế

móng nông chịu tải trọng đúng tâm, có tác dụng

giảm độ lún lệch và giảm giá thành xây dựng.

Đánh giá độ chính xác của phương pháp biểu

đồ thiết kế nói trên đã được thực hiện chi tiết

theo phương pháp phần tử hữu hạn, sử dụng

phần mềm Plaxis đối với một bài toán móng

băng chịu tải trọng đúng tâm. Dưới đây là kết

quả của nghiên cứu này:

Đối với các điểm trên đường sức chịu tải, sai

số trung bình về kết quả tính toán giá trị tải

trọng giới hạn cho phép theo công thức

Meyerhof và phương pháp phần tử hữu hạn nhỏ

hơn 8%; Tuy nhiên, chênh lệch kết quả tính

theo công thức Terzaghi và phương pháp phần

tử hữu hạn là đáng kể.

Đối với các điểm trên đường đẳng lún, sai số

trung bình về kết quả tính toán tải trọng theo

phương pháp Schmertmann và phương pháp

phần tử hữu hạn nhỏ hơn 9%. Nhìn chung chênh

lệch kết quả tính theo hai phương pháp này tăng

khi độ lún tăng; và chênh lệch nói trên có xu

hướng giảm khi chiều rộng móng tăng đối với

móng có độ cứng hữu hạn.

Nghiên cứu hiện tại chỉ xét bài toán phẳng,

để đánh giá tổng quát hơn, nghiên cứu tiếp theo

cần xét bài toán không gian chịu lực phức tạp.


1. Bộ xây dựng.Tiêu chuẩn thiết kế nền,

nhà và công trình TCXD-45-78. NXB Xây

dựng. 1979.

2. Phùng Đức Thắng, Nguyễn Đình Phúc,

Nguyễn Nhật Hải, Tô Thế Tùng, Vũ Nguyên

Hưng. Nghiên cứu giải pháp tổng hợp thiết kế

móng nông theo yêu cầu về cường độ và biến

dạng, Báo cáo đề tài NCKH sinh viên, Khoa

Công trình, Đại học Thu lợi. 2010.

3. Brinkgreve, R.B.J. PLAXIS, 2D-Version

8, Finite element code for soil and rock analysis,

User's manual. 2002.

4. Coduto, D.P. Foundation Design:

Principles and Practices, 2nd edition, Prentice-

Hall, Inc. 2001.

5. Das, B. M. Principles of foundation

engineering, 6th edition, Nelson. 2007.

Người phản biện: GS. NGUYỄN CÔNG MẪN


NGHI£N CøU øNG SUÊT, BIÕN D¹NG CñA §ËP §ÊT

D¦íI T¸C DôNG CñA T¶I TRäNG §éNG §ÊT

T¹ ThÞ Sö*

NguyÔn V¨n Anh

TrÞnh Minh Thô, mAI tHỊ nGỌC

Stress strain behaviour of earth fill dam subjected to earthquake load

Abstract: Earthquake is always a big disaster for the human lives and

structures. In recent years number of strong earthquakes have occurred and

caused death to a lot of people and properties lost in many countries in the

World. Numerous researches have been done on the effect of the earthquake on

the structures. However most of researchers are mainly focusing on the

structures under static earthquake load, especially on the earth fill dam. This

paper is to study the stress-strain of the earth fill dam under dynamic loading of

the earthquake. Therefore the results of this study can provide the better

understanding of the soil behaviors under earthquake loading. Two soil models

were used in this study such as: strain hardening and linear elastic models. The

result showed that the deformation calculated for hardening soil model is

greater than that for linear elastic soil model. The excess pore water pressure

calculated from the hardening soil model is more suitable for the practical site.

1. Đặt vấn đề

Cho tới nay, động đất luôn là một thảm họa đối

với con người và các công trình xây dựng. Với trình

độ khoa học - công nghệ hiện nay, con người chưa

có khả năng dự báo một cách chính xác động đất sẽ

xảy ra lúc nào, ở đâu và mạnh đến mức nào. Hoạt

động động đất có khuynh hướng ngày càng gây ra

nhiều thiệt hại nặng nề cho tính mạng, tâm lý con

người và của cải xã hội trên quy mô khu vực và toàn

cầu. Trong suốt chiều dài phát triển nhân loại, để bảo

vệ sinh mạng của mình và tài sản vật chất xã hội,

con người đã có rất nhiều nỗ lực trong việc nghiên

cứu phòng - chống động đất. Tuy đã có những bước

tiến rất ngoạn mục trong lĩnh vực này, nhưng con

người vẫn không ngăn được những thảm họa do

động đất gây ra. Các trận động đất xảy ra trong

những năm gần đây như: Tại Côbê - Nhật Bản

(17/01/1995) làm chết 5.502 người, Ấn Độ

(26/01/2001) làm chết 20.023 người, Đặc biệt tại

khu vực rãnh sâu Java nằm ở phía nam đảo Sumatra

(Indonesia) ngày 26 tháng 12 năm 2004 đã xẩy ra

trận động đất với độ lớn khoảng 9.1 đến 9.3 độ

Richter kèm theo sóng thần làm gần 300 nghìn

người của 12 quốc gia ở Châu Á và Châu Phi chết

và mất tích. Nhiều tháng sau đó, đến tháng 5 năm

2005, theo thống kê của cục Địa lý và Khí tượng

quốc gia Indonesia đã có 3183 cơn chấn động vẫn

tiếp tục xảy ra ở khu vực Aceh và đảo Sumatra,

trong đó có những trận động đất với độ lớn gần 8 độ

Richter … đã chứng minh cho điều đó.

Việt Nam nằm trong khu vực nhiệt đới gió mùa,

nên để đảm bảo nguồn nước phục vụ sản xuất nông

nghiệp, sinh hoạt, phát điện và các ngành kinh tế

khác thì nhu cầu xây dựng hồ chứa nước là rất lớn.

Để tạo nên hồ chứa nước phải xây dựng những đập

giữ nước như đập đất, đập đá đổ, đập bêtông trọng

lực, đập bêtông cốt thép,… trong đó đập đất chiếm

một t lệ khá lớn. Do vậy, nghiên cứu ảnh hưởng

của động đất tới sự ổn định của đập là một vấn đề

cấp thiết, đặc biệt với con đập lớn.

* Trường Đại học Thủy lợi 175 Tây Sơn - Đống Đa - Hà Nội

DĐ: 0904187880

Email: [email protected]


2. Ảnh hƣởng của động đất đến đập đất

Khi động đất xảy ra sẽ xuất hiện các dịch

chuyển từ một điểm nhất định và lan truyền

nhanh chóng dưới dạng sóng địa chấn. Dưới ảnh

hưởng của sóng địa chấn có thể làm hư hại công

trình do hình thành các ứng xử động đất như: sự

thay đổi tính chất của khối đất đá, hóa mềm, hóa

lỏng, chuyển vị, tăng áp lực nước lỗ rỗng, giảm

cường độ chống cắt, trượt đất hay sự hình thành

sóng nước.

Đập đất là loại đập được xây dựng bằng các

loại đất trên nền đất hay đá. Do đó, khi xảy ra

động đất có thể bị hư hỏng dưới các dạng sau:

+ Nhất thời làm tăng các lực đứng và lực

ngang gây sụt lở, trượt mái.

+ Do sự rung lắc gây lún đập và nền.

+ Đối với đất bão hòa có thể gây hiện tượng

hóa dẻo hay hóa lỏng tạm thời, áp lực nước lỗ

rỗng tăng từ đó làm giảm hay mất khả năng

chống cắt của đất, do đó có thể gây trượt mái.

+ Chuyển động cắt gây ra đứt gẫy trên mặt

đập và ăn sâu vào trong thân đập.

+ Hình thành sóng nước trong hồ, tác động

vào mái đập gây mất ổn định.

Như vậy khi có động đất xảy ra, nó sẽ ảnh

hưởng xấu đến sự làm việc bình thường của

đập, có thể gây vỡ đập. Vì vậy khi khảo sát,

thiết kế cần quan tâm đến vấn đề dự báo và thiết

kế kháng chấn đập đất có thể làm việc an toàn

khi có động đất xảy ra, hạn chế những thiệt hại

do động đất gây ra đối với công trình và con

người.

3. Phân tích lựa chọn phƣơng pháp tính

toán đập đất khi chịu tác dụng của tải trọng

động đất

Tác dụng của động đất lên công trình xây

dựng được hiểu là sự chuyển động kéo theo của

công trình khi mặt đất chuyển động hỗn loạn

theo thời gian. Khi công trình chuyển động sẽ

xuất hiện các lực quán tính người ta gọi đó là

lực động đất. Khi có lực động đất tác dụng,

công trình sẽ xuất hiện các phản ứng động lực

(chuyển vị, vận tốc, gia tốc, ứng suất, biến

dạng…) gọi tắt là phản ứng.

Để dự đoán một cách chính xác phản ứng của

công trình dưới tác dụng của động đất là một

công việc rất phức tạp và có nhiều yếu tố ảnh

hưởng đến nó:

+ Độ lớn (cấp) [Magnitude] động đất, độ sâu

chấn tiêu (hypocenter hay focus), chấn tâm

[epicenter]

+ Đặc trưng chuyển động của nền khi xảy ra

động đất (gia tốc, chuyển vị nền).

+ Các tính chất biến dạng của vật liệu và nền

công trình dưới tác dụng của tải trọng động đất.

+ Tầm quan trọng của công trình.

+ Trình độ thi công công trình.

Cho đến nay phương pháp tính toán tải trọng

động đất có thể chia thành hai nhóm chính:

+ Phương pháp tính toán tĩnh

+ Phương pháp động lực

3.1. Phương pháp tính toán tĩnh

Nội dung của phương pháp là toàn bộ công

trình được xem là một vật thể rắn tuyệt đối cứng

đặt trên nền, lực động đất tác dụng lên công

trình có phương ngang, trị số bằng tích số khối

lượng công trình và gia tốc nền cực đại amax:

QKQg

aa

g

QmaF s ... (1)

Trong đó:

+ m, Q: khối lượng và trọng lượng của toàn

bộ công trình.

+ g: gia tốc trọng trường.

+ Ks = a/g:hệ số động đất được xác định trên

cơ sở thực nghiệm.

Như vậy nếu biết amax và trọng lượng công

trình ta có thể xác định được lực động đất tác

dụng lên công trình.

Ưu điểm của phương pháp này là tính toán

đơn giản và có thể áp dụng cho các công trình

có hình dạng bất kỳ. Nhược điểm của phương

pháp này là không xét đến biến dạng cũng như

các tính chất động học của công trình (tần số,

hình dạng dao động riêng,…) và coi gia tốc tại

mọi điểm trên công trình là như nhau và bằng

amax của nền.


Hiện nay phương pháp này chỉ được dùng

cho các tính toán sơ bộ và đối với các công

trình không quan trọng, không thể dùng cho

các công trình loại đặc biệt.

3.2. Phương pháp động lực

Nội dung cơ bản của phương pháp động

lực trong bài toán kháng chấn là xem công

trình như một hệ cơ học đàn hồi có n hay vô

hạn bậc tự do bị di chuyển theo nền đất ug(t),

các tính chất cơ lý của công trình được biểu

diễn qua độ cứng K và hệ số cản C của từng

bộ phận công trình. Sau đó mô hình hóa kết

cấu các công trình chịu tác dụng động đất

bằng hệ phương trình vi phân toán học:

(t)u.E(t)u.Er[K]rCrM z

g

zx

g

x (2)

Trong đó:

+ [M], [C], [K]: các ma trận khối lượng,

cản và độ cứng.

+ :r,r,r các véc tơ gia tốc, vận tốc,

chuyển vị tương đối của công trình so với

nền.

+ {Ex},{E

z}: các ma trận cột khối lượng

tương ứng để xác định chuyển vị theo các

phương (x,z) của các nút.

+ :(t)u(t),u z

g

x

g các thành phần gia tốc nền

theo phương ngang và đứng.

4. Mô hình hóa bài toán

Đập được chọn để tính toán là đập đất

của hồ chứa nước Sông Dinh 3 thuộc huyện

Hàm Tân tỉnh Bình Thuận. Đập có kết cấu

thân đập thuộc dạng không đồng chất,

chống thấm bằng tường nghiêng, có thiết bị

thoát nước là lăng trụ đá. Đập đất Sông

Dinh 3 được tính với động đất cấp 7 theo

thang 12 cấp động đất và tính trong trường

hợp đập đang làm việc trong điều kiện bình

thường MNTL=MNDBT, hạ lưu là mực

nước thiết kế.

Trong bài báo này, đã dùng phần mềm

PLAXIS V8 để phân tích ứng suất, biến

dạng của đập đất dưới tác dụng của tải trọng

động đất.

Trong Plaxis 2D,có nêu ba bài toán về

động lực là phân tích móng máy trên nền đàn

hồi, bài toán đóng cọc và công trình chịu tải

trọng động đất. Nếu so sánh với QUAKE/W

trong bộ phần mềm GeoStudio 2004 của

GeoSlope International để phân tích bài toán

đập đất, thấy rằng QUAKE/W cã thÓ ®¸nh

gi¸ ®é ho¸ mÒm - ho¸ láng vµ gia tèc -

chuyÓn vÞ t¹i tõng ®iÓm trong khèi ®ắp theo

thêi gian. Khi tÝch hîp víi SLOPE/W, cã thÓ

®¸nh gi¸ hÖ sè an toµn theo thêi gian, khèng

chÕ ®iÒu kiÖn ph¸ ho¹i m¸i dèc tõ gia tèc vµ

®¸nh gi¸ biÕn d¹ng cuèi cïng của đập đất sau

mét trËn ®éng ®Êt.

Hiện nay, hai bộ phần mềm này có thể

xem như bao gồm tương đối đầy đủ những

bài toán Địa kỹ thuật thường gặp trong thực

tế, thân thiện với người dùng và được nhiều

nước trên thế giới ưa chuộng.

Trong bài báo này, tiến hành kiểm tính

biến dạng của một đập đất thực với các chỉ

tiêu đã cho theo hai mô hình đất: mô hình

biến dạng tuyến tính và mô hình đất tăng bền

để so sánh kết quả tính toán từ đó rút ra

những nhận xét cần thiết.

Lưới phần tử của đập đất được trình bày

trong hình 1 gồm 878 phần tử, trình diễn

như sau:

Hình 1. Lưới phần tử của bài toán


Để nghiên cứu chuyển vị, sự biến thiên của

áp lực nước lỗ rỗng trong quá trình tính toán

có xét tới tải trọng động đất, tiến hành kiểm

toán tại các điểm A, B, C, D, E như thể hiện

trong hình 2.

Các chỉ tiêu cơ lý dùng trong tính toán là các

giá trị đã được dùng trong thiết kế công trình

Sông Dinh 3. Giá trị tính toán dùng trong mô

hình được trình bày trong bảng 1.

Hình 2. Một số điểm tính toán các thông số đầu

vào trong mô hình tính

Bảng 1. Bảng chỉ tiêu cơ lý vật liệu dùng trong tính toán

TT Vật liệu

Hệ số thấm Dung trọng (kN/m3)

(Độ)

C

(kPa) cm/s m/ngày Khô Bão hòa

1 Khối 1 5*10-5

0,0432000 16,4 18,6 15 25

2 Khối 2 2*10-5

0,0172800 16,0 18,3 14 33

3 Đống đá 1*10-2

8,6400000 18,0 20,0 32 0

4 Lớp 5+6 5*10-4

0,4320000 17,8 19,4 16 14

5 Lớp 7+8 1*10-7

0,0000864 20,5 22,0 36 25

5. Kết quả tính toán

Kết quả tính toán chuyển vị tại điểm A theo

hai mô hình biến dạng tuyến tính và mô hình

tăng bền của đập đất thuộc công trình Sông

Dinh 3 trong quá trình động đất được trình bày

trong hình 3.

Hình 3. Biểu đồ chuyển vị tổng của điểm A

trong quá trình diễn ra động đấ.t

Phân tích kết quả tính toán từ hình 3 cho

thấy, khi tính theo mô hình biến dạng tuyến

tính, chuyển vị tổng lớn nhất của điểm xét có trị

sốU= 0,111m tại thời điểm t = 15,84s. Còn

với mô hình đất tăng bền, chuyển vị tổng lớn

nhất có trị sốU= 0,222m, tại thời điểm kết

thúc động đất.

Có sự chênh lớn về biến dạng tổng giữa hai

mô hình đất khác nhau, là vì với mô hình đàn

hồi tuyến tính các thông số mô đun biến dạng E

và hệ số Poisson của đất xem như không đổi

còn trong mô hình đất tăng bền các thông đó

thay đổi và tiếp cận hợp lý hơn theo quá trình

tính toán. Mặt khác mô hình đất tăng bền còn kể

đến những biến dạng nhỏ của đất dưới tác dụng

của tải trọng động.

Kết quả phân tích biến thiên áp lực nước lỗ

rỗng dư trong quá trình diễn ra động đất được

trình bày trên hình 4.


Hình 4. Biến thiên áp lực nước lỗ rỗng dư của

điểm quan trắc trong quá trình diễn ra động đất

Biến thiên áp lực nước lỗ rỗng cũng có sự

sai khác giữa hai mô hình

+ Với mô hình biến dạng tuyến tính: áp lực

nước lỗ rỗng có dạng dao động điều hòa quanh

điểm ban đầu. Điều này không phù hợp với thực tế.

+ Với mô hình đất tăng bền: áp lực nước lỗ

rỗng có xu thế đi xuống. làm độ rỗng trong đất

tăng lên làm giảm cường độ chống cắt của đất,

làm đập mất ổn định.

Để đảm bảo công trình làm việc an toàn

dưới tác dụng của tải trọng động đất nên dùng

mô hình đất tăng bền để tính toán.

6. Kết luận

Phân tích ứng suất, biến dạng của đập đất

dưới tác dụng của tải trọng động đất theo

phương pháp động lực đánh giá đầy đủ hơn

các thông số ứng xử động đất. Do đó, phân

tích động đất theo phương pháp này phù hợp

với thực tế hơn.

Kết quả tính toán chuyển vị với mô hình

đất tăng bền cho kết quả lớn hơn mô hình đất

biến dạng tuyến tính. Biến thiên áp lực nước

lỗ rỗng dư với mô hình đất tăng bền phù hợp

với thực tế hơn.

Vì vậy trong tính toán, kiến nghị dùng

phương pháp phân tích động lực và dùng với

mô hình đất tăng bền để phân tích ứng suất,

biến dạng của đập đất dưới tác dụng của tải

trọng động đất, đảm bảo an toàn và nâng cao

chất lượng công trình.


1. Nguyễn Xuân Bảo và NNK Phương

pháp phần tử hữu hạn và ứng dụng để tính

toán công trình thủy lợi, NXB Nông nghiệp

Hà Nội, 1983.

2. Bộ môn Thu công, Giáo trình thủy công

Tập 1, NXB Nông nghiệp.

3. Bộ môn Thu công, Giáo trình thủy công

Tập 2, NXB Nông nghiệp.

4. Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông thôn,

Quy phạm thiết kế đập đất kiểu đầm nén SDL

- 213 - 84.

5. Bộ Nông nghiệp và Phát triển nông thôn,

Tiêu chuẩn thiết kế TCVN 4253-86: Nền các

công trình thủy công.

6. Bộ Thu Lợi, Quy trình thiết kế và thi

công các thiết bị tiêu nước trong đập đất ,

1976.

7. Nguyễn Lê Ninh, Động đất và thiết kế

công trình chịu động đất, NXB Xây dựng,

2007.

8. Nguyễn Bỉnh Thìn, Ảnh hưởng của tải

trọng động đất đến ổn định mái dốc đập vật

liệu địa phương, Luận án Tiến sĩ khoa học,

Trường Đại học Thủy Lợi Hà Nội, Hà Nội.

9. Thiết kế công trình chịu động đất

TCXDVN 375:2006, NXB Xây dựng.

Người phản biện: GS. NGUYỄN CÔNG MẪN


N¦íC KARST TRONG §¸ V¤I

Vµ §¸ CARBONAT ë VIÖT NAM

L£ HUY HOµNG*

Karst water existing in limestones and carbonate rocks in Vietnam

Abstract: Water sources existing in the limestones’ cracks/fissures are

abundant which are lísted top three after porous unconsolidated

sedimentary water of Cenozoic and porous basaltic water in Central High

Land (Tay Nguyen). The characteristics of diversity, complication,

geostratigraphic distribution and migration of karst water are the

determining factors for investigation, exploration and application of

rational karst water exploitation method to serve accommodation and

livings in the areas where carbonate rocks are largely deposited.

I. ĐỊA CHẤT THỦY VĂN NƢỚC

KARST

I.1. Địa tầng

Đá vôi và đá carbonat chiếm 1/3 diện tích

Bắc Bộ và Bắc Trung Bộ, phân bố rải rác vài

nơi ở Nam Trung Bộ và Nam Bộ. Trên mặt

thường lộ ra nơi địa hình cao từ 5-10 đến 100

m và lớn hơn. Ở các vùng đồng bằng và duyên

hải, bị phủ kín bởi các thành tạo trẻ hoặc chìm

dưới nước. Đá có thành phần thạch học -

khoáng vật phức tạp, chủ yếu nguồn gốc biển,

tuổi khác nhau.

Xếp vào tuổi cổ nhất Neoproterozoi - Cambri

sớm là đá hoa dolomit, đá hoa tremolit bị biến

chất tướng phiến lục hệ tầng Đá Đinh (PR3 -

1)đđ ở Lào Cai, Sơn La.

Thuộc tuổi Paleozoi sớm là đá vôi bị hoa hóa

hay đá vôi silic màu đen, xám đen xen các lớp

mỏng đá phiến vôi hệ tầng Hà Giang (2hg) và

Chang Pung (3cp) ở Hà Giang, Lào Cai; hệ

tầng Hàm Rồng (3- O1)hr ở Thanh Hóa, Sơn

La, Lai Châu; hệ tầng Thần Sa (3-O1)ts và

Lutxia (O3lx) miền Đông Bắc; hệ tầng Bó Hiềng

(S3bh) Tây Bắc; hệ tầng Lèn Bục (PZ1lb) ở Tây

Nghệ An.

Thuộc Paleozoi muộn là đá vôi, đá vôi bị hoa

hóa, đá vôi dolomit chứa bitum màu xám, xám

đen xen đá phiến silic hoặc đá phiến thạch anh -

sericit hệ tầng Mia Lé (D1ml) khá phổ biến ở

Bắc Bộ và Bắc Trung Bộ; Đại Thị (D1đt) ở

Tuyên Quang, Bắc Cạn; Sông Mua (D1sm) ở

Yên Bái, Sơn La, Hòa Bình; Nậm Pia ở Sơn La,

Thanh Hóa; hệ tầng Phia Khao (D1pk) và Pia

Phương (D1pp) ở Tuyên Quang, Bắc Cạn, Hà

Giang, Cao Bằng; hệ tầng Nà Quản (D1-2 nq) và

Tràng Kênh hay Lỗ Sơn (D2tk) miền Đông Bắc;

hệ tầng Khao Lộc (D2-3 kl) ở Hà Giang và hệ

tầng Nậm Cắn (D2-3 nc) ở Bắc Trung Bộ. Các

thành tạo đá vôi phân lớp dày xen đá phiến silic

và sét vôi chiếm khối lượng lớn và phát triển

trên diện tích rộng, gồm có hệ tầng Hạ Lang

(D2hl) và Bản Cải hay Tốc Tát (D3-C1)bc thấy

khắp nơi ở Hà Giang, Cao Bằng, Bắc Cạn, Thái

Nguyên, Lạng Sơn, Lào Cai, Sơn La, Yên Bái,

Hòa Bình, Hải Phòng, Hải Dương và Thanh

Hóa; hệ tầng Phong Nha (D3-C1)pn ở Quảng

Bình; hệ tầng Phong Sơn (D3-C1)ps ở Thừa

Thiên - Huế; hệ tầng Bắc Sơn hay Đá Mài (C-

P1)bs và Đồng Đăng (P2đđ) ở Bắc Bộ; hệ tầng

Hà Tiên (P1-2ht) ở Kiên Giang- Nam Bộ và hệ

tầng Khe Giữa (P2kg) ở Bắc Trung Bộ.

* Công ty Cổ phần Tư vấn Đầu tư và Xây dựng Mỏ.

38 Bích Câu, Hà Nội

Tel. 043.7322342


Thuộc tuổi Mezozoi là đá vôi, đá vôi

dolomit hóa và sét vôi phân lớp mỏng hệ tầng

Hồng Ngài (T1hn) ở Hà Giang, Cao Bằng; đá

vôi phân lớp dày, dạng khối tuối anisi thuộc

hệ tầng Đồng Giao (T2ađg) miền Tây Bắc,

phân bố một dải từ Lai Châu qua Sơn La,

Hòa Bình, Ninh Bình đến Bỉm Sơn - Thanh

Hóa; đá vôi xen sét vôi hệ tầng Hoàng Mai

(T2-3hm) ở Thanh Hóa, Nghệ An. Và cuối

cùng, là đá vôi xen các lớp cát kết vôi, sét

than hệ tầng Vân Lãng (T3vl) ở Thái Nguyên,

Bắc Giang.

Như vậy, đá vôi và đá carbonat ở Việt Nam

được thành tạo rất sớm, từ Neoproterozoi -

Cambri sớm, phát triển mạnh nhất vào thời kỳ

Carbon - Permi, đến Triat muộn. Khối lượng

và chất lượng đá vôi tăng theo thời gian, từ cổ

đến trẻ.

I.2. Sự hình thành karst

Trong điều kiện khí hậu nhiệt đới ẩm, các

hình thái karst phát triển đa đạng và phức

tạp. Đặc trưng cho đồng bằng Bắc Bộ, Bắc

Trung Bộ và các vùng kế cận rất phổ biến

dạng karst tàn dư. Đó là những khối đá vôi

lớn nhỏ bị karst hóa, cao từ 25-30 đến 100m

và lớn hơn mà J.Glazec gọi là những mogot.

Nền mogot là một poli điển hình, bị phủ kín

bởi các thành tạo trẻ. Các mogot thường có

đỉnh tròn với bề mặt lởm chởm tai mèo

(carư). Sườn dốc đứng. Trên vách có nhiều

hệ thống hang nằm ngang ở độ cao khác

nhau, cả những ngấn sóng vỗ - vết tích của

những đợt biển tiến vào đồng bằng. Nhiều

hang h p chạy dài theo mặt lớp cùng với hệ

thống hang động nằm nghiêng và giếng đứng

nơi giao cắt các đới phá hủy kiến tạo.

Vịnh Hạ Long là một poli chìm sâu dưới

biển. Các núi đảo nhấp nhô trên mặt nước là

những tàn dư karst. Có vô số hang động ngầm

và eo hẽm nối liền với các trũng sâu bị ngập

nước. Sóng mài mòn vách đá, khoét sâu một

vệt nằm ngang cao hơn ngấn nước, tạo nên

những chùm mogot trụ trên một cột chơi vơi

giữa biển, đ p kỳ diệu và huyền bí! Tương tự,

ở góc đông nam đồng bằng, từ Mỹ Đức qua

Phủ Lý đến Ninh Bình, là miền đất thấp,

quanh năm ngập nước. Các tàn dư karst nhô

cao trên mặt mang dáng dấp một “vịnh Hạ

Long trên cạn”.

Vùng Đồng Giao - Bỉm Sơn là thế giới

phễu karst với mật độ dày đặc, trung bình 30

phễu/km2. Diện tích mặt phễu từ vài trăm đến

hàng nghìn m2. Đáy rộng 40-50m

2. Sâu 60-

200m. Cuống phễu ăn sâu vào lòng đất. Trên

đáy tích tụ fluvi dăm vụn, đá tảng, vật chất sét

và vôi. Ngược lên miền Tây Bắc, từ Mộc

Châu qua Sơn La đến Lai Châu, là những cao

nguyên karst rộng mênh mông. Ở Bắc Cạn,

Cao Bằng là những thung lũng sâu chạy dài tít

tắp xen các dãy núi cao trùng điệp, được che

phủ bởi thảm rừng xanh nhiệt đới. Còn vùng

Lạng Sơn phổ biến các lòng chảo karst tựa

như những đồng bằng bóc mòn với những tàn

dư dạng núi sót, răng, cột và tảng đá đồ sộ nhô

cao trên mặt.

Karst là một hiện tượng địa chất tự nhiên,

thường ban tặng cho con người những tặng

phẩm bất ngờ. Đó là những danh lam thắng

cảnh đ p. Vịnh Hạ Long với hang Thiên Cung

và Trinh Nữ là cảnh quan hiếm thấy. Động

Phong Nha nổi tiếng vì có hang Nước Trong,

Nước Cạn vơi đầy. Những viên ngọc đá lung

linh tỏa sáng. Nhũ đá hình đầu trâu, đầu ngựa,

hổ chầu, voi phục, sư tử vuốt râu. Rất đỗi lạ

lùng! Rồi đến chùa Hương, chùa Thầy cũng

lẫy lừng danh tiếng vì có hang Lên Trời, hang

xuống Địa Ngục. Động Tam Thanh với nàng

Tô Thị ở Lạng Sơn, động Hoa Sơn và Địch

Lộng ở Ninh Bình, động Từ Thức với núi

Vọng Phu ở Thanh Hóa trở thành truyện cổ

tích. Hang Pó Pia Nầy ở Cao Bằng là huyền

thoại tình yêu quê hương. Thế giới hang động

còn đi sâu vào lịch sử dân tộc. Đó là các nền

văn hóa Hòa Bình, Bắc Sơn, Hạ Long, Đa

Bút, gắn với các di chỉ khảo cổ hang động

thuộc Đá Giữa và Đá Mới của người Việt.


Hang Pác Bó là nơi cư trú của Bác Hồ thời kỳ

hoạt động cách mạng, v.v...

Đá carbonat, trong đó có đá vôi, là nguồn

nguyên liệu dồi dào cho công nghiệp sản xuất

ximăng. Nước ngầm trong khe nứt - karst là

tài nguyên quý đối với sự nghiệp phát triển

kinh tế - xã hội nói chung, là sự sống của các

cộng đồng người dân tộc ở vùng cao, vùng sâu

và xa nơi biên giới.

I.3. Các đới thủy động nƣớc karst

Chia ra 4 đới sau:

Đới 1- Đới thông khí. Chủ yếu phát triển

các hình thái karst mặt: carư, rãnh hòa tan,

phễu, hang hốc và giếng sụt. Nước mưa rơi

trên mặt, thấm xuống theo phương thẳng

đứng. Đất đá không chứa nước.

Đới 2 - Đới dao động mực nước. Bao gồm

hai hệ thống hang: đứng và ngang. Về mùa

khô, nước vận động theo phương thẳng đứng.

Đến mùa mưa, do mực nước ngầm dâng cao,

vận động theo phương nằm ngang. Đặc trưng

cho đới này là mực nước dao động mạnh,

không ổn định. Chiều sâu mực nước tĩnh phụ

thuộc vào độ cao địa hình, từ 3-5 đến 20m, ở

miền núi cao có thể đến 70-80m và lớn hơn.

Biên độ dao động từ 5-10 đến 30-50m. Năm

1969, ở Sơn La mực nước đo trong một lỗ

khoan lúc đầu sâu 11m, sau 1 năm tụt xuống

60m và chỉ 1 tháng sau đó lại dâng cao hơn

30m. Lưu lượng các mạch nước biến đổi thất

thường, từ 0,01-0,1 đến 200-250, có nơi đến

500l/s. Hệ số biến đổi lưu lượng từ 2-3 đến

600 và lớn hơn.

Đới 3 - Đới nước vận động không ổn định.

Chủ yếu phát triển hệ thống hang động nằm

ngang. Hiếm thấy giếng đứng. Nước luôn ở

trạng thái vận động. Trên mặt thường xuất

hiện các mạch nước và dòng ngầm. Nhiều

sông suối bắt nguồn từ hang động karst như

suối Lenin, sông Táp Ná và Nậm Ngu ở Cao

Bằng; Hăng Mon - Mộc Châu; suối Chín

Giếng ở Bỉm Sơn - Thanh Hóa; suối Na Ca,

sông Nậm Tôn ở Quỳ Hợp - Nghệ An. Có

những triền sông lớn, lưu lượng đến 15-

20m3/s. Vào mùa mưa, mực nước dâng cao

10-20m, gây ngập lũ cả một vùng rộng lớn.

Nhiều hồ nước treo trên núi đá, sâu 5-7m,

dung tích 0,5 -1,5 tr.m3 như hồ Trứng, hồ Lạt

Sơn ở Hà Nam, hồ Thang Heng và Ngườm

Ngao ở Cao Bằng. Đâu đó những dòng chảy

lượn lờ trên mặt, bỗng dưng mất hút vào lòng

đất thành sông ngầm dài mấy kilomet, rồi lại

xuất hiện trên mặt như ở Trà Lĩnh, Quảng

Hòa, Nậm Kép, Tốc Tát - Cao Bằng, Quỳnh

Nhai - Sơn La, Lai Châu, Thanh Thủy - Phú

Thọ, Hòa Bình và Ninh Bình, v.v...

Đới 4 - Đới nước vận động ổn định. Phát

triển chủ yếu các hang động ngầm dạng bình

thông nhau. Đới nằm sâu hơn gốc xâm thực

khu vực. Nước đầy ắp trong hang, vận động

ổn định. Đới chứa nước này thường đến độ

sâu -100m, có nơi đến -300m ở Thạch Khê-

Hà Tĩnh, thậm chí đến -400m ở Cẩm Phả -

Quảng Ninh.

Trên thực tế, rất khó xác định ranh giới

giữa các đới và chiều dày của chúng. Có thể

lấy quy ước: đới 1 là đới thông khí, đới 2-

đới mạch lộ, đến gốc xâm thực địa phương

(đới trao đổi nước rất mạnh), đới 3 đến gốc

xâm thực khu vực ±0m (trao đổi nước mạnh)

và đới 4 dưới cùng, đến độ sâu -500m (trao

đổi nước khó khăn). Trong đó, chiều dày đới

2 phụ thuộc vào địa hình và độ cao gốc xâm

thực địa phương. Ở Bỉm Sơn - Thanh Hóa từ

+20 đến +65m, dày 45m; ở Bắc Cạn - Tuyên

Quang từ +600 đến +850m, dày 250m; ở

Táp Ná - Cao Bằng từ +400 đến +1200m,

dày 800m.

I.4. Độ giàu nƣớc và tính thấm

Đặc trưng cho đá carbonat bị nứt nẻ-karst

hóa là rất không đồng đều về độ giàu nước và

tính thấm. Độ giàu nước được đánh giá theo t

lưu lượng lỗ khoan bơm nước thí nghiệm hoặc

theo lưu lượng tự chảy của mạch nước xuất lộ

trên mặt.

Tuy nhiên, đại lượng t lưu lượng lỗ khoan


thay đổi trong phạm vi rộng, từ 0,003-0,005 ở

Tốc Tát và Táp Ná - Cao Bằng đến 15-20l/sm

và lớn hơn ở Bỉm Sơn - Thanh Hóa, Tam Điệp

và Rịa - Ninh Bình, Đồng Bẩm - Thái

Nguyên. Đối với cung cấp nước, t lưu lượng

trung bình của một hệ tầng hay mỏ (khu mỏ)

là giá trị bình quân của các lỗ khoan có t lưu

lượng lớn hơn 0,1l/sm. Còn những lỗ khoan

nhỏ hơn ngưỡng này thực tế coi như không có

nước, dùng để đánh giá hiệu quả thăm dò. Hệ

số dẫn nước từ 10-20 đến 2500, thường vào

khoảng 300-400m2/ngày (bảng 1).

Bảng 1. Độ giàu nƣớc và hệ số dẫn nƣớc trung bình của đá carbonat

Hệ tầ ng Khu vự c

Số

LK

bơ m

qtb,

l/sm

Kmtb,

m2/ngày pH

M,

g/l Kiể u nư ớ c

Vân Lãng T3vl Thái Nguyên 18 4,96

3 700 7,4 0,25 HCO3-Ca

Đồ ng Giao T2ađg Ninh Bình -

Thanh Hóa 48

5,53

0 800 7,6 0,34 HCO3-Ca

Đồ ng Đăng P2đđ Cao Bằ ng - Lạ ng

Sơ n 8

2,02

4 400 7,4 0,32 HCO3-CaNa

Bắ c Sơ n (C-

P1)bs

Thái Nguyên -

Cao Bằ ng 36

4,74

4 650 8,4 0,30 HCO3-Ca

Phong Sơ n (D3-

C1)ps Thừ a Thiên - Huế 1

0,16

5 45 6,2 0,09 HCO3Cl-Ca

Tràng Kênh D2tk Hả i Dư ơ ng -

Quả ng Ninh 32

1,15

0 250 6,5 0,35 HCO3Cl-CaNa

Nà Quả n D1-2nq Cao Bằ ng 3 3,12

0 500 7,5 0,40 HCO3-Ca

Đạ i Thị D1đt Tuyên Quang -

Cao Bằ ng 5

0,63

5 150 7,4 0,35 HCO3-Ca

Pia Phư ơ ng

D1pp Tuyên Quang 17

2,29

3 450 7,2 0,25 HCO3-Ca

Thạ ch Khê D1 Hà Tĩnh 35 1,36

9 200 8,0 1,2 Cl-Na

Lèn Bụ c PZ1 Nghệ An 15 1,87

4 350 7,1 0,43 HCO3-CaMg

Hà Giang 2hg Hà Giang 5 1,28

8 300 7,2 0,40 HCO3-CaNa

Đá Đinh (PR3-1)

đđ Lào Cai 5

0,43

5 120 6,8 0,49 HCO3-CaMg

Các hệ tầng Đồng Giao, Bắc Sơn và Vân

Lãng giàu nước nhất, có t lưu lượng lớn hơn

4l/sm. Rồi đến hệ tầng Nà Quản, Pia Phương và

Đồng Đăng, t lưu lượng 2-3l/sm. Hệ tầng Đại

Thị, Đá Đinh, Phong Sơn thuộc loại nghèo

nước, t lưu lượng nhỏ hơn 1l/sm. Các hệ tầng


khác có độ giàu nước trung bình, từ 1 đến 2l/sm.

Độ giàu nước và tính thấm phụ thuộc vào kiểu

thành phần thạch học, mức độ nứt nẻ-karst hóa,

mức độ biến chất và cấu trúc địa chất khu vực,

tăng theo tuổi địa tầng, từ cổ đến trẻ.

Lưu lượng mạch nước thường biến đổi phức

tạp, tùy thuộc vào địa hình. Ở Hà Nam, Ninh

Bình, Thanh Hóa các mạch nước thường xuất

hiện ở độ cao 15-65m. Ở Lai Châu, Sơn La,

Tuyên Quang, Bắc Cạn 600-850m. Ở Cao Bằng,

Hà Giang 400-1200m. Lưu lượng các mạch biến

đổi mạnh và giảm dần theo độ cao. Những mạch

ổn định có hệ số biến đổi lưu lượng (K<10) nằm

thấp nhất, xấp xỉ độ cao gốc xâm thực. Càng lên

cao, lưu lượng có xu hướng giảm, mất ổn định

dần theo quy luật: mạch tương đối ổn định

(K=10-50), không ổn định (K=50-100) và rất

không ổn định (K>100). Bảng 2 là số liệu quan

trắc lưu lượng mạch nước karst hệ tầng Pia

Phương vùng Chợ Điền - Bắc Cạn.

Bảng 2. Lƣu lƣợng mạch nƣớc karst

(Độ cao gốc xâm thực 600m)

Mạch

nước

Độ cao

Z, m

Lưu lượng Q, l/s Hệ số

K Ghi chú

Max Min Tr. bình

M.64 602,9 87,86 4,68 12,45 19 Giàu, tương đối ổn định

M.22 702,69 52,96 2,41 6,26 22 Trung bình, tương đối ổn định

M. 38 756,5 25,96 0,64 1,81 40 Nghèo, tương đối ổn định

M.66 763,18 190,17 2,25 4,74 84 Nghèo, không ổn định

M.40 786,5 13,22 0,4 1,28 33 Nghèo, tương đối ổn định

M.9 788,25 141,68 1,01 1,12 140 Nghèo, rất không ổn định

M.30 819,36 2,68 0,01 0,6 268 Rất nghèo, rất không ổn định

M.8 819,78 5,07 0,01 0,5 507 Rất nghèo, rất không ổn định

M.6 842,27 30,01 0,05 1,23 600 Nghèo, rất không ổn định

I.5. Đặc điểm thủy địa hóa. Nước karst

trong đá vôi và đá carbonat có chất lượng tốt,

nhất là ở miền núi cao, đáp ứng thỏa mãn yêu

cầu cho ăn uống - sinh hoạt. Độ pH từ 6,2-6,5

đến 8,4. Độ khoáng hóa thường không vượt quá

0,5g/l. Kiểu thành phần hóa học chủ yếu

bicarbonat calci hay bicarbonat calci-magne. Ở

các vùng đồng bằng thấp ven biển nước bị mặn.

Độ pH 6,5-8,5. Độ khoáng hóa từ 1,2-1,5

(Thạch Khê, Đông Triều - Uông Bí) đến 3g/l và

lớn hơn (Hồng Gai - Cẩm Phả). Kiểu nước

chuyển sang clorua natri. Một số nơi phát hiện

tính phân đới thủy hóa theo chiều sâu. Ở vùng

Đinh Rịa - Ninh Bình và Phủ Lý - Hà Nam,

nước nhạt có độ khoáng hóa 0,35-0,92g/l đến độ

sâu 40-50m, tăng lên 1,5-3g/l ở độ sâu 70-80m

và 6,5-8,5g/l ở độ sâu 100-120m.

II. TRỮ LƢỢNG VÀ TÀI NGUYÊN

Tính đến năm 1995, có 17 mỏ (khu mỏ) được

tìm kiếm - thăm dò. Trên diện tích 1935 km2 đã

khoan 428 lỗ khoan với tổng số 35448m. Kết

quả thu được số trữ lượng 187 ngàn m3/ngày

cấp 121 (cấp A+B cũ) và 129 ngàn m3/ngày cấp

122 (cấp C1) và số tài nguyên 73 ngàn m3/ngày

cấp 332 (cấp C2) và 1785 ngàn cấp 333 (cấp P),

tổng hợp trong bảng 3.

Ngoài ra, trong những năm 1995-2005, đã

tiến hành điều tra nguồn nước, chủ yếu nước

karst, ở 29 vùng thuộc 13 tỉnh miền núi và hải

đảo miền Bắc. Trên diện tích 500km2 đã khoan

hơn 100 lỗ với gần 7000m, thu được số tài

nguyên 50 ngàn m3/ngày cấp 332. Trong đó, có

6500m3/ngày được huy động khai thác cung cấp

nước đô thị.


Bảng 3. Kết quả tìm kiếm - thăm dò nƣớc karst

N0 Mỏ (khu mỏ ) Đị a

tầ ng Năm

Diệ

n

tích

,

km2

Số

LK

Số mét

khoan,

m

Cấ p trữ

lư ợ ng,

103m3/ngày

Cấ p tài

nguyên,

103m3/ngày

121 122 332 333

1 Đồ ng Bẩ m-Thái

Nguyên T3vl 1977 85 47 2638

15,60

3

(C-

P1)bs

23,84

8 257

2 Đồ ng Hỷ -Thái

Nguyên T3vl 1981 80 30 2437 5,74

(C-

P1)bs 3,665

3 Hoàng Mai-Thanh

Hóa T2-3hm 1985 135 14 1263,7 2,95 9,35

4 Bỉ m Sơ n-Thanh

Hóa T2ađg 1975 56 24 1647,7 40,38 159

5 Rị a-Ninh Bình T2ađg 1979 135 71 7910,2 44,69

1 61,9 265

6 Tam Điệ p-Ninh

Bình T2ađg 1983 98 23 1839,9 9,69 41,728 60,16

7 Kiệ n Khê- Phủ Lý T2ađg 1982 35 4 340 5,65 1,98

8 Xuân Mai-Hòa Bình T2ađg 1984 458 23 2244,8 28,3 60

9 Thị xã Lạ ng Sơ n P2đđ 1987 35 12 570,4 6,19 2,627 17,28

10 Na Sầ m-Lạ ng Sơ n P2đđ 1986 10 3 330 0,38 6,2

11 Đồ ng Bành-Lạ ng

Sơ n P2đđ 1986 6 3 284 2,12 8,8

12 Bắ c Sơ n - Thái

Nguyên

(C-

P1)bs 1987 210 4 686 4,97 286,8

13 Tĩnh Túc-Cao Bằ ng (C-

P1)bs 1973 10 5 324 0,25

14 Trạ i Cau-Thái

Nguyên

(C-

P1)bs 1980 46 39 3134,8

16,53

6 7,867 38

15 La Hiên-Thái

Nguyên D1đt 1983 367 63 5119 33,92 570

16 Thị xã Tuyên

Quang D1pp 1992 120 42 2678,7 9,684 11,67 40

17 Thị xã Hà Giang 2hg 1983 49 21 2000 5,561 1,4 87,76

Cộ ng 1935 428 35448 187,2

38

129,17

2

72,89

5

1785,

35


Nhìn chung, nguồn nước karst khá dồi dào

nhưng phân bố không đều. Kinh nghiệm thực tế

cho hay rằng công tác tìm kiếm - thăm dò phức

tạp, tốn kém. Đến 20-30% số lỗ khoan không có

nước. Độ rủi ro lớn. Hiệu quả thấp. Điều kiện

khai thác khó khăn.

III. HIỆN TRẠNG KHAI THÁC

SỬ DỤNG

III.1. Nƣớc mặt. Ở các vùng đá vôi và đá

carbonat, nước mặt là nguồn cung cấp chính cho

nông nghiệp, chiếm hơn 90% nhu cầu về nước

sử dụng. Tuy nhiên, sông suối thường ngắn và

nhỏ. Lưu lượng dòng chảy không ổn định. Hiện

có 10 nhà máy nước đang khai thác 47,2ngàn

m3/ngày cung cấp ăn uống-sinh hoạt cho 340

ngàn dân ở các đô thị lớn (bảng 4).

Bảng 4. Lƣu lƣợng khai thác nƣớc mặt

N0

Nhà máy

nƣớc

Nguồn

nƣớc

Năm

kh.thác

Công suất,

m3/ngày

Số dân đƣợc cấp,

103ngƣời

1 Ninh Bình s. Đáy 1963 10000 60

2 Phủ Lý s. Đáy 1964 10000 30

3 Hòa Bình s.Đà 1978 2400 32

4 Sơn La s.Nậm La 1939 3000 45

5 Lai Châu suối 1972 3000 15

6 Yên Bái ngòi Lâu 1962 10000 70

7 Lào Cai s.Nậm Thi 1954 3000 30

8 Lạng Sơn s.Kỳ Cùng 1939 2000 20

9 Cao Bằng s.Hiến 1976 2000 28

10 Hà Giang s.Lô 1970 1800 10

Cộng 47200 340

III.2. Nƣớc ngầm. Ở các vùng thấp và thung

lũng sông, nước ngầm được khai thác với quy

mô vừa và nhỏ. Theo số liệu thống kê chưa đầy

đủ, có 15 nhà máy (trạm) cấp nước với 57 giếng

khoan khai thác tập trung 66 ngàn m3/ngày và

54 giếng khoan lẻ tẻ khai thác 48 ngàn m3/ngày,

chủ yếu cấp nước cho các thị trấn (Ttr), thị xã

(Tx) và nông trường quốc doanh (Ntr). Tổng

cộng 111 giếng khoan khai thác với tổng lưu

lượng 115 ngàn m3/ngày, lấy tròn số (bảng 5).

Bảng 5. Lƣu lƣợng khai thác nƣớc ngầm

Khai thác tậ p trung Khai thác lẻ tẻ

N0 Nhà máy

nư ớ c

Đị a

tầ ng

Năm

kh.th

ác

Số

LK

Qkt,

m3/

ngày

N0 Đị a điể m Đị a

tầ ng

Năm

kh.th

ác

Số

LK

Qkt,

m3/

ngày

1 Bỉ m Sơ n T2ađg 1978 5 21100 1 Tx.Tam Điệ p-

Ninh Bình T2ađg 1962 18 18900

2 Tam Điệ p T2ađg 1986 4 2400 2 Ntr. Đồ ng

Giao-N.Bình T2ađg 1962 2 1900

3 Xuân Mai T2ađg 1976 2 1800 3 Vư ờ n Cúc

Phư ơ ng T2ađg 1970 2 1920

4 Mộ c Châu T2ađg 1964 4 5000 4 Ntr. Vụ Bả n- T2ađg 1972 1 720


Nam Đị nh

5 Sơ n La T2ađg 1998 3 3800 5 Ntr. Chi Lê-

Hòa Bình T2ađg 1974 1 720

6 Thái Nguyên (C-

P1)bs 1963 8 10000 6

Ntr.Cao Phong-

H.Bình T2ađg 1974 1 720

7 Tuyên Quang D1pp 1962 4 3200 7 Ntr. Tân Trào-

T.Quang D1đt 1964 3 1800

8 Cao Bằ ng (C-

P1)bs 1990 2 2400 8

Ntr.Tô Hiệ u-

Sơ n La D1pp 1966 2 1000

9 Trùng Khánh D1-2nq 1995 2 2000 9 Ttr.Na Sầ m-

Lạ ng Sơ n P2đđ 1984 1 720

10 Quả ng Hòa D1-2nq 1993 2 1000 10 Ntr.Hà Trung-

Th.Hóa T2ađg 1962 2 2030

11 Hà Giang 2hg 1981 4 3600 11 Ntr.Lam Sơ n-

Thanh Hóa D1pp 1964 2 2600

12 Lạ ng Sơ n P2đđ 1972 4 4000 12 Ntr.Nghĩa Đàn-

Nghệ An T2-3hm 1963 10 7920

13 Đồ ng Đăng P2đđ 1990 2 2400 13 Ntr.Quỳ Hợ p-

Nghệ An PZ1lb 1962 6 3550

14 Đồ ng Bành P2đđ 1989 2 2000 14 Tx.Kiên Giang P1-2ht 1985 3 3720

15 Hà Tiên P1-2ht 1985 7 1685

Cộ ng 57 66385 Cộ ng 54 48220

Trên các vùng núi cao, vùng sâu và xa, điều

kiện khai thác hết sức khó khăn. Nạn thiếu nước

rất nghiêm trọng, nhất là về mùa khô. Ở Lục Khu

- Cao Bằng, hơn 3000 hộ với 17,5 ngàn dân sống

trong tình trạng khan hiếm nước. Dân các bản

Lũng Giềng, Lũng Mũm, Lũng Hóng phải lấy

nước tận Lũng Nặm, cách xa 7-10km. Dân các

xã Thượng Thôn và Nội Thôn ngày hai lần lận

đận gùi nước từ Lũng Láy, xa 5-7km. Muốn tắm

giặt phải kết hợp đi chợ phiên Nà Giang, cách xa

15-20km. Công ty Cấp nước Cao Bằng hằng

ngày phải chở nước bằng xe t c cấp 15l/người,

rải rác suốt chặng đường dài 20km, từ Tổng Cọt

đến Nậm Nhũng. Dân địa phương và bộ đội biên

phòng ở Lồ Côn Chin và Tả Lùng (Lào Cai)

hứng từng giọt nước chảy ra từ khe đá mỗi ngày

được 20l, đủ nước ăn. Nước lấy về đem vo gạo,

sau dùng rửa rau rồi mới rửa bát và cuối cùng,

dùng tưới cây. Tắm giặt mỗi tuần một lần, đi xa

6km. Còn ở cao nguyên Lai Châu, Mèo Vạc và

Đồng Văn đi gánh nước suối về ăn, xa mấy

kilomet. Nhiều gia đình phải mua nước giá cao.

Nước quý như vàng! Cả nước mặt và nước ngầm

đều được tận dụng khai thác triệt để. Đắp đập tạo hồ

chứa. Làm phai tự chảy. Lắp đặt máy bơm lấy nước

từ các giếng và hang sâu. Gia cố khai thác mạch lộ.

Đào ao, xây bể chứa lót vải nhựa chống thấm để tích

nước từ nguồn mạch. Nhà nhà đúc chum bằng bột

đá với ximăng cốt thép lưu trữ nước mưa. Nhiều

mạch nước nhỏ ở khắp nơi được sử dụng như nguồn

thủy năng chạy máy phát điện dùng để thắp sáng,

chiếu phim công cộng, chạy đài radio và tivi, phục

vụ nâng cao đời sống văn hóa cho các gia đình

người dân tộc vùng cao.

KẾT LUẬN

1. Đá vôi và đá carbonat phổ biến ở Bắc Bộ

và Bắc Trung Bộ. Các hình thái karst phát triển

đa dạng, phức tạp. Mức độ karst hóa liên quan

với độ giàu nước trong đá có xu hướng tăng

theo tuổi thành tạo địa tầng, từ cổ đến trẻ.


2. Tài nguyên nước karst khá dồi dào nhưng

phân bố không đều. Ở các vùng ven rìa đồng

bằng Bắc Bộ và ven biển nước thường bị mặn,

không có giá trị cung cấp cho ăn uống - sinh

hoạt. Nước nhạt có trữ lượng lớn chủ yếu tập

trung trong đới thủy động thứ ba, giới hạn từ độ

cao gốc xâm thực địa phương đến gốc xâm thực

khu vực, có thể cả phần trên của đới thứ tư nằm

dưới gốc xâm thực khu vực ±0m. Còn đới 2, độ

giàu nước thất thường, không ổn định.

3. Ở các vùng đồi núi thấp và thung lũng

sông, nơi có địa hình cao không quá 250-400m,

có thể khai thác tập trung với quy mô vừa và

nhỏ bằng các giếng khoan sâu 100-120m, kết

hợp khai thác các mạch nước ổn định có hệ số

biến đổi lưu lượng nhỏ hơn 10.

Ở các vùng núi cao 400-600m, chủ yếu khai

thác nhỏ bằng mạch lộ với điều kiện phải quan

trắc động thái ít nhất 3 năm, kết hợp với khai

thác nước mặt. Rất hạn chế khoan giếng.

Ở các vùng sâu và xa, địa hình cao từ 600m

trở lên, chỉ có thể khai thác nhỏ các mạch nước

bằng cách tạo hồ chứa, làm phai, đào ao, xây bể

chứa công cộng và đúc bể tích nước mưa.

4. Vì nguồn nước karst thường rất nhạy cảm

với nước mặt và nước mưa thấm từ trên mặt cho

nên nhất thiết phải thiết lập các đới bảo vệ vệ

sinh công trình lấy nước, tránh gây ô nhiễm

nguồn nước sử dụng.


1. Lê Huy Hoàng. Báo cáo tổng kết Đề Tài

KT01-14. Đánh giá tổng hợp hiện trạng khai

thác và sử dụng tài nguyên khoáng sản, xây

dựng căn cứ khoa học phục vụ chiến lược phát

triển kinh tế-xã hội. Phần V. Nước dưới đất và

Nước khoáng. Bộ KHCN-MT, 1996.

2. Lê Huy Hoàng. Dự án “Điều tra, đánh giá

sử dụng tài nguyên nước phục vụ phát triển kinh

tế-xã hội và bảo vệ môi trường tỉnh Cao Bằng”.

Cty INCODEMIC, 2003.

3. Sách tra cứu các phân vị Địa chất Việt

Nam. Cục ĐC và KS, 2000.

Người phản biện: PGS.TS. PHẠM QÚY NHÂN


NGHI£N CøU §¸NH GI¸ KH¶ N¡NG

MÊT æN §ÞNH THÊM NÒN §£ T¢N C¦¥NG - VÜNH PHóC

NguyÔn Mai Chi*

Ph¹m §øc HËu**

TrÇn ThÕ ViÖt*

Researches and assesing the possibility of unstable permeability of the

Tan Cuong dke foundation

Abstract: Tancuong river dike is one among the system of Red river dike. It

is located at VinhTuong district-VinhPhuc province. Every year, when the

water level of the Red river flood is rising at grade-3 piping always occur

at this dike threatening dike safety and community life. The local

government has proposed counter measure against piping in order to make

stable permeability of Tancuong river dike.

This paper presents all collected data related to Tancuong river dike,

analytical data of geo-engineering structures of dike foundation, and

provides simulated calculation by GEO-STUDIO2004 and measures

against piping for Tancuong dike.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ

Đoạn đê Tân Cương nằm trong hệ thống đê

Tả sông Hồng được xây dựng vào cuối thế k

19, từ thời nhà Nguyễn. Đê được đắp bằng

phương pháp thủ công với vật liệu đất lấy tại

chỗ. Để duy trì ổn định của đê, nhà nước thường

xuyên tu bổ, củng cố để đảm bảo an toàn cho

các huyện phía Nam tỉnh Vĩnh Phúc và thành

phố Hà Nội. Tuy nhiên, do được đắp thủ công

trên vùng có cấu trúc nền phức tạp,nên diễn biến

thấm dưới nền đê ảnh hưởng lớn đến độ ổn định

của đê.

Đê Tân Cương, đoạn từ Km6 - Km8 được

đánh giá là đoạn đê xung yếu nhất huyện Vĩnh

Tường, tỉnh Vĩnh Phúc. Thực tế, hàng năm nước

lũ sông Hồng đạt mức báo động 3, ở đoạn đê

này xảy ra nhiều mạch sủi, mạch đùn đe dọa

nghiêm trọng sự ổn định của đê. Vì vậy, việc

nghiên cứu đánh giá khả năng mất ổn định thấm

của đoạn đê này để từ đó có các biện pháp xử lý

thích hợp là việc làm có ý nghĩa quan trọng và

cấp thiết.

2. ĐIỀU KIỆN ỔN ĐỊNH THẤM NỀN

ĐÊ

Biến dạng thấm có thể xảy ra dưới hình thức

xói ngầm, đùn đất. Tuy nhiên, ở những nơi trên

tầng chứa nước có tầng phủ thấm nước yếu thì

biến dạng thấm chỉ có thể phát triển khi tầng

phủ thấm nước yếu bị phá vỡ nghĩa là phải có

miền thoát. Vì vậy, đánh giá khả năng ổn định

thấm ở nền đê, cần phải kiểm tra điều kiện tầng

phủ không xảy ra đùn đất và điều kiện không

xảy ra nói ngầm.

2.1 Điều kiện không xảy ra đùn đất

Đùn đất là hình thức biến dạng thấm thường

phát sinh đầu tiên ở nền đê. Khi đùn đất xảy ra ở

một diện rộng có tính chất đột ngột gọi là bục

đất, khi đùn đất xảy ra ở diện h p, riêng rẽ thể

hiện dưới dạng mạch đùn, mạch sủi. Theo

TCXD VN 285: 2002 điều kiện để không xảy ra

đùn đất là:

Kdn > [K]

* Trường Đại học Thủy lợi

175 Tây Sơn - Đống Đa - Hà Nội

DĐ: 0915268782 ** C«ng ty CPXD VÜnh Phóc


Trong đó: dnK - hệ số ổn định đẩy nổi;

dnn

pd

dnH

mK

.

d - trọng lượng thể tích của đất tầng phủ;

n - trọng lượng riêng của nước;

pm - chiều dày tầng phủ;

dnH - cột nước áp tại đáy tầng phủ;

[K] – hệ số ổn định đẩy nổi cho phép

2.2 Điều kiện không xảy ra xói ngầm

Hiện tượng xói ngầm trong đất loại cát, hoặc

đất sét kém chặt có thể xảy ra với một trong các

điều kiện sau

- Điều kiện về thành phần hạt: Đất không

đồng nhất ở mức độ nào đó, các hạt có kích

thước nhỏ hơn có thể chuyển dịch giữa các hạt

lớn và có thể bị di chuyển ra khỏi vị trí tồn tại

của chúng. Để đánh giá mức độ không đồng

nhất của đất có thể sử dụng chỉ số không đều

hạt

-Điều kiện về gradient áp lực thấm: Để

không xảy ra xói ngầm, dòng thấm cần phải có

gradient áp lực thấm nhỏ hơn gradient áp lực

thấm cho phép.

JJ

trong đó: J – gradient áp lực thấm cục bộ;

[J] - gradient áp lực thấm cho phép, đối với

sét pha lấy [J] = 0,65.

3. ẢNH HƢỞNG CỦA BIẾN DẠNG

THẤM TỚI SỰ ỔN ĐỊNH NỀN ĐÊ

Biến dạng thấm nền đê là do tác dụng của

dòng thấm làm di chuyển các hạt đất trong các

lớp đất đá, các hạt nhỏ bị moi cuốn, vận

chuyển ra khỏi kẽ hở của hạt lớn làm độ lỗ

rỗng của đất tăng dần lên, nền đất dần mất ổn

định. Trong trường hợp dòng thấm có vận tốc

thấm đủ lớn, trong đất hình thành ứng suất

cắt, khi ứng suất cắt này vượt quá độ bền

kháng cắt của đất sẽ xảy ra đùn đất hoặc cát

chảy. Như vậy, dưới tác dụng của dòng thấm,

nền đê có thể bị mất ổn định do độ rỗng tăng

lên hoặc do áp lực tác dụng của dòng thấm

vượt quá độ bền của đất.

Vào mùa lũ, mực nước sông dâng cao làm

cho áp lực dưới đất tác dụng lên lớp phủ thấm

nước yếu ở nền đê tăng lên, quá trình vận động

của nước dưới đất diễn ra không ngừng, dòng

thấm luôn tác động tới nền đất nên có thể moi

cuốn các hạt vật liệu nhỏ theo các vị trí bất kỳ

và thoát ra ngoài dưới dạng mạch đùn mạch sủi.

Sự moi cuốn này ban đầu ít gây ra nguy hiểm

cho nền đất nhưng nó là tiền đề cho mạch đùn,

mạch sủi phát triển mạnh hơn và quá trình biến

dạng xảy ra trong môi trường trầm tích nền đê

ngày càng cao. Quá trình biến dạng thấm phát

triển gây lún sập nền đất, nứt thân đê và dẫn đến

vỡ đê là kết quả tất yếu.

4. PHÂN TÍCH CẤU TRÚC NỀN ĐÊ

TÂN CƢƠNG

4.1. Cấu trúc nền

Cấu trúc nền là cấu trúc của hệ thống địa chất

tồn tại trong tự nhiên. Đó là quan hệ sắp xếp

trong không gian giữa các hợp phần của môi

trường địa chất hay các thể địa chất tự nhiên

đẳng cấp khác nhau. Các thể địa chất tự nhiên

đẳng cấp khác nhau là các phần môi trường địa

chất được phân chia bằng những dấu hiệu địa

chất nhất định phù hợp với hệ thống phân loại

trong địa chất công trình, theo thứ tự từ đẳng

cấp cao đến đẳng cấp thấp.

Nghiên cứu cấu trúc nền, tức là nghiên cứu

cấu trúc hệ thống địa chất tồn tại tự nhiên phục

vụ một mục đích cụ thể, thường cho mục đích

xây dựng. Đối với công trình đê, khi nghiên cứu

cấu trúc nền để phục vụ đánh giá biến dạng

thấm, điều quan trọng cần đặc biệt chú ý là quan

hệ tương tác giữa nước sông và môi trường địa

chất, điều kiện để nước sông thâm nhập vào và

vận động trong môi trường địa chất dưới áp lực

cột nước dâng cao do đê tạo ra trong mùa lũ làm

phát sinh quá trình biến dạng thấm ở nền đê.

4.2. Cơ sở phân chia.

Đoạn đê Tả Hồng từ K6+00 K8+00 được

đắp trên nền các trầm tích bở rời tuổi Đệ Tứ

tạo thành một hệ tầng trên cùng phủ khắp khu

vực châu thổ sông Hồng. Nguồn gốc sinh thành


chủ yếu là các trầm tích aluvi thềm sông có

tuổi từ cổ đến trẻ. Do ảnh hưởng của chế độ

thu văn tương đối khác nhau của sông Thao,

sông Đà và sông Lô nên điều kiện bồi lắng của

các vật liệu do dòng chảy của sông Hồng tại

khu vực nghiên cứu không ổn định. Bên trên là

hệ tầng loại sét, bên dưới là các hệ tầng loại

cát. Mỗi đoạn nền đê có cấu trúc địa chất khác

nhau, mức độ ổn định thấm không giống nhau.

Để đánh giá khả năng phát sinh biến dạng thấm

và áp dụng các giải pháp xử lý thích hợp, cần

phải điển hình hoá cấu trúc địa chất nền trên

toàn bộ tuyến đê, nghĩa là phải phân chia các

kiểu cấu trúc nền đê.

Khi phân chia cấu trúc nền đê ở đây, cần

phải xét tới quan hệ tương tác giữa môi trường

nước sông dâng cao và môi trường địa chất, tới

khả năng moi chuyển các hạt trầm tích rời và

phá vỡ lớp phủ thấm nước yếu dưới tác dụng

của áp lực dòng thấm, tức là phải xét tới quan

hệ sắp xếp, phân bố không gian giữa các lớp

trầm tích nền đê, giữa các lớp chứa nước với

các lớp phủ thấm nước yếu ở trên, xét tới thành

phần hạt, tính thấm và tính chất cơ lý của các

lớp đất này. Ngoài ra còn phải xét tới khoảng

cách từ đê tới lòng sông và các yếu tố địa hình

địa mạo ảnh hưởng tới ổn định thấm nền đê.

Qua những phân tích về đặc điểm địa chất

công trình vùng tuyến đê đã cho thấy, mức độ

nguy hiểm của biến dạng thấm ở đây rất cao do

có mặt của những trầm tích hạt rời có khả năng

dẫn nước và chứa nước lớn, có diện phân bố

rộng, liên tục dưới nền đê. Tuy nhiên, khả năng

phát sinh biến dạng thấm khi mực nước sông

dâng cao còn phụ thuộc vào độ bền vững của

các lớp phủ thấm nước yếu bên trên, nghĩa là

phụ thuộc vào chiều dày của tính chất cơ lý của

tầng phủ. Vì thế, dấu hiệu để phân biệt các kiểu

cấu trúc nền đê ở đây là chiều dày và độ bền

của tầng phủ phía trong đê.

4.3. Các kiểu cấu trúc nền đê và đặc điểm

của chúng

Dựa vào các dấu hiệu nêu trên, phân biệt

được trong phạm vi nghiên cứu 2 kiểu cấu trúc

nền đê:

- Kiểu cấu trúc nền I

Kiểu cấu trúc nền I phân bố ở 2 đoạn đê:

đoạn 1 từ Km6+00 đến Km6+500; đoạn 2 từ

Km7+00 đến Km8+00. Tổng chiều dài đê nằm

trên kiểu cấu trúc này 1500m. Trong kiểu cấu

trúc nền I các trầm tích thấm nước yếu có chiều

dày tương đối lớn, áp lực khó phá vỡ vị trí

xung yếu trong lớp phủ. Tại đây đê nằm xa

sông Hồng từ 500-600m. Khu vực này mật độ

dân cư thưa, sân phủ thượng hạ lưu được bảo

vệ tương đối tốt. Kiểu cấu trúc này gồm 4 mặt

cắt: tuyến V-V' tại Km6+00, tuyến VI-VI' tại

Km6+500, tuyến mặt cắt VII - VII tại

Km7+450, tuyến VII Km 8 + 00.

- Kiểu cấu trúc nền II

Trong kiểu cấu trúc nền II các trầm tích

thấm nước yếu nằm ở phía trong đê có chiều

dày không lớn thường nhỏ hơn 4m, áp lực thấm

dễ dàng phá vỡ vị trí xung yếu trong lớp phủ,

đoạn này lòng sông áp sát chân đê cách chân

đê khoảng 350-400m. Khu vực phân bố kiểu

cấu trúc nền II có mật độ dân cư sống tương

đối dày đặc, sân phủ thượng hạ lưu bị phá hu

nghiêm trọng do con người đào ao, lấy đất làm

gạch. Vì vậy, ở kiểu cấu trúc nền này rất dễ

xẩy ra biến dạng thấm khi mực nước sông

Hồng dâng cao. Kiểu cấu trúc nền này phân bố

từ Km6 + 500 – Km7+00. Mặt cắt ngang địa

chất công trình đại diện cho kiểu cấu trúc nền

II là mặt cắt IX - IX'(km 6+530), mặt cắt X-

X'(km 6+ 810).

Nhìn chung, cấu trúc kiểu I tương đối ổn

định, còn cấu trúc kiểu II kém ổn định. Nền đê

thuộc kiểu II có biểu hiện biến dạng thấm xảy

ra thường xuyên nhất vào mùa mưa lũ. Tại đây,

khi mực nước sông dâng cao, dòng thấm có thể

phá vỡ lớp phủ thấm nước yếu và thoát ra ở

phía trước đê, gây ra biến dạng thấm mạnh.

Mặt cắt điển hình các cấu trúc nền được thể

hiện ở hình 1, hình 2 và phân chia các dạng cấu

trúc nền được thể hiện trên bình đồ hình 3.


51

52

1a

168.25 180.66211.00Kho¶ng çch

6

-12

-16

-24

-22

-20

-18

-14

Cao ®é (m)

Tªn hè

-8

-4

-2

0

-6

2

4

-10

4

3

§ª bèi

S«ng Hång

8

10

12

14

16

18

2

1

§

§ª t¶ Hång

K=4.71E-4

704

K=4.68E-5

14

.08

TC15

738

3

4

5

6

12

.65

TC16

08/4/05

I

I'

736

1

2

Kªnh tíi

12/4/05 739

II'

II

5

5a

4

3

11

.1

TC17

698

697

1

2

§

09/4/05

III'

III

696

36.67199.42

6

4

5a

-12

12

.37

TC18

-16

-24

-22

-20

-18

-14

4

5a

-8

-4

-2

0

-6

2

4

-10

§êng bê kªnh

2

3

1

12/4/053

1

2

§

700

IV

K=8.63E-4

IV'

8

10

12

14

16

18

699

739A

Hình 1. Tuyến VIII-VIII' tại Km 8+00

(kiểu cấu trúc nền I)

TC26TC25TC24

9.4

5

9.5

3

9.5

4

9.5

5

9.5

7

9.7

8

9.8

9

9.9

31

2.3

31

2.3

61

0.1

3

10

.13

12

.31

2.3

10

.03

8.9

7

9.0

9.0

9.0

11

0.8

31

0.8

31

0.5

7

10

.76

10

.96

8.8

8.8

10

.93

10

.94

9.8

5

9.8

51

0.9

8

11

.47

11

.53

12

.36

12

.38

14

.83

14

.87

15

.27

15

.21

13

.14

12

.11

11

.57

11

.02

10

.18

10

.18

11

.39

11

.82

11

.83

12

.51

13

.01

13

.32

13

.37

13

.46

14

.51

4.5

11

.92

11

.92

11

.93

13

.98

13

.51

13

.07

12

.48

12

.2

4

5a

3

4

2

4

§

22

1

1

5a

5

-24

-22

-12

-10

-20

-18

-16

-14

18

16

14

-4

-2

0

2

4

6

8

10

12

-8

-6

Cao ®é (m)

Kho¶ng çch

Tªn hè

TC23

Hình 2. Tuyến X-X' tại Km 6+810

(kiểu cấu trúc nền II)

km 8+00

km 7+450

km6+810

km6+530km6+300

km6¶nh 103

¶nh 98

¶nh 99

¶nh 97

¶nh 96

¶nh 89

¶nh 90

¶nh 94

¶nh 93

¶nh 92

¶nh 91

¶nh 88

VIII'

VII'

VI'

II

III'

II'

tû lÖ: 1/2000

S¬ ®å ph©n vïng cÊu tróc nÒn ®ª t©n c¬ng

2350

400

2348

600

2348

400

2348

200

2348

000

2347

800

2347

800

2348

000

2348

600

2348

800

2349

000

2349

200

2349

400

2349

600

2349

800

2350

000

2350

200

2350

400

5488

00

5486

00

5484

00

5482

00

5480

00

5478

0054

7600

5476

00

5478

00

5480

00

5482

00

5484

0054

8600

5488

0054

9000

2350

200

2350

000

2349

800

2349

600

2349

400

2349

200

2349

000

5474

0054

7200

5472

00

5474

00

2348

800

TC112.53

31

TC210.79

20

TC310.40

20

TC411.23

20

TC513.18

30

TC610.17

25

TC710.44

20

TC810.99

30

TC912.18

30

TC1013.74

20

TC1112.51

30

TC1211.11

20

TC1312.17

21

TC1413.08

30

TC1514.08

20

TC1612.65

30

TC1711.10

20

TC1812.37

20

gp

s8

17.9

82

18.3

91

c7

12.4

2

f1

-c1

14.8

8

f3

gp

s6

18.9

2

10.9

9

t1

-2

12.7

1t1

11.9

3

f1-c

2

11.8

4

f1

-1

12.3

0

f1 11.2

3

f-2

10.8

3

t2

-2

12.0

2

f2-c

41

2.3

0

t2

12.1

9

f3-c

4

11.1

9

t1

-1

10.0

6

t2

10.5

4

t2

-1

t3

-1

11.5

7

s5-5

12.0

9

®1

19.1

0

f2

-5

12.9

4f1

11.9

2

f2

-2

f2

-3

f2

-1

f2

-3

f2

-5

11.8

5

s5-6

11.6

4

s5-6

/1

19.6

2

k8

19.1

0

s5-7

gp

s7

c2

c3

c4

18.0

6

f1

/61

3.2

81

6.6

4

f1

/5

16.5

8

f1

/4

14.8

6

f1

/314.6

3

f1

/2

14.2

7

f1

/1

14.2

7

f1

f1/c

4

v1

10.1

7

10.4

7

c50

10.5

1

v1-1

12.6

0

v7

12.6

0

v7-1

12.6

0

v7-1

10.8

7

11.3

0

v2-9

12.7

70

gp

s9

12.7

5

p2-1

3

12.4

1

p2-1

2

12.3

3

p2-1

1

10.8

6

p2-1

0

p2-9

p2-8

9.9

8

p2/1

3

10.3

4

a2-1

11.2

3

a1/1

10.4

7

a1

11.2

0

a2/2

11.1

2

a2

a3

11.1

0

c1

f1_

gp

s8

b2

f2_

32

13.2

3

çc kiÓu cÊu tróc nÒn ®ª

dÊu hiÖu quy íc

KiÓu cÊu tróc nÒn I(tÇng phñ phÝa trong ®ª lín h¬n 3 m)

KiÓu cÊu tróc nÒn II(tÇng phñ phÝa trong ®ª nhá h¬n 3 m)

KiÓu Ii KiÓu I

KiÓu I

Hình 3. Bình đồ phân chia các kiểu cấu trúc nền

trên đoạn đê Tân Cương.

5. ĐÁNH GIÁ KHẢ NĂNG MẤT ỔN

ĐỊNH THẤM NỀN ĐÊ TÂN CƢƠNG

5.1. Xác định áp lực dòng thấm phía trong đê

Để đánh giá khả năng mất ổn định thấm nền

đê Tân Cương, trước hết cần phải xác định áp

lực dòng thấm tác dụng lên tầng phủ phía trong

đê vào mùa lũ tại thời điểm nguy hiểm nhất.

Trong nghiên cứu này chọn đỉnh lũ năm 1972 ở

cao trình +17.69, trong đồng mực nước bằng

mặt đất tự nhiên ở cao trình +11.5 m.

Trong thời gian gần đây, khi các công nghệ máy

tính cũng như việc ứng dụng phương pháp phần tử

hữu hạn trở nên phổ biến đã cho phép giải các bài

toán thấm với điều kiện biên phức tạp. Mặt khác

các bài toán thấm được đưa về sơ đồ tính gần với

điều kiện làm việc thực tế của công trình. Ở đây sử

dụng chương trình GEO-STUDIO 2004 của hãng

phần mềm Địa kỹ thuật Quốc tế GEO-SLOPE của

Canađa để xác định áp lực thấm gia tăng trong nền

đê Tân Cương. Với đặc trưng địa chất nền có tầng

cát thông vói sông, bài toán thấm ổn định là phù

hợp với làm việc của đê mùa lũ.

5.2. Các đặc trưng thấm của đất dùng trong

tính toán

Các giá trị đặc trưng thấm của từng lớp đất

được cho ở bảng 1

Bảng 1. Chỉ tiêu cơ lý đất nền đê Tân Cƣơng

TT Tên lớp Hệ số thấm

(m/s) Mô tả

1 Đất đắp 1x10-7

Đất sét pha trung-nh , màu xám nâu, xám vàng, trạng thái cứng,

kết cấu chặt vừa

2 Lớp 1 1x10-7

sét pha nặng đến trung, màu xám nâu, trạng thái dẻo mềm, đất

kết cấu chặt vừa

3 Lớp 2 5x10-8

đất sét có chỗ là sét pha nặng màu xám vàng, nâu hồng. Trạng

thái nủa cứng đến dẻo cứng, đất kết cấu chặt vừa

4 Lớp 3 5x10-6

Cát pha sét màu xám vàng, xám xanh trạng thái dẻo cứng đến

nửa cứng, đất kết cấu chặt vừa

5 Lớp 4 1x10-4

Cát hạt vừa, kích thước hạt tăng dần theo chiều sâu, màu xám

vàng, vàng nhạt bão hoà nước

6 Lớp 5a 5x10-4

Cát sỏi chứa cuội màu xám xanh, xám trắng. Cuội sỏi mài mòn

tốt, cứng chắc, kích thước từ 0.2 đến 6 cm. Chiếm khoảng 40-

50%.


5.3. Kết quả tính toán:

Kết quả tính thấm được trình bày cho một số

mặt cắt điển hình từ hình 4 đến hình 7.

MNHL = +11.5 m

1

2

Dat dap, K = 1E-7 m/s

3

4

Lop

Lop

Lop

MNT L:+17.69

Lop 4

11.5

12 12.5

13 13.5

14 14.5 15

15.5

16 16.5

17

Khoang cach (m)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135 140 145 150 155 160 165 170 175 180 185

Hình 4. Phân bố cột nước tổng trong thân và

nền đê tại mặt cắt V-V'(Km6+00)

Dat dap, K = 1E-7 m/s

Lop 1

MNTL:+17.69

Lop 2

Lop 3

Lop 4

Lop 5

Lop 6

11.5

12

12.5

13 13.5

14

15 15.5 16

16.5

17

17.5

2.6

512

e-0

06

Khoang cach (m)

0 2 0 4 0 6 0 8 0 1 00 1 20 1 40 1 60 1 80 2 00 2 20 2 40


nền đê tại mặt cắt tính toán

VI-VI’ (K6+300)

MNTL = +17.69 m

Dat dap DOAN MAT ON DINH THAM

5a

5

lop 1

lop 2

lop 3

lop 4

lop 5

15.5 16

16.5

Khoang cach (m)

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260


nền đê tại mặt cắt toán

IX-IX' ( K6+530)

Dat dapDOAN MAT ON DINH THAM

MNTL:+17.69

1

2

3

4

5a

5

14 14.5

Khoang cach (m)

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280


nền đê tại mặt cắt tính toán X-X'(K6+810)

5.4. Kiểm tra khả năng mất ổn định thấm

nền đê

- Đánh giá khả năng đùn đất tầng phủ

Để kiểm tra mất ổn định thấm nền đê, cần

phải kiểm tra đùn đất tầng phủ sau đó kiểm tra

khả năng xói ngầm của nền đê.

Điều kiện để không xảy ra đùn đất được xác

định theo TCXD VN 285: 2002 với [K] = 1.25

(Công trình cấp I).

Việc kiểm tra đùn đất tầng phủ được xem

xét cho điểm có chiều dầy tầng phủ mỏng nhất

trong các điểm xem xét từ chân đê về phía

trong đồng.

Kết quả kiểm tra đùn đất tại các mặt cắt khác

nhau từ K6+00 đến K8+00, ở mỗi mặt cắt kiểm

tra cho các điểm đặc biệt trong khoảng 250m từ

chân đê về phía đồng.

Theo tiêu chuẩn Việt Nam-TCVN 4253-86

quy định việc tính độ bền thấm cục bộ của nền

không phải là đá phải được xem xét trong vùng

dòng thấm thoát ra ở hạ lưu, ở ranh giới của đất

không đồng nhất hoặc về phía thiết bị tiêu nước

và được xác định theo công thức đã nêu ở trên:

Kết quả tính toán dnK và maxJ tại các mặt cắt

được trình bày trong bảng 2.

Bảng 2. Kết quả kiểm tra ổn định thấm tại các mặt cắt

Mặt cắt Đặc trưng

Khoảng cách các điểm đang xét tại đáy tầng phủ

tính từ toạ độ gốc tính toán (m)

110 130 175 185 200 220 250

V-V'

Hmax 15 14,5 14,5 14,5 14,5 14,5 14,5

mp 10 8,2 6.6 5,4 6,4 6,5 6,4

Kdn 2,28 3,28 2.64 2,16 2,4 2,61 2,6

Jmax 0,3 0,60 0,6 0,6 0,5 0,5 0,5


Mặt cắt Đặc trưng

Khoảng cách các điểm đang xét tại đáy tầng phủ

tính từ toạ độ gốc tính toán (m)

110 130 175 185 200 220 250

VI-VI’

100 117 140 165 200 220 240

Hmax 13,5 13,3 13,3 13,1 13,1 13,1 13,1

mp 7,5 5,6 5,0 4,8 4,8 4,8 5,6

Kdn 3,0 2,24 2,0 2,56 2,56 2,56 2,2

Jmax 0,2 0,2 0,45 0,5 0,5 0,5 0,2

VII-VII’

80 100 121 127 135 150 170

Hmax 13,5 13,0 12,8 12,8 12,5 12,5 12,5

mp 6,9 6,0 5,5 5,1 4,8 5,1 5,1

Kdn 2,76 3,2 3,7 2,5 2,32 2,52 2,52

Jmax 0,26 0,26 0,26 0,35 0,46 0,35 0,14

VIII-VIII’

120 140 160 180 200 220 250

Hmax 13,0 13,0 12,8 12,5 12,5 12,0 12,0

mp 8,5 7,0 6,6 5,6 5,3 6,2 6,3

Kdn 4,5 3,7 4,06 4,4 3,26 4,7 4,7

Jmax 0,07 0,1 0,15 0,3 0,36 0,27 0,16

IX-IX’

80 90 105 125 145 160 180

Hmax 16 16 15,8 15,6 15,5 14,0 14,0

mp 8,2 7,4 3,47 3,57 3,32 6,5 6,5

Kdn 1,45 1,31 0,64 0,68 0,64 1,27 1,28

Jmax 0,2 0,2 0,7 0,7 0,7 0,55 0,21

X-X’

90 120 140 151 167 180 200

Hmax 14,5 14,3 14,3 14,3 14,1 14,1 14,1

mp 8,0 6,4 5,7 4,7 3,1 4,5 4,7

Kdn 2,13 1,80 1,63 1,34 0,95 1,30 1,35

Jmax 0,15 0,26 0,37 0,57 0,82 0,4 0,3

Trong đó Hmax là cột nước tổng lớn nhất

tại đáy tầng phủ, sau khi từ đi cột nước vị trí

tại đáy tầng phủ sẽ được cột nước áp tại đáy

tầng phủ

Mặt cắt Biến đổi hệ số ổn định đẩy nổi Kđn phía

trong đê theo khoảng cách tại mặt cắt V -

Biến đổi gradien áp lực thấm tác dụng

lên lớp phủ thấm nước yếu phía trong

đê theo khoảng cách

V-V’ 1

1.5

2

2.5

3

3.5

110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250

Kho¶ng çch tõ gèc to¹ ®é tÝnh to¸n ( m)

K®n

Mặt cắt V- V

[K] =1.25

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250


J

Mặt cắt V- V

[J] =0.65


VI-VI’ 1

1.5

2

2.5

3

3.5

100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250

Kho¶ng çch tõ gèc to¹ ®é ( m)

K®n

Mặt cắt VI- VI

[K] =1.25

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250


J

[J] =0.65

Mặt cắt VI- VI

VII-VII’ 1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


K®n

Mặt cắt VII- VII

[K] = 1.25

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190


J

[J] =0.7

Mặt cắt VII- VII

VIII-VIII’

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270


K®n

Mặt cắt VIII- VIII

[K] =1.25

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230 240 250 260 270


J

[J] =0.65

Mặt cắt VIII- VIII

IX-IX’

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

1.2

1.3

1.4

1.5

80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200Kho¶ng çch tõ gèc to¹ ®é ( m)

K®n

Mặt cắt IX-IX

[K] = 1.25

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200Kho¶ng çch tõ gèc to¹ ®é tÝnh to¸n ( m)

J

[J] =0.65

Mặt cắt IX - IX

X-X’ 0.5

0.7

0.9

1.1

1.3

1.5

1.7

1.9

2.1

2.3

90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220


K®n

Mặt cắt X-X

[K] = 1.25

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220


J

[J] =0.65

Mặt cắt X - X

Hình 8. Đồ thị biến đổi građient áp lực thấm và hệ số đẩy nổi kiểm tra cho các mặt cắt

5.5. Nhận xét và đánh giá

Từ kết quả tính ổn định thấm đối với 6 mặt

cắt địa chất công trình đặc trưng cho 2 kiểu

cấu trúc nền đê Tân Cương theo chế độ biến

đổi mực nước lũ trong đợt lũ lịch sử năm 1971

cho thấy:

- Kiểu cấu trúc nền I: mặt cắt V-V’tại

K6+00, VI-VI' tại K6+300, VII-VII tại K7 +

450, VIII-VII' tại K8+00

+ Không có khả năng xảy ra khả năng đùn

đất vì có KKdn =1.25;

+ Không có khả năng xảy ra xói ngầm vì có

JJ max = 0.65

- Kiểu cấu trúc nền II:

Mặt cắt IX-IX':

+ Có khả năng xảy ra khả năng đùn đất từ vị

trí có toạ độ X= 90 m đến vị trí có toạ độ

X=160 vì có KKdn =1.25;

+ Có khả năng xảy ra xói ngầm từ vị trí


X=105m đến vị trí có toạ độ X=150 vì có

JJ max = 0.65

Mặt cắt X-X tại K6+810:

+ Có khả năng xảy ra khả năng đùn đất từ vị

trí có toạ độ X= 155 m đến 175m vì có

KKdn =1.25;

+ Có khả năng xảy ra xói ngầm từ vị trí

X=155m đến vị trí có toạ độ X=175m vì có

JJ max = 0.65

Kết quả tính toán theo điều kiện đùn đất và

xói ngầm cho thấy, mức độ nguy hiểm biến

dạng thấm ở kiếu cấu trúc nền II là rất lớn, còn

kiểu cấu trúc nền I khá ổn định.

Kết quả tính toán đùn đất và xói ngầm

phù hợp với thực tế đã xảy ra trong các đợt

lũ lớn ở năm 1971, 1983, 1986 và 1996.

Trong những năm này, xảy ra hiện tượng

mạch đùn mạch sủi khi nước lũ về tác động

trực tiếp đến đoạn đê nghiên cứu mà nguyên

nhân chính là do áp lực nước dưới đất đã

phá vỡ tầng phủ thấm nước yếu phía trên.

Các điểm mạch đùn, mạch sủi đều xuất hiện

và xảy ra mạnh ở khu vực hạ lưu đê và xuất

lộ tại các vị trí ao, hồ và giếng của dân nơi

có miền xả và tiêu thoát (tác nhân gây xói

ngầm). Khi mực nước lũ lên cao thì hiện

tượng mạch đùn mạch sủi càng xảy ra mạnh

do tác động của gradien thu lực thực tế lớn

hơn gradien thu lực cho phép đối với các

lớp cát nền. Theo tài liệu theo dõi của Ban

chỉ huy phòng chống lụt bão tỉnh Vĩnh Phúc

thì hàng năm, khi mực nước sông vượt mức

báo động 3, rất nhiều giếng ăn trong khu dân

cư, trên mặt ruộng, vườn gần chân đê, đáy

ao phía đồng đều có hiện tượng mạch sủi.

Phần lớn các mạch sủi, giếng sủi đều mang

theo bùn cát. Hiện tượng sủi xảy ra ngay cả

khi nước sông còn thấp dưới báo động 3, khi

nước sông Hồng còn ở ngoài đê bối chưa

vào trong đê chính.

Biện pháp xử lý được liệt kê tóm tắt trên cơ

sở phân tích tổng thể về địa hình, địa chất và

tình hình dân sinh ở ven đê.

6. PHÂN TÍCH VÀ ĐỀ XUẤT GIẢI

PHÁP XỬ LÝ BIẾN DẠNG THẤM THÍCH

HỢP Ở NỀN ĐÊ TÂN CƢƠNG

6.1. Các giải pháp xử lý biến dạng thấm ở

nền đê

+ Kéo dài đường thấm bằng sân phủ chống

thấm phía trong và ngoài đê.

+ Đắp cơ phản áp tiêu nước phía trong đê

+ Kéo dài đường thấm bằng tường chống

thấm dưới nền đê.

+ Tạo màn chống thấm bằng phương pháp

bơm phụt dung dịch vào nền đê.

+ Xây dựng giếng giảm áp

+ Xây dựng các tuyến đê quây giảm cấp phía

trong đê

+ Tạo tầng lọc ngược, dâng cao mức nước

nơi dòng thấm xuất lô

6.2. Đề xuất các giải pháp xử lý biến dạng

thấm ở nền đê Tân Cương

Trên cơ sở kết quả tính toán ổn định thấm

cho các mặt cắt và đặc điểm địa hình khu vực

nghiên cứu, cấu trúc địa chất của nền đê, cần

phải áp dụng các giải pháp xử lý biến dạng thấm

khác nhau ở những đoạn đê khác nhau ở nền đê

Tân Cương .

Đối với kiểu cấu trúc nền I đoạn từ K6+00

đến K6+500 và từ Km7+00 đến Km8+00: Từ

kết quả tính toán thấy đoạn đê này ổn định

thấm, mật độ dân cư thưa hơn và chỉ xuất hiện

một vài hố đào, thùng đào ở độ sâu khoảng 1m

so với mặt đất. Vì vậy, giải pháp bảo vệ chiều

dày tầng phủ, không được đào ao, đào giếng và

khai thác đất làm gạch trong phạm vi 250 m kể

từ chân đê về phía đồng, tiến hành lấp những vị

trí hố đào, vị trí ao trong phạm vi nêu trên bằng

loại đất có hệ số thấm nước nhỏ. Vào mùa lũ

cần kiểm tra các vị trí xung yếu, có khả năng

mất ổn định thấm. Tuy nhiên, có hiện tượng

mạch đùn, mạch sủi cần áp dụng biện pháp tạo

tầng lọc ngược kết hợp vòng vây cọc ván.

Đối với kiểu cấu trúc nền II đoạn từ K6+500

đến K7+00 theo kết quả tính toán ổn định thấm

mức độ mất ổn định là rất lớn, đoạn này có mật


độ dân cư dày đặc ở sát chân đê. Theo tài liệu

khảo sát thì trong phạm vi này có rất nhiều

giếng đào của nhân dân để khai thác nước

ngầm. Mặt khác, sát chân đê cũng có nhiều ao,

thùng đào rất dễ gây mất ổn định thấm cho nền

đê vào mùa lũ. Để đảm bảo ổn định lâu dài và

tiết kiệm diện tích sử dụng, nên sử dụng giải

pháp giếng khoan giảm áp để giảm áp lực tác

dụng lên đáy tầng phủ phía trong đê vào mùa lũ,

giữ cân bằng mực nước ngầm phục vụ cho dân

sinh phía trong đê.

7. KẾT LUẬN

Từ những kết quả nghiên cứu ở trên, có thể

rút ra một số kết luận sau đây:

1.Qua những phân tích về đặc điểm địa chất

công trình vùng tuyến đê Tân Cương đã cho

thấy, mức độ nguy hiểm của biến dạng thấm ở

đây rất cao do có mặt của những trầm tích hạt

rời có khả năng dẫn nước và chứa nước lớn, có

diện phân bố rộng, liên tục dưới nền đê, lớp phủ

thấm nước yếu nằm bên trên có chiều dày biến

đổi và bị phá hu cục bộ. Có thể chia nền đê

Tân Cương thành hai kiểu cấu trúc I và II, trong

đó kiểu cấu trúc nền I ổn định, còn kiểu cấu trúc

nền II có khả năng xảy ra mất ổn định thấm và

mùa mưa lũ.

2. Để đảm bảo ổn định nền đê có thể sử

dụng giải pháp giếng giảm áp tại đoạn đê xung

yếu từ Km 6+500 đến Km7+00. Đây là giải

pháp phù hợp vì mùa lũ có thể giảm cột nước

áp phía trong đê, còn mùa kiệt vẫn đảm bảo

mực nước ngầm không ảnh hưởng đến dân sinh

phía trong đồng.

3. Nhằm tăng cường ổn định nền đê và đảm

bảo an toàn tuyệt đối cho đê cần nghiêm cấm

nhân dân sống ven đê không đào ao, khai thác

đất làm gạch bừa bãi phá vỡ tầng phủ, đồng thời

tiến hành lấp những hố đào, ao hồ, trong phạm

vi 250 từ chân đê về phía trong đồng, các giếng

đào lấy nước sinh hoạt của nhân dân phải kết

cấu tầng lọc ngược đề phòng chống xói ngầm.


1. Nguyễn Thanh. “Về việc phân loại và

thành lập bản đồ cấu trúc nền các công trình xây

dựng ở Việt Nam”, Ký yếu hội nghị Khoa học

địa kỹ thuật toàn quốc lần thứ 11. 1984.

2. Nguyễn Trấn. “Biến dạng thấm ở nền đê

lưu vực sông Hồng”, Ký yếu hội thảo toàn quốc

về chất lượng nền đê, Bộ Thu Lợi. 1987.

3. Nghiêm Hữu Hạnh. “Một số biểu hiện

mất ổn định đê sông Hồng và giải pháp xử lý”,

Hội nghị khoa học địa chất công trình với sự

nghiệp công nghiệp hoá, hiện đại hoá đất

nước. 1997.

4. Phạm Văn Tỵ. “Một số ý kiến về nguyên

nhân biến dạng và những kiến nghị về việc

nghiên cứu địa chất công trình ở nền đê”, Ký

yếu hội thảo toàn quốc về chất lượng nền đê, Bộ

Thu lợi, 1987.

5. R. Whitlow. Cơ học đất, Nhà xuất bản

giáo dục Hà Nội. 1966.

6. Công ty Tư vấn Xây dựng Thu lợi 1.

Thuyết minh địa chất công trình, Dự án xử lý

nền đê Tả Hồng khu vực Tân Cương đoạn từ km

6 + 00 - Km 8+100, Hà Nội. 2005.

7. Đội quản lý đê huyện Vĩnh Tường, Thống

kê các sự số và hư hỏng đê Tả Hồng.

8. TCXDVN 285.2002. Tiêu chuẩn Xây

dựng VN - Các quy định chủ yếu về thiết kế

công trình thu lợi.

9. DWW - Technical report on sand

Boil(Piping) - The Netherlands 2002.

Người phản biện: TS. LÊ XUÂN KHÂM


KÕT QU¶ NGHI£N CøU Ban §ÇU QU¸ TR×NH

DÞCH CHUYÓN §ÊT §Ê TR£N Bê dèc §¦êNG

GIAO TH¤NG VïNG §åI NóI T¢Y QU¶NG B×NH

NguyÔn §øc Lý*

NguyÔn Thanh**

Research results with the system initially on gravity shifting process of

rock soils on slopes and side slopes of traffic roads in mountainous area

west of Quang Binh

Abstract: The contents of the article is a synthesis of research results with the

system initially on gravity shifting process of soils and rocks on slopes and side

slopes of traffic roads in mountainous area west of the Quang Binh province.

1. GIỚI THIỆU

Tỉnh Quảng Bình có diện tích tự nhiên 8.065,26

km2, được giới hạn bởi các toạ độ địa lý ở phần đất

liền là: Điểm cực Bắc: 180

05'12'' vĩ độ Bắc; Điểm

cực Nam: 170 05'02'' vĩ độ Bắc; Điểm cực Đông:

1060 59'37'' kinh độ Đông và Điểm cực Tây: 105

0

36'55' kinh độ Đông.

Trên địa phận vùng đồi núi phía Tây tỉnh

Quảng Bình có nhiều tuyến đường giao thông

quan trọng đi qua, như đường Hồ Chí Minh,

đường xuyên Á, đường quốc lộ 12A, các đường

tỉnh lộ TL 10, TL 11, TL 16 và TL 20. Các

tuyến đường này là tuyến giao thông huyết

mạch quan trọng, có ý nghĩa chiến lược trong tất

cả các lĩnh vực: chính trị, an ninh quốc phòng,

kinh tế và văn hoá - xã hội của đất nước, khu

vực miền Trung nói chung và tỉnh Quảng Bình

nói riêng. Vào mùa mưa lũ, quá trình dịch

chuyển đất đá (QTDCĐĐ) trên bờ dốc, thường

xuyên xảy ra và đã gây nên những ảnh hưởng

nhất định. Chính vì vậy, việc nghiên cứu tổng

quát QTDCĐĐ trên bờ dốc đường giao thông

vùng đồi núi Tây Quảng Bình có một ý nghĩa

quan trọng.

2. ĐỐI TƢỢNG NGHIÊN CỨU VÀ CẤU

TRÚC ĐỊA CHẤT CÁC THÀNH TẠO ĐẤT

ĐÁ TẠO NÊN CÁC KHỐI DỊCH CHUYỂN

CHỦ YẾU

Đối tượng nghiên cứu là các bờ dốc đường

giao thông vùng đồi núi Tây Quảng Bình.

Các hệ tầng chủ yếu của các thành tạo đất đá

tạo nên khối dịch chuyển trong khu vực nghiên

cứu, bao gồm: hệ tầng Rào Chắn - D1 rc, Bản

Giàng - D1-2 bg, Bãi Dinh - J1-2 bd, Mục Bài - D2

g mb, Bắc Sơn - C-P bs, Đông Thọ - D2 - D3 fr đt,

phụ hệ tầng Long Đại 3: O3 -S1 lđ 3, Long Đại 2:

O3 -S1 lđ 2, Long Đại1: O3 -S1 lđ 1, hệ tầng Tân

Lâm D1 tl, La Khê C1 lk, Xóm Nha D3 - C1 xn và

phức hệ Trường Sơn - Ga C1 ts..., trong đó:

Hệ tầng Rào Chắn chỉ phân bố trong phạm vi

nghiên cứu từ Km 108 +815 đến Km 114 + 000

đường 12A; từ Km 861 + 225 đến Km 862 +

692 và từ Km 886 + 140 đến Km 887 + 389

đường HCM. Bề dày tầng phủ biến đổi từ 2 m

đến 5 m, trung bình 3 - 4 m, thành phần tầng

phủ chủ yếu là đất sét pha lẫn dăm sạn.

Hệ tầng Bản Giàng phân bố rộng trong phạm vi

nghiên cứu từ Km 104 +350 đến Km 108 + 815, từ

Km114 + 000 đến Km 114 + 841, từ Km 117 +060

đến 118 +162 đường 12A; từ Km 860 + 779 đến

* Sở Khoa học và Công nghệ tỉnh Quảng Bình

17A - Quang Trung - TP. Đồng Hới - Quảng Bình.

ĐT: 0913.295.246. ** §¹i häc HuÕ

11A - Phan Bội Châu - TP Huế.

ĐT: 054.3822410.


Km 861 + 225, từ Km 863 + 919 đến Km 866 +

387, từ Km 874 + 237 đến Km 875 + 486, từ Km

894 + 987 đến Km 895 + 981, từ Km 12T

+ 410

đến 12T

+ 770, từ Km 22T + 680 đến 26

T + 125

đường HCM. Bề dày tầng phủ biến đổi từ 4 m đến

12 m, trung bình 8 -10 m, thành phần tầng phủ chủ

yếu là đất sét pha lẫn dăm sạn bị phong hoá mạnh.

Hệ tầng Bãi Dinh phân bố rộng và lớn nhất

trong phạm vi nghiên cứu từ Km 120 + 467 đến

Km 122 + 585, từ Km125 + 300 đến Km 125 +

670, từ Km 128 + 486 đến 133 + 300, từ Km

134+800 đến 142 đường 12A và hầu như vắng

mặt trên các tuyến đường HCM, TL 10 và TL 11.

Bề dày tầng phủ biến đổi từ 3 m đến 10 m, trung

bình 7 - 8 m, thành phần tầng phủ chủ yếu là đất

sét pha lẫn mãnh dăm vụn cát kết, bột kết bị

phong hoá mạnh.

Hệ tầng Mục Bài cũng phân bố rất rộng lớn

trong phạm vi nghiên cứu từ Km 104 + 000 đến

Km 104 + 350, từ Km 115 + 841 đến Km 117 +

060, từ Km 118 + 162 đến Km 120 + 467, từ Km

122 + 585 đến Km 125 + 300, từ Km 125+ 670

đến 128 +486 đường 12A và từ Km 923+003 đến

Km 924+394 đường Hồ Chí Minh. Bề dày tầng

phủ biến đổi từ 4 m đến 12 m, trung bình 8 - 10

m, thành phần tầng phủ chủ yếu là đất sét pha lẫn

dăm sạn đá gốc bị phong hoá mạnh.

Hệ tầng Bắc Sơn, trong phạm vi nghiên cứu

thuộc đường 12A, chỉ phân bố từ Km 133 + 300

đến Km 134 + 800, còn trên tuyến đường HCM

thì phân bố rộng, cụ thể từ Km 862 + 904 đến

Km 863 + 919, từ Km 867 + 280 đến Km 868 +

814, từ Km 879 + 832 đến Km 880 + 106, từ Km

3T

+ 110 đến Km 4T

+ 770, từ Km 12T

+ 250

đến Km 12T + 410, từ Km 12

T + 770 đến Km

15T + 770, từ Km 16

T + 953 đến Km 17

T + 749

và từ Km 28T

+ 077 đến Km 29T + 732 đường

HCM. Bề dày tầng phủ biến đổi từ 3 m đến 15

m, trung bình 10 - 12 m, thành phần tầng phủ chủ

yếu là đất sét và đất sét pha lẫn dăm sạn.

Hệ tầng Đông Thọ phân bố từ Km 855 + 940

đến Km 857 + 831, từ Km 917 + 387 đến Km

923 + 003 và từ Km 924 + 394 đến Km 936 +

062 đường HCM; Hệ tầng này hoàn toàn vắng

mặt trên tuyến đường 12A, TL 10 và TL11. Bề

dày tầng phủ biến đổi từ 1 m đến 12 m, trung

bình 4 - 8 m với thành phần chủ yếu là đất sét

pha lẫn dăm sạn màu nâu, xám bạc; Tầng dưới

là đá cát kết màu xám sẫm, phong hoá vừa -

mạnh thuộc hệ tầng Đông Thọ.

Phức hệ Trường Sơn phân bố trên trên đường

TL 11 và đoạn từ Km 43T + 300 đến Km 56

T +

796 đường HCM và vắng mặt trên tuyến đường

12A và đường TL 10.. Bề dày tầng phủ biến đổi

từ 0,5 m đến 4m, trung bình từ 2 đến 3 m với

thành phần chủ yếu là lớp sét pha lẫn dăm sạn

màu nâu xám, xám vàng có nguồn gốc tàn tích.

Tầng dưới là đá magma gồm các khoáng vật

thạch anh, felspat, mica có máu xám trắng bị

phong hoá vừa -mạnh. Điểm trượt này có chiều

dày tầng phủ trung bình 3 m và góc dốc mặt

trượt bình quân 360 .

Phụ hệ tầng Long Đại 3 phân bố trên đường

TL 10 và đoạn từ Km 83T + 128 đến 90

T + 069,

từ Km 107T + 715 đến 119

T + 295 đường HCM

và hoàn toàn vắng mặt trên tuyến đường 12A,

TL 11. Bề dày tầng phủ biến đổi từ 1,0 m đến

6m, trung bình từ 3 đến 4 m với thành phần chủ

yếu là lớp sét pha lẫn dăm sạn màu nâu xám,

xám vàng có nguồn gốc tàn tích. Tầng dưới là

đá phiến sét màu nâu xám phong hoá mạnh, đôi

chỗ lẫn đất có chiều dày lớn.

Phụ hệ tầng Long Đại 2 phân bố trên tuyên

đường TL 10, TL 11 và đoạn từ Km 26T

+ 125

đến 210T + 010, từ Km 32

T + 682 đến 33

T + 050,

từ Km 39T

+ 232 đến 39T + 922, từ Km 119

T + 295

đến 130T + 739 đường HCM và hoàn toàn vắng

mặt trên tuyến đường 12A . Bề dày tầng phủ biến

đổi từ 0,5 m đến 4m; Trung bình từ 2 đến 3 m với

thành phần chủ yếu là lớp sét pha lẫn dăm sạn

màu nâu xám, xám vàng có nguồn gốc tàn tích.

Tầng dưới là đá phiến sét màu nâu xám phong hoá

mạnh, đôi chổ lẫn đất có chiều dày lớn.

Phụ hệ tầng Long Đại 1 phân bố trên tuyến

đường TL 11 và đoạn từ Km 40T + 613 đến 40

T

+ 959, từ Km 42T + 748 đến 43

T + 300, từ Km


56T + 796 đến 72

T + 187, từ Km 146

T + 591 đến

148T + 161, từ Km 149

T + 166 đến 150

T + 129,

từ Km 150T + 789 đến 167

T + 200 đường HCM

và hoàn toàn vắng mặt trên tuyến đường 12A,

TL 10. Bề dày tầng phủ biến đổi từ 0,5 m đến

4m; trung bình từ 2 đến 3 m với thành phần chủ

yếu là lớp sét pha lẫn dăm sạn màu nâu xám,

xám vàng có nguồn gốc tàn tích. Tầng dưới là

đá phiến sét màu nâu xám phong hoá mạnh, đôi

chổ lẫn đất có chiều dày lớn.

3. KẾT QUẢ KHẢO SÁT DIỄN BIẾN

DỊCH CHUYỂN ĐẤT ĐÁ Ở BỜ DỐC KHU

VỰC NGHIÊN CỨU TRONG NHỮNG

NĂM GẦN ĐÂY

Qua 9 chuyến khảo sát các tuyến đường giao

thông vùng miền núi tỉnh Quảng Bình ngày

10/11/2006 sau cơn bão Sanxang số 6/2006,

ngày 24/4/2007, ngày 06/5/2007, ngày

06/10/2007 sau cơn bão số 5/2007, ngày

13/01/2008 và ngày 17-18/5/2008, ngày

17/12/2008, ngày 03/10/2009 sau cơn bão số 9

(Ketsana) và ngày 25/10/2009, chúng tôi đã

thống kê được 216 điểm dịch chuyển đất đá

được trình bày ở bảng 1 và bảng 2.

Bảng 1: Các điểm dịch chuyển đất đá

trên bờ dốc đƣờng giao thông vùng

miền núi Quảng Bình

T.T

Tuyến

đư ờ ng giao

thông

Số điể m

sụ t,

trư ợ t

và dòng

bùn đấ t

đá

Số điể m

sụ t, đổ

đá

1 Đư ờ ng

Quố c lộ

12A

89 7

2 Đư ờ ng

xuyên Á 0 0

3 Đư ờ ng

Hồ Chí Minh 99 11

4 Đư ờ ng TL

20 0 0

5 Đư ờ ng TL

11 3 0

6 Đư ờ ng TL

10 6 1

Cộ ng 197 19

Tổ ng cộ ng 216

Bảng 2: Kết quả thống kê phân bố số điểm

sụt, trƣợt phân chia theo hệ tầng

Đấ t e-dQ thuộ c

hệ tầ ng

Số điể m

sụ t,

trư ợ t

Tỉ lệ

%

Long Đạ i 1 10 5,08

Long Đạ i 2 16 8,12

Long Đạ i 3 6 3,05

Hệ tầ ng Rào

Chắ n

7 3,55

Tân Lâm 04 2,03

Hệ tầ ng Bả n

Giằ ng

13 6,60

Hệ tầ ng Mụ c

Bài

28 14,21

Hệ tầ ng Đông

Thọ

35 17,77

Xóm Nha 01 0,50

Phứ c hệ

Trư ờ ng Sơ n

4 2,03

La Khê 21 10,66

Hệ tầ ng Bắ c

Sơ n

14 7,11

Hệ tầ ng Bãi

Dinh

38 19,29

Cộ ng 197 100

4. KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU

Trên cơ sở kết quả nghiên cứu, kiểm toán, đánh

giá và dự báo độ ổn định bờ dốc đường giao thông

vùng đồi núi Tây Quảng Bình, có thể rút ra một số


kết luận ban đầu có tính quy luật như sau:

4.1. Quá trình dịch chuyển đất đá trên bờ dốc

các tuyến đường giao thông vùng đồi núi Tây

Quảng Bình chủ yếu phát sinh, phát triển trên bờ

dốc nhân tạo đã chịu sự tác động của các hoạt động

kinh tế, xây dựng, công trình và đốt phá rừng làm

nương rẫy của con người, chiếm 98,61% tổng số

điểm dịch chuyển trọng lực đất đá được khảo sát,

nghiên cứu. Hầu hết ở bờ dốc quá cao, quá dốc do

thiết kế hoặc thi công chưa phù hợp với đặc điểm

địa chất, hoặc bờ dốc chưa hoàn thiện đều dễ xảy ra

dịch chuyển đất đá. Các khu vực khai thác lâm thổ

sản bừa bãi, chặt phá rừng làm nương rẫy cũng

phát sinh nhiều sụt, trượt và dòng bùn đất đá. Nền

móng công trình không đầm nén tốt dễ sinh sụt lún

nứt vỡ đường và công trình. Các chấn động, rung

động do nổ mìn, đóng cọc, khai đào, máy thi công,

lưu thông của xe tải trọng nặng...là những nguyên

nhân rất quan trọng gây nứt nẻ đất đá, làm xúc tiến

nhanh quá trình phong hoá, giảm lực liên kết giữa

các phân tố đất đá, gây tách phân lớp tại mặt trượt

(mặt đá gốc hoặc đới yếu gần kề), làm giảm mạnh

lực dính kết và góc nội ma sát của đất đá...đặc biệt

là khi các chấn động, rung động tập trung làm gia

tăng mức độ phá hủy và thậm chí lớn hơn nếu là

cộng hưởng (có thể có). Đây là yếu tố trực tiếp góp

phần làm giảm hệ số ổn định bờ dốc và phát sinh,

phát triển DCĐĐ.

Nguyên nhân kịch phát quan trọng nhất làm

phát sinh, phát triển dịch chuyển trọng lực đất đá

trên bờ dốc vùng nghiên cứu là tác động của mưa

nhiều với cường độ lớn và thời gian kéo dài. Thực

tế khảo sát, nghiên cứu cho thấy: QTDCĐĐ hầu

như chỉ xảy ra ồ ạt vào mùa mưa lũ với cường độ

và lượng mưa lớn, kéo dài từ 2 - 4 ngày liên tục,

còn vào mùa khô hiếm khi xảy ra. Mưa lớn vừa tạo

dòng chảy mặt lớn, vừa làm phát sinh dòng ngầm

với áp lực thủy động và thủy tĩnh, cũng như làm

giảm lực kháng cắt của đất đá.

4.2. Về phương diện cấu trúc địa chất: Quá trình

dịch chuyển đất đá xảy ra nhiều nhất trong hệ tầng

La Khê (chiếm 11,57%), Mục Bài (chiếm 14,81%),

Đông Thọ (chiếm 17,13%) và Bãi Dinh (chiếm

17,59%) tổng số các điểm dịch chuyển, ít nhất có

hệ tầng Xóm Nha, Tân Lâm và phức hệ Trường

Sơn. Bề dày tầng phủ vỏ phong hoá của các khối

đất đá dịch chuyển dao động chủ yếu từ 2 đến 10 m

(chiếm 76,65% - xét riêng 197 điểm sụt, trượt và

dòng bùn đất đá).

Khu vực nghiên cứu nằm ở ven rìa phía Đông

Bắc của địa khối Indosini, nơi chịu tác động mạnh

mẽ của các mảng (lục địa Âu-Á ở phía Bắc và

mảng Thái Bình Dương ở phía Đông), nên địa hình

khu vực này đặc trưng cho vùng vừa bị ảnh hưởng

bởi các hoạt động dập vỡ, phá hủy, dịch trượt phức

tạp vừa bị dồn ép nâng lên với cường độ từ yếu đến

trung bình trong giai đoạn Tân kiến tạo, để tạo vùng

núi khối tảng, phân dị cao, hình thành nên nhiều

khối kiến trúc tân kiến tạo có biên độ nâng, hạ, nhiều

hệ thống đứt gãy có tính chất hoạt động khác nhau,

kèm theo là sự xuất hiện nhiều loại hình tai biến địa

chất khác nhau trong đó chủ yếu là QTDCĐĐ trên

bờ dốc. DCĐĐ trên bờ dốc thường xảy ra tập trung

chủ yếu ở khu vực miền núi, nơi khối kiến trúc tân

kiến tạo nâng trung bình và nâng yếu.

Các đứt gãy kiến tạo khu vực nghiên cứu hầu hết

ít nhiều đều có biểu hiện hoạt động trong Kainozoi,

làm cho đá bị vụn nát thành đới rộng 5km đến hơn

10km, tạo điều kiện cho phong hóa phát triển mạnh,

tạo địa hình phân cắt sườn dốc và sâu, chứa các trầm

tích bở rời Neogen - Đệ tứ kéo dài theo phương đứt

gãy. Đây là điều kiện thuận lợi cho sự phát sinh,

phát triển các QTDCĐĐ trên bờ dốc.

Điều kiện quan trọng hỗ trợ phát triển

QTDCĐĐ trên bờ dốc là thành phần thạch học,

tính chất cơ lý của đất đá cấu tạo bề dày tầng phủ,

thế nằm của đá (mặt trượt nằm nghiêng), độ dốc và

độ cao tương đối của bờ dốc.

Cấu tạo và thành phần đất đá là yếu tố quan

trọng đối với DCTLĐĐ, vừa là điều kiện hỗ trợ

phát triển, vừa là đối tượng chịu sự biến dạng của

hoạt động dịch chuyển. Các loại đá giàu

alumosilicat dễ bị phong hoá, tích tụ đất loại sét,

thường dễ phát sinh trượt. Các đá có thế nằm

nghiêng đổ xuống đường, dễ phát sinh sụt, trượt,

đổ. Các đới đập vỡ phá hu kiến tạo, gắn kết yếu,


phong hoá sâu và triệt để cũng hay bị trượt lớn.

4.3. Quá trình dịch chuyển đất đá trên bờ dốc

thường phát triển mạnh ở khu vực đồi núi, nhất là

các đèo cao, địa hình phân cắt phức tạp, hoạt động

xâm thực bóc mòn mạnh mẽ, nơi lộ đá gốc dễ bị

phong hoá, phá hu do các tác động ngoại sinh,

tích tụ tàn tích, sườn tích dày, đã và đang phát sinh

nhiều khối dịch chuyển cổ và hiện đại. Thực tế đã

chứng minh điều đó, đa số các điểm sụt, trượt lớn

hoặc tương đối lớn chủ yếu tập trung vào các khu

vực có độ cao tuyệt đối địa hình từ 200m đến

500m; đối với địa hình còn lại (dưới 200m hoặc

cao hơn 500m) xảy ra sụt, trượt ít hơn và với quy

mô nhỏ hơn.

Trượt thường xảy ra trong tầng đất sét pha, sét

và chủ yếu là trượt theo mặt phẳng nằm nghiêng

của lớp đá gốc hoặc theo đới yếu gần kề cắm thuận

xuống đường giao thông.

Qua kết quả khảo sát, nghiên cứu và kiểm toán,

có thể khẳng định: những khu vực có góc dốc mặt

trượt nằm nghiêng dưới 200

là những bề mặt thoải

hoặc gần như nằm ngang (bề mặt bóc mòn hoặc

tích tụ), nên không hoặc rất ít xảy ra hiện tượng sụt,

trượt đất đá. Những khu vực có góc dốc địa hình

lớn hơn 650 với bề dày tầng phủ mỏng hoặc rất

mỏng cũng rất ít xảy ra trượt; thường xảy ra đổ đá,

sụt đá và một phần ít sụt đất đá.

Địa hình khu vực nghiên cứu (vùng đồi núi Tây

Quảng Bình) có định hướng không gian chủ yếu

theo hướng Tây Bắc - Đông Nam, vuông góc với

hướng của gió mùa Đông Bắc trong mùa mưa lũ,

cùng với độ cao tuyệt đối lớn đã tạo nên địa hình

với hệ thống vành đai liên tục các sườn núi lý

tưởng đảm bảo chắn gió, đồng thời các thung lũng

có tác dụng hút luồng không khí ẩm từ biển

vào....Do đó, mưa lớn, cường độ cao chủ yếu tập

trung ở khu vực vùng đồi núi phí Tây Quảng Bình.

Đây là điều kiện thuận lợi tạo nguyên nhân kịch

phát các QTDCĐĐ trên bờ dốc.

Các điểm dịch chuyển phát sinh, phát triển nhiều

nhất ở khu vực có độ cao tuyệt đối địa hình trên 200

m (chiếm 65,74%), độ cao sườn dốc tự nhiên từ 10 m

trở lên (chiếm 81,94%) và độ dốc địa hình (góc sườn

dốc tự nhiên) 35 - 650 (chiếm 69,04%). Các khối đất

đá dịch chuyển có quy mô chủ yếu là bé và rất bé

(nhỏ hơn 104 m

3) và chiếm 88,83% tổng số điểm dịch

chuyển. Các khối trượt bé và rất bé xảy ra ở khu vực

có góc dốc mặt trượt cao 300 - 45

0 hoặc > 45

0 ; Các

khối trượt trung bình và lớn xảy ra ở khu vực có góc

dốc mặt trượt bé và vừa từ 200 - 30

0. Các khối sụt đều

có quy mô bé và rất bé và thường phát sinh, phát triển

chủ yếu trên các bờ dốc có góc dốc > 450. Dòng bùn

đất đá có quy mô rất bé và xảy ra chủ yếu trên các

sườn dốc bậc thang và sườn dốc có góc dốc từ 35 -

450; đặc biệt do địa hình chung của cả vùng rừng núi

Trường Sơn dốc, nên trên khu vực nghiên cứu, dòng

bùn đá xảy ra cũng rất ít. Đổ đá và sụt đá với quy mô

rất bé và tần suất xảy ra cũng rất ít. Hiện tượng trượt

đá chưa phát hiện ở khu vực nghiên cứu.

4.4. Theo cơ chế dịch chuyển, loại hình dịch

chuyển đất đá khu vực nghiên cứu chiếm phổ biến

nhất là sụt đất đá (chiếm 77,78 %); trượt đất đá chiếm

8,33%; sụt đá và đổ đá chiếm 8,8%; còn lại là dòng

bùn đất đá chiếm 5,09% tổng số các điểm dịch chuyển.

4.5. Kiểm toán độ ổn định của bờ dốc khi sử

dụng giá trị các đặc tính địa chất công trình của đất

đá trong mùa bất lợi nhất - mùa mưa lũ (trong điều

kiện đất đá bị bảo hoà nước) đều cho thấy các bờ

dốc không ổn định. Do vậy, ngoài việc xác định giá

trị tính chất cơ lý đất bị bão hòa, để có thể dự báo,

đánh giá được mức độ ổn định của sườn dốc, còn

cần phải điều tra xác định vị trí tương đối chính xác

của mặt trượt, mặt tách đứt, các chỉ tiêu cơ lý của

đất ở trạng thái bất lợi nhất, đồng thời cần xét đầy

đủ ảnh hưởng của các yếu tố, đặc biệt là tính chất

và thành phần thạch học của đất đá cấu tạo của tầng

phủ và tầng đá gốc, bề dày tầng phủ, góc dốc mặt

trượt, tác động của nước mặt (nước mưa chảy tràn)

và nước ngầm (khối lượng thể tích, góc nội ma sát,

lực dính kết ở trạng thái tự nhiên và bảo hoà nước).

Đối với vùng núi cao như khu vực nghiên cứu,

phương pháp kiểm toán ổn định theo mặt trượt nằm

nghiêng là phù hợp và đúng với thực trạng điều

kiện địa chất công trình khu vực.

4.6. Việc phòng chống và khắc phục sự cố

DCĐĐ trên bờ dốc có nhiều giải pháp khác nhau,


thông thường không thể sử dụng một phương pháp

riêng biệt mà là một tổ hợp nhiều phương pháp,

biện pháp liên kết hữu cơ, bổ trợ lẫn nhau. Tuỳ

thuộc đặc điểm địa chất công trình từng khối dịch

chuyển, điểm dịch chuyển khác nhau mà có các

giải pháp kết hợp khác nhau và đặc biệt phải trên

cơ sở luận cứ khoa học về đặc điểm địa chất công

trình, địa chất thu văn và các yếu tố, nguyên nhân,

điều kiện có liên quan khác của khu vực.

Đối với khu vực nghiên cứu nên áp dụng tổ hợp

biện pháp phòng chống DCĐĐ sau đây: Giải pháp

phi công trình (phòng hộ); san bằng và gia cố bề

mặt bằng cây cỏ; thoát nước mặt và nước dưới đất

bằng hệ thống rãnh đỉnh, rãnh thu nước, rãnh dẫn

thoát nước, hào chắn nước ngầm; xây dựng kè đá,

tường chắn bê tông, tường chắn bê tông cốt thép có

móng trực tiếp hoặc thông qua khoan nhồi cắm sâu

xuống tầng đá gốc và có kết cấu thoát nước.

Trượt trên sườn dốc vùng núi cao chủ yếu là

trượt phẳng hoặc gãy khúc theo mặt phẳng (hoặc

mặt phẳng gãy khúc) nằm nghiêng, nên việc sử

dụng bệ, đê phản áp là không những không có tác

dụng mà ngược lại là vật gia tải (tải trọng ngoài) hỗ

trợ cho quá trình trượt, vì bệ và đê phản áp có tác

dụng tích cực trong điều kiện trượt theo cung tròn

hình trụ (đối với đất đá đồng nhất) và với nguyên lý

cân bằng moment gây trượt và chống trượt.

Tường chắn có tác dụng đối với những bờ dốc

có góc nghiêng của mặt trượt lớn hơn 300 (là những

nơi có bề dày tầng phủ mỏng, đá gốc lộ ra gần mặt

đường) và hầu như không có tác dụng đối với các

bờ dốc có góc dốc mặt trượt nhỏ hơn 300 (nơi có bề

dày tầng phủ lớn) nếu móng tường chắn không trực

tiếp gắn kết sâu xuống tầng đá gốc hoặc gián tiếp

thông qua cọc khoan nhồi liên kết đến tầng đá gốc

(đây là một thực tế đang diễn ra khá phổ biến), đặc

biệt là đường giao thông đi qua giữa thân trượt.

Khi quy hoạch, thiết kế đường giao thông đi qua

vùng núi nên chọn bờ dốc có thế nằm đá gốc cắm

vào sườn dốc (không cắm thuận hướng xuống

đường), đặc biệt không được đi qua thân trượt.

Trong trường hợp bất khả kháng có thể chọn

phương án đi qua chân thân trượt, nhưng phải có

biện pháp xử lý phù hợp.

4.7. Kết quả đánh giá, dự báo trượt lở đất đá trên

bờ dốc đường giao thông vùng đồi núi Tây Quảng

Bình theo phương pháp ma trận định lượng cường độ

tác động tương hỗ các yếu tố ảnh hưởng cho thấy:

Trên sườn dốc, mái dốc khu vực đường 12A

(đoạn từ ngã ba Khe Ve Km 104 đến Cửa khẩu

quốc tế Cha Lo Km 142), đường HCM đoạn

Km 852+ 640 đến Km 876 + 146, đường HCM

đoạn Đèo Đá Đẻo (Km 917+387 đến Km

933+882), nhánh Tây đường Hồ Chí Minh nói

chung, cường độ trượt lở đất đá diễn ra ở mức

độ rất yếu vào mùa hè và ở mức độ trung bình

vào mùa mưa lũ (riêng khu vực đường 12A và

đường HCM đoạn Đèo Đá Đẻo ở phân độ cao -

tiệm cận mức độ mạnh vào mùa mưa lũ).

Trên các bờ dốc đường xuyên Á, nhánh Đông

đường Hồ Chí Minh, đường TL 20 nói chung,

cường độ trượt lở đất đá diễn ra ở mức độ rất yếu

vào cả mùa hè và mùa mưa lũ.

Trên các bờ mái dốc đường TL 11, đường TL

10 nói chung, cường độ trượt lở đất đá diễn ra ở

mức độ rất yếu vào mùa hè và ở mức yếu vào mùa

mưa lũ (đối với TL 10, mức độ yếu ở phân độ cao -

tiệm cận gần mức độ trung bình vào mùa mưa lũ).

Kết quả đánh giá, dự báo nói trên hoàn toàn phù

hợp với thực trạng trượt lở đất đá khu vực nghiên

cứu trong thời gian qua.


1. Nghiêm Hữu Hạnh. “Một số giải pháp quản

lý, phòng chống tai biến trượt lở ở vùng núi Việt

Nam”, Tuyển tập báo cáo hội thảo khoa học toàn

quốc về tai biến địa chất và giải pháp phòng

chống, NXBXD, Hà Nội, 2008.

2. Lomtadze V.Đ. Địa chất công trình - Địa

chất động lực công trình, NXB Đại học và trung

học chuyên nghiệp, Hà Nội, 1982.

3. Sở Giao thông Vận tải Quảng Bình. Báo

cáo thiệt hại bão, lụt năm 2005, 2006, Quảng

Bình, 2006.

4. Doãn Minh Tâm. “Tăng cường các giải

pháp thiết kế để phòng chống, giảm nh thiệt hại do


hiện tượng đất sụt gây ra trên đường giao thông”,

Tuyển tập báo cáo hội thảo khoa học toàn quốc về

tai biến địa chất và giải pháp phòng chống,

NXBXD, Hà Nội, 2008.

5. Nguyễn Thanh. Tập bài giảng dành cho học

viên cao học chuyên ngành địa chất, Trường Đại

học Khoa học Huế, 2007.

6. Unesco working party on world landslide

inventory (1993), “A suggested method for

desdribing the activity of a landslide”, Bullentin of

Engineering Geology and the Environment,

Springer Berlin / Heidelberg, France 4/1993.

Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC

THI£N TAI TR¦îT Lë §ÊT ë QU¶NG NAM, QU¶NG NG·I

Vµ MéT Sè PH¦¥NG PH¸P Dù B¸O

Ng« C¶nh Tïng*, NguyÔn h÷U N¨m*,

Nghiªm H÷u H¹nh**

Natural landslide disasters in Quang Nam, Quang Ngai and some

methods of warnings

Abatract: For some decades, natural landslides disasters frequently

occuring in the Central coastal areas have caused heavy loss of human

life and properties. Landslides are of natural disaster phenomena occuring

in these areas. The authors innitially enterprete the reason causing

landslides in the provinces of Quang Nam,Quang Ngai wher landslides

are considered relatively strong.In this article some assesment methods ,

warning on landslides are also raised by the authors.

1. ĐẶT VẤN ĐỀ

Trong mấy thập k gần đây, trượt lở đất xảy

ra mạnh mẽ và phổ biến ở vùng núi các tỉnh

duyên hải miền Trung nói chung, các tỉnh

Quảng Nam, Quảng Ngãi nói riêng [4,6]. Tại

đây, trong mùa mưa lũ năm 2004, đã xảy ra

hàng trăm vụ trượt lở núi. Đặc biệt là trên các

tuyến giao thông lên các huyện vùng núi cao,

các vụ trượt lở vùi lấp đường giao thông, rất

nguy hiểm cho người đi đường. Tại núi Đầu

Voi, xã Tiên An, huyện Tiên Phước, vào mùa

mưa năm 2005, đã xuất hiện những khe nứt

chạy dài gần 3km ở lưng chừng núi, một phần

trái núi đã đổ sập vùi lấp một số nhà dân, hơn

30 ngôi nhà dân dưới chân núi có nguy cơ bị vùi

lấp bất kể lúc nào. Trong mùa mưa năm 2007,

mưa lớn kéo dài gây sạt lở trên 100 điểm trên

tuyến đường Hồ Chí Minh qua Quảng Nam,

Quảng Ngãi

Theo Wikipedia [11], thiên tai trượt lở là

hiệu ứng của trượt lở - một dạng tai biến tự

nhiên, xảy ra một cách tự nhiên có những tác

động tiêu cực đến con người hoặc môi trường.

Trượt lở đất rộng khắp ở các tỉnh miền Trung,

đặc biệt là tại Quảng Nam, Quảng Ngãi, gây

thiệt hại đáng kể về người và của cũng như

hu hoại môi trường, đã thực sự là một loại

thiên tai phổ biến, đang được nhiều tổ chức và

cá nhân nghiên cứu, đánh giá [3,4,6,7,8,9].

Bài báo này phân tích yếu tố, nguyên nhân

gây trượt và giới thiệu một số giải pháp có thể

* Viện Khoa học Thủy lợi Việt Nam


DĐ: 0982383735, 0982999199 **

Viện Địa kỹ thuật

38 Bích Câu, Đống Đa, Hà Nội

DĐ: 0913554386

http://vatgia.com/home/quicksearch.php?keyword=Hồ+Chí+Minh


sử dụng để đánh giá, dự báo trượt lở ở khu

vực này.

2. NGUYÊN NHÂN GÂY TRƢỢT LỞ

Như đã biết, trượt lở có thể xảy ra khi điều

kiện cân bằng của khối đất đá ở sườn dốc bị phá

hủy. Nguyên nhân gây trượt có thể hoặc là do

độ bền của đất đá bị giảm đi, hoặc là do trạng

thái ứng suất ở sườn dốc bị thay đổi theo chiều

hướng bất lợi, hoặc do cả hai nguyên nhân trên.

Theo Lomtadze [5], các nguyên nhân gây trượt

thường là: tăng cao độ dốc của sườn dốc khi cắt

xén, khai đào hoặc xói lở, khi thi công mái quá

dốc; giảm độ bền của đất đá do biến đổi trạng

thái vật lý khi tẩm ướt, trương nở, giảm độ chặt,

phong hoá, phá hu kết cấu tự nhiên, các hiện

tượng từ biến trong đất đá; tác động của áp lực

thu tĩnh và thu động lên đất đá gây nên biến

dạng thấm (xói ngầm, chảy trôi, biến thành

trạng thái cát chảy .v.v.); biến đổi trạng thái ứng

suất của đất đá ở trong đới hình thành sườn dốc

và thi công mái dốc; các tác động bên ngoài như

chất tải trên sườn dốc, dao động địa chấn và vi

địa chấn, v.v. Mỗi một nguyên nhân riêng biệt

kể trên đều có thể làm mất cân bằng của các

khối đất đá ở sườn dốc, nhưng thông thường là

do tác động đồng thời của một số trong những

nguyên nhân đó. Trong vùng nghiên cứu các

nguyên nhân nêu trên có thể được thể hiện như

một số phân tích sau đây.

1. Độ dốc của sườn dốc. Khi các điều kiện

khác như nhau, độ dốc quá lớn của sườn dốc là

một trong những nguyên nhân cơ bản, thường là

chủ yếu, trong sự phá hu cân bằng các khối đất

đá ở sườn dốc. Trên quan điểm nguồn gốc và

hình thái địa hình, khu vực nghiên cứu có thể

phân chia ra 6 dạng địa hình khác nhau. Các

dạng có địa hình phân cắt mạnh, độ cao tuyệt

đối của địa hình từ 1.000 đến 2.500m, chiều sâu

phân cắt của địa hình lớn nhất 1.000 - 1.200m,

các sông suối bắt nguồn từ sườn các hệ thống

núi cao lòng sông suối thường dốc và có dạng

chữ V, sườn sốc của địa hình từ 30o đến 60

o rất

thuận lợi cho các quá trình trượt lở.

Khi phân tích điều tra hiện trạng trượt lở đất do

thiên tai gây ra ở Quảng Ngãi năm 1999, Nguyễn

Văn Lâm và nnk [4] cho thấy các điểm trượt lở

đất tập trung chủ yếu ở cao độ 100-400m, tại độ

cao trên 400m, hầu hết là các khối trượt dòng.

Theo độ dốc địa hình, trong 59 điểm khảo sát có

37 điểm trượt xảy ra ở độ dốc 10-30o, chiếm

62,7% 22 điểm xảy ra ở độ dốc cao hơn 30o,

chiếm 37,3%. Các tác giả cũng nhận định rằng các

khối trượt ở độ dốc trên 30o thường là các khối

trượt dòng. Trên tuyến đường Hồ Chí Minh, điều

tra các khối trượt lở trong các năm 2003-2004 [3]

cho thấy các khối trượt xuất hiện trên sườn núi có

độ cao 300-700m ở Quảng Nam, 1.000-1.500m ở

Quảng Ngãi, ứng với độ dốc của sườn núi khoảng

từ 25o đến 45

o.

Khi những điều kiện khác như nhau, sự tăng

độ dốc của sườn dốc do tác động của các yếu tố

thiên nhiên hoặc nhân tạo có thể trở thành

nguyên nhân phá hu ổn định của đất đá trên

sườn dốc ấy do trị số của lực gây trượt tăng lên.

Nghiên cứu trượt lở trên đường Hồ Chí Minh

cho thấy, các ta luy đường đã làm tăng góc dốc

của sườn dốc và là một trong những nguyên

nhân gây trượt đáng được quan tâm [3,6,9].

2. Giảm độ bền của đất đá. Một trong những

nguyên nhân thường gặp trong sự thành tạo

trượt là sự giảm độ bền của đất đá do biến đổi

trạng thái vật lý của chúng khi ẩm ướt, trương

nở, giảm độ chặt, phong hoá, phá hoại kết cấu tự

nhiên, cũng như liên quan với quá trình phát

triển hiện tượng từ biến [5,10].

Trong quá trình hình thành và tồn tại, đất đá đã

trải qua những chu kỳ hoạt động kiến tạo phức

tạp, tạo nên miền núi uốn nếp Bắc Trung Bộ có

mặt phức nếp lồi đoản Phú Hoạt, phức nếp lõm

sông Cả, võng chồng Sầm Nưa và phức nếp lồi

Trường Sơn. Các lớp đất đá bị nâng - hạ, uốn

lượn, vò nhàu, cà nát và phân cách bởi các hệ đứt

gãy, nứt nẻ khác nhau, tạo nên các mặt yếu trong

khối đất đá ở sườn dốc. Sự ổn định của sườn dốc

phụ thuộc nhiều vào thế nằm và tính chất cơ học

của các mặt yếu này. Những trường hợp mà mặt


phân lớp của các loại đá sét, các đứt gẫy, các hệ

khe nứt lớn cắm ra phía không gian ngoài sườn

dốc là những trường hợp tiềm ẩn nguy cơ trượt lở.

Thống kê các điểm trượt năm 2003-2004 trên

tuyến đường Hồ Chí Minh cho thấy, trượt lở ở

Quảng Nam, Quảng Ngãi lại phổ biến trên các hệ

thống đứt gãy Đông - Tây và Bắc - Nam [3,6].

Các quá trình phong hoá có ảnh hưởng rất

lớn đến sự biến đổi trạng thái vật lí của đất đá ở

sườn dốc. Tuỳ thuộc vào mức độ phong hoá mà

nhiều tính chất của đất đá, như khối lượng thể

tích, độ rỗng, độ khe nứt, độ hấp thụ nước và độ

bền..., bị biến đổi. Trong 86 điểm trượt ở Quảng

Ngãi năm 1999, có 50 điểm trượt, chiếm 58%

xảy ra trong đới phong hoá dày dưới 2m, còn lại

là những điểm trượt có khối lượng lớn xảy ra

trong đới phong hoá dày trên 2m [4]. Vùng Bắc

Trung Bộ là vùng mưa nhiều, lớp phủ thực vật

tương đối dày, vỏ quả đất được cấu tạo chủ

yếu bởi các thành tạo trầm tích vụn kết, vụn

kết sinh hoá, vụn kết phun trào v.v..., nhưng

do địa hình cao, quá dốc, sườn ngắn, sông

ngòi chia cắt nên chiều dày vỏ phong hoá

không lớn (ít khi vượt quá 20 - 40m) ngay cả

ở vùng núi thấp [1].

Sự biến đổi trạng thái vật lý của đất đá, nhất là

đất đá loại sét như ở vỏ phong hoá, có khuynh

hướng dễ bị trượt ở trên sườn dốc, thường quan

sát thấy khi chúng bị tẩm ướt bằng nước mưa,

nước mặt và nước dưới đất. Sự tẩm ướt đất đá

trước hết làm tăng trọng lượng đất đất đồng thời

làm giảm độ bền của chúng. Chẳng hạn, đất sét,

sét pha trong đới phong hoá ở sườn dốc vùng núi

Quảng Ngãi với độ ẩm tự nhiên là 19-41%, khối

lượng thể tích tự nhiên là 1,34-1,45g/cm3, khi bị

bão hoà đã tăng lên đến 1,69-1,83g/cm3, tăng 10-

15% [4]. Đối với một số mẫu đất đá phong hoá kể

trên, góc ma sát trong ở trạng thái tự nhiên là 18-

21o đã giảm xuống còn 13-17

o khi bão hoà (giảm

2-7o), còn lực liên kết đơn vị giảm từ 26-43 kPa

xuống còn 6-16 kPa [3,4,6,9]. Sự giảm sức chống

cắt khi tăng độ ẩm gặp trong tất cả các đất đá loại

sét và biểu hiện càng mạnh mẽ khi đất đá càng dễ

bị tan rã và càng kém ổn định đối với nước. Một

vài loại đất sét có tính trương nở mạnh, thể tích

của nó tăng lên đến 25 - 30% [6].

Nhiều quan sát trên khu vực khác nhau đều

phát hiện thấy mối liên quan chặt chẽ của các chu

kỳ dịch chuyển trượt mạnh và rộng khắp trên sườn

dốc và mái dốc với các thời kỳ mưa lớn, kéo dài,

mực nước cao trong các vực nước và nhiều dạng

xuất lộ nước dưới đất. Điều đó lại một lần nữa

chứng minh mối liên hệ có tính chất nhân quả của

sự phát sinh trượt với sự biến đổi trạng thái vật lý,

tính chất của đất đá khi bị tẩm ướt [5].

Sự tẩm ướt, phơi khô đất đá lặp đi lặp lại nhiều

lần cũng như do sự dịch chuyển có chu kì và các

nhân tố nhân tạo khác đều có ảnh hưởng không

nhỏ đến sự biến đổi trạng thái và tính chất của đất

đá, đặc biệt là đất đá loại sét. Sự tẩm ướt, phơi khô

đất đá nhiều lần do ảnh hưởng của ứng suất co

ngót làm cho đất đá khô nẻ, vụn rời.

Như đã biết, đá nửa cứng và đất sét đều có

khả năng biến đổi độ bền, bị biến dạng theo thời

gian và chính vậy làm cho nhiều quá trình khác

phát triển, đặc biệt là quá trình trượt. Cho nên,

khi nghiên cứu nguyên nhân hình thành trượt

trong các loại đất đá này, cần xét tới tính chất lưu

biến của chúng. Nhiều công trình nghiên cứu đã

chứng minh sự giảm độ bền của đá nửa cứng và

đất loại sét theo thời gian có thể tới 70% so với

độ bền tức thời và 10 - 50% so với độ bền tiêu

chuẩn (cắt chậm) [5,6].

3. Tác động của lực thuỷ tĩnh, thuỷ động. Do

đặc điểm cấu trúc địa chất, đặc biệt là thành phần

thạch học của đất đá và đặc điểm địa hình h p,

dốc của miền núi uốn nếp Trung Bộ nên khả

năng chứa nước và tàng trữ nước của các thành

tạo đá cứng rất kém, mực nước dưới đất thường

nằm sâu hơn 10m dưới mặt đất. Ở khối đất đá

nằm bên dưới mực nước mặt và nước dưới đất,

các hạt khoáng bị tác động đẩy nổi của nước, do

đó trọng lượng của nó bị giảm đi và trong trạng

thái bị đẩy nổi, trọng lượng của nó không đủ để

giữ yên các khối đất đá nằm trên. Đất đá nằm

trên gần như mất điểm tựa, bắt đầu dịch chuyển


và làm cho phần đất đá ở trạng thái đẩy nổi bên

dưới bị trượt. Ngoài ra, đất đá ở trạng thái đẩy

nổi cũng làm giảm ứng suất pháp hữu hiệu ở mặt

trượt làm cho sức chống cắt của đất đá ở sườn

dốc giảm đi và có thể tạo nên sự mất ổn định gây

ra trượt lở. Áp lực thu tĩnh cũng gây ảnh hưởng

lớn đối với độ ổn định của sườn dốc cấu tạo bởi

đá cứng bị nứt nẻ, đá nửa cứng và đất sét nén

chặt. Trong mùa mưa, mực nước ngầm khe nứt

ở những khu vực riêng biệt dâng cao lên nhiều và

áp lực thu tĩnh tác dụng lên thành khe nứt cũng

tăng lên. Nhiều khối trượt trong các loại đất đá

nứt nẻ phát sinh ngay trong thời kỳ dâng cao đột

ngột mực nước dưới đất.

Vai trò của áp lực thu động trong sự phát sinh

trượt ở một số nơi trên sườn dốc là đáng kể. Áp lực

thu động hướng theo phương dòng thấm và có giá

trị càng lớn khi độ thấm nước của đất càng bé.

Trong những thời gian biến đổi đột ngột gradient

áp lực, áp lực thu động có thể là nguyên nhân phá

hu ổn định của đất đá ở sườn dốc. Nếu vào thời

gian lũ mực nước ở sông dâng cao đột ngột và

ngập phần dưới của sườn dốc, và sau đó lại hạ thấp

đột ngột thì trong đất đá thấm nước, đặc biệt là đất

đá thấm nước yếu, sẽ phát sinh áp lực thu động,

nhưng trong điều kiện thấm ngược lại. Tổng của

lực gây trượt T trên mặt sườn dốc được bổ sung

thêm áp lực thu động Dtđ và hệ số ổn định của

sườn dốc bị giảm đi. Dưới ảnh hưởng của các hiện

tượng thấm đó, các khối đất đá trong phần dưới của

sườn dốc mất điểm tựa và bắt đầu dịch chuyển, có

thể làm phát sinh trượt. Khi đó, hệ số ổn định có

thể được xác định theo công thức sau [5]:

tdD.1T

cLfN

,

trong đó:

N, T - các thành phần lực pháp tuyến và tiếp

tuyến của phân tố đất đá trên mặt sườn dốc,

f, c - hệ số ma sát và cường độ lực liên kết

trên đoạn L của sườn dốc,

Dtđ - áp lực thu động, Dtd = In, I - gradient

thu lực ở điểm ra của dòng nước ngầm.

Lượng mưa lớn kéo dài là nguồn bổ sung

quan trọng cho nước dưới đất. Một mặt làm giảm

độ bền khối đất đá sườn dốc, mặt khác làm thay

đổi trạng thái ứng suất theo hướng có hại cho ổn

định sườn dốc. Dưới tác dụng của các dòng chảy

mặt, bề mặt bờ dốc sẽ bị bào mòn, các công trình

bảo vệ bị phá hoại, do đó khả năng mất ổn định

của sườn dốc tăng lên. Do vậy, cùng với mưa

lớn, hiện tượng trượt lở phát triển mạnh mẽ.

Nhiều vụ trượt lở lớn ở vùng núi các tỉnh duyên

hải miền Trung liên quan tới các trận mưa lớn và

nhiều khu vực trượt lở thường trùng với những

vùng có lượng mưa lớn như nêu ở bảng 1.

Bảng 1. Các trận mƣa và trƣợt lở lớn ở các tỉnh duyên hải miền Trung [2, 6]

STT Thời gian Địa điểm trượt lở Lượng mưa 1 trận Lượng mưa năm

1 11 - 1964 Quế Sơn, Quảng Nam 300 - 1000mm 2.500-3.500mm

3 12 - 1986 Sơn Trà, Quảng Ngãi 500 - 1227mm 2.500-3.500mm

5 11 - 1999 Phú Lộc, Thừa Thiên Huế gần 1000mm 2.400-3.000mm

6 9 - 2002 Hương Sơn, Hà Tĩnh 500-700mm 2.400-3.20mm

4. Sự thay đổi trạng thái ứng suất ở sườn dốc

do dở tải. Đất đá trong điều kiện thế nằm tự

nhiên thường ở trong trạng thái ứng suất nào đó

cân bằng với các lực bên trong của đất đá.

Nhưng nếu có sự thay đổi các điều kiện của môi

trường xung quanh, thì ứng suất trong đất đá sẽ

giảm xuống và bị phân tán. Thí dụ, ở bề mặt đất

thường xảy ra hiện tượng giải thoát các lực nén

vốn có hoặc tàn dư ở trong bờ và đáy thung lũng

sông, trong sườn và các khối đá, trong mái dốc

khai đào ta luy đường sắt, đường bộ, trong bờ

mỏ, bờ dốc các hố móng công trinh, v.v. Giải


thoát ứng suất trong khối đá dẫn tới sự mở rộng

khe nứt và làm xuất hiện những khe nứt thoát tải

mới - dãn nở đàn hồi, phát triển gần song song

với mặt sườn dốc và tạo nên nhiều mặt và đới

yếu. Càng gần mặt đất, các khe nứt đó càng

nhiều và càng thể hiện rõ hơn; ngược lại, càng

xuống sâu, khe nứt càng hiếm, càng khó nhận

biết. Nếu bề mặt xuất lộ của đá song song với

mặt phân lớp hoặc phân phiến, thì khe nứt thoát

tải phát triển theo mặt phân lớp và phát triển song

song với mặt sườn dốc. Nói chung, khe nứt thoát

tải luôn luôn định hướng bất lợi đối với sự ổn

định sườn dốc và cũng vì thế mà chính theo

những khe nứt thoát tải dạng đường xảy ra sự

dịch chuyển đất đá và hình thành địa hình sườn

dốc bậc thang, trượt kiến trúc và đổ đá.

5. Sự gia tải trên sườn dốc. Xây dựng nhà

cửa, công trình trên bờ dốc, kho bãi vật liệu, vun

đắp các bãi thải, đắp đường, hoạt động của

nhiều phức hợp máy móc (cần trục, máy xúc,

băng chuyền, vận tải ô tô và xe lửa), công tác

khoan nổ thường làm giảm độ ổn định và gây ra

hiện tưởng chuyển dịch đất đá. Động đất gây ra

gia tốc địa chấn và sự dịch chuyển đất đá trong

một đơn vị thời gian và do đó tăng lực cắt, có

ảnh hưởng rất lớn đối với sự ổn định của bờ dốc

và mái dốc.

3. MỘT SỐ PHƢƠNG PHÁP ĐÁNH GIÁ,

DỰ BÁO NGUY CƠ TRƢỢT LỞ

3.1. Đánh gía ổn định trƣợt của một khối trƣợt

Đánh giá độ ổn định trượt phải là sự đánh giá

tổng hợp thường là định tính và cuối cùng là định

lượng [5]. Để đánh giá định lượng ổn định trượt

có thể sử dụng phương pháp tính chặt chẽ (theo

trạng thái ứng suất biến dạng) và phương pháp

thực hành theo lý thuyết cân bằng giới hạn [2,10].

Về nguyên lý, tính toán theo trạng thái ứng

suất-biến dạng, cần xuất phát từ luận điểm cho

rằng trường ứng suất tại mỗi điểm trong khối đất

đá ở bờ dốc phải thoả mãn điều kiện cân bằng tĩnh

học (trong điều kiện bài toán động phải tính đến

gia tốc dịch chuyển). Như chúng ta thường biết,

đất đá ở sườn dốc, trừ một số trường hợp bờ dốc

được tạo nên do đắp đất đồng chất, thường là

không đồng nhất, đẳng hướng và do vậy, bức

tranh về mối quan hệ ứng suất-biến dạng của cả

sườn dốc sẽ trở nên phức tạp, đa dạng tuỳ thuộc

vào đặc tính biến dạng của từng nhóm đất đá có

mặt trong khu vực. Hơn nữa, bờ dốc là một phần

của vỏ Trái Đất, các phân tố trong nó chịu tác

dụng của ứng suất trọng lực và các trường ứng

suất khác, như ứng suất kiến tạo, ứng suất địa

hình... Nếu chỉ xét nguyên tác dụng của ứng suất

trọng lực thôi, thì bất kỳ một nhóm đất đá nào đó,

tuỳ thuộc vào độ sâu từ mặt bờ dốc, cũng có thể

ứng xử theo mô hình của vật thể đàn hồi, đàn dẻo,

dẻo, chảy, từ biến... Việc mô tả ứng xử thực tế của

các nhóm đất đá đó đã trở thành một rào cản khó

khắc phục để sử dụng phương pháp tính theo ứng

suất-biến dạng.

Khác với phương pháp tính toán theo trạng thái

ứng suất - biến dạng, phương pháp cân bằng giới

hạn dựa vào những khái niệm gần đúng của sự

phân tích ứng suất và một số tiền đề suy luận về

đặc tính biến dạng của khối đất đá ở bờ dốc. Cho

đến nay, các phương pháp này vẫn là cơ sở thực

tiễn có hiệu quả nhất để tính toán bờ dốc cho

những trường hợp cụ thể [6,8,10,13].

Về lý thuyết, hệ số an toàn khi >1 lăng thể

đang xét ở trạng thái ổn định, =1 lăng thể

đang xét ở trạng thái cân bằng, <1 lăng thể

đang xét ở trạng thái mất ổn định. có thể được

tính bởi công thức đơn giản sau [13]:

i

iiiii

T

lctgDN

Σ

Ση

trong đó: Ni, Ti, Di - tương ứng là lực pháp

tuyến, lực tiếp tuyến, lực đẩy của nước dưới đất

kể từ mặt trượt ở thỏi thứ i, ci - cường độ lực

liên kết của thỏi thứ i ở mặt trượt, li - chiều dài

mặt trượt của thỏi thứ i.

Từ công thức trên thấy rằng sự trượt đất xảy

ra khi sức chống cắt của đất bị giảm đi, khi mực

nước dưới đất tăng lên thì trị số (N-D) giảm đi

và khi tăng độ dốc của bờ dốc thì lực gây trượt

T tăng lên. Vào mùa mưa, sức chống cắt của đất

đá giảm đi do bị bôi trơn, trạng thái ứng suất bất


lợi do áp lực thu tĩnh, thu động gia tăng ở mặt

trượt, nước mưa gây xói bề mặt làm tăng độ dốc

của bờ, làm cắt chân bờ dốc, nước mưa chảy

trên sườn dốc và ngấm vào đất như một phụ tải

tác dụng trên bờ dốc… Các tác giả [2,34,6,9]

đều ghi nhận được hiện tượng trượt lở phát triển

rất mạnh mẽ và rộng khắp ở khu vực Quảng

Nam, Quảng Ngãi, nơi có lượng mưa lớn và tập

trung vào mùa mưa. Với biến đổi khí hậu, như

đã nhận xét ở trên, tính cực đoan của mưa về cả

chỉ số lẫn t lệ thay đổi theo các tháng, theo địa

phương khá rõ ràng. Kèm theo đó, diễn biến của

các tai biến trượt lở sẽ càng trở nên phức tạp

hơn, khó đánh giá hơn [2].

2.2. Dự báo nguy cơ trƣợt lở khu vực

Khảo sát bước đầu cho thấy, trượt lở xảy ra

hầu hết các tỉnh duyên hải miền Trung nước ta.

Do vậy, cần hướng tới việc dự báo thiên tai trượt

lở khu vực. Đây là một vấn đề tương đối mới mẻ

đối với nước ta. Kết quả và kinh nghiệm nghiên

cứu chưa có nhiều. Để dự báo nguy cơ trượt lở

khu vực các tỉnh duyên hải miền Trung, cần phân

tích các nhóm yếu tố ảnh hưởng, mà theo chúng

tôi, có thể chia thành các nhóm chính gồm các

điều kiện địa hình, địa chất và mưa.

Phụ thuộc vào loại đất đá, các tác giả [12]

chia ra hai nhóm: bờ dốc đất và bờ dốc đá.

Đối với bờ dốc đất có 10 yếu tố ảnh hưởng,

trong đó có 5 yếu tố địa chất 2 yếu tố địa hình

và 3 yếu tố sinh vật. Đó là:

Các yếu tố địa chất:

1. Đất rời không bị phá hu cấu trúc, tính chất

của đất bị thay đổi dưới tác động của nước, phong

hoá, ngoại tải và tác động của các sinh vật

2. Thế nằm: có sự phân lớp, góc nghiêng của

lớp đất không thuận lợi, có các lớp đất yếu, khi

bị ẩm dễ hình thành các mặt trượt

3. Đều kiện địa chất thu văn có các tầng

nước ngầm và tầng nước có áp làm thay đổi tính

chất của đất, tạo mặt trượt, tăng cường quá trình

phong hoá, giảm sức chống cắt của đất

4. Sự phong hoá có tác dụng giảm tính chất

cơ lý của đất đá, đất dễ bị làm ẩm do mưa; đất

phong hoá dễ bị xói mòn do nước mặt, làm tăng

độ phân cách của địa hình.

5. Tải trọng tác dụng có thể là tải trọng tĩnh

của đất đá, công trình và tải trọng động, như

động đất

Các yếu tố địa hình:

6. Bờ dốc có góc dốc lớn, có dòng nước mặt,

nước ngầm làm tăng quá trình xói mòn, tăng độ

ẩm của đất làm giảm sức chống cắt của đất

7. Bờ dốc rất dốc, dễ bị xói lở và trượt mái dốc

Các yếu tố sinh vật:

8 Các tác động kỹ thuật như dạng, cường độ

tiến hành các công trình trên sườn dốc có thể

làm phát sinh những tải trọng bất lợi gây trượt

9. Thảm thực vật bị phá hu gây ra sự xói

mòn bề mặt

10. Hoạt động cuả động vật: tạo nên các hang

hốc, làm tơi xốp đất cục bộ, đẩy nhanh quá trình

xói mòn.

Mười yếu tố trên được cho điểm bằng 1 như

nhau. Yếu tố nào không có thì cho 0 điểm. Tổng

cộng điểm các yếu tố đó được hệ số ảnh hưởng

KB. T số giữa KB và 10 được gọi là mức độ

nguy hiểm A, theo đó dự báo được nguy cơ

trượt lở của vùng nào đó theo bảng 2.

Bảng 2. Xác định mức độ nguy hiểm đối với trƣợt sƣờn dốc đất [12]

Mức độ nguy hiểm A Cấp nguy cơ Đánh giá ổn định

0,000- 0,300 I Ổn định cao

0,301-0,500 II Ổn định tốt đến trung bình

0,501-0,700 III Ổn định không cao


0,701-1,000 IV Kém ổn định

Đối với bờ dốc đá, sự ổn định của sườn núi

phụ thuộc vào cấu trúc mặt gián đoạn, thành

phần và tính chất của các chất lấp nhét trong

các gián đoạn, góc dốc của sườn núi, đặc điểm

địa chất thu văn...và có thể được đánh giá

qua 15 thông số ảnh hưởng đến mức độ an

toàn của bờ dốc đá như ở bảng 3.

Hệ số mức độ nguy hiểm OCO được xác

định bằng cách lấy tổng số điểm lớn nhất có thể

có DCT chia cho tổng số điểm có được DCD

qua khảo sát:

DCD

DCTOCO

Cấp độ nguy hiểm được đánh giá theo OCO,

như ở bảng 4.

Bảng 3. Đánh giá mức độ nguy hiểm cho bờ dốc đá [12]

No Đặ c điể m sư ờ n dố c Điể m đánh giá

6 4 2 0

1 Chiều cao, m <3 3-6 6-12 >12

2 Góc nghiêng củ a bờ

dố c, độ

<30 30-45 45-60 >60

3 Bề mặ t sư ờ n dố c phẳ ng không phẳ ng có bậ c có bậ c, có

bậ c treo

Điều kiệ n đị a chấ t Điể m đánh giá

3 2 1 0

4 Mứ c độ dỡ tả i củ a

đấ t đá

dỡ tả i dỡ tả i

hoàn toàn

5 Bề mặ t phân cách có

thể xả y ra trư ợ t

tư ơ i phong hoá

theo bề

mặ t

phong hoá phong hoá

6 Tầ n số khe nứ t/m 1 1-10 11-100 >100

7 Chiều dài khe nứ t, m <0,1 0,1-1,0 1,1-10 >10

8 Modul khe nứ t, % <1 1-3 3-5 >5

9 Độ mở khe nứ t, cm 0,0 <0,5 0,5-1,0 >1

10 Đặ c điể m bề mặ t

thành khe nứ t

không phẳ ng không phẳ ng,

nhẵ n

phẳ ng, nhám phẳ ng,

nhẵ n

11 Chấ t lấ p nhét không có có góc

cạ nh, hạ t,

khô

hạ t tròn

cạ nh, ẩ m

đấ t dẻ o

12 Nư ớ c khe nứ t không có điể m lộ

đơ n

có chu kỳ

tạ i mộ t

số điể m

thư ờ ng

xuyên trên

bờ dố c

13 Thự c vậ t làm tơ i

đấ t

không có ả nh hư ở ng

không đáng

kể

ả nh hư ở ng

xấ u cho

mặ t phân

cách

trên toàn

bờ dố c


No Đặ c điể m sư ờ n dố c Điể m đánh giá

6 4 2 0

14 Góc nghiêng củ a khe

nứ t vào phía bờ ,

độ

0-30 30-50 50-70 70-90

15 Thể tích khố i đá

không ổ n đị nh trên

bờ dố c, m3

không có < 1,0 1,0-3,0 >3,0

Bảng 4. Đánh giá cấp độ nguy hiểm của bờ

dốc theo hệ số mức độ nguy hiểm OCO [12]

OCO Cấp độ nguy hiểm

1,00- 1,40 I (nhỏ nhất)

1,41-1,99 IIa (trung bình)

2,00-2,50 IIb (trung bình)

>2,50 III (lớn nhất)

Trên cơ sở dự báo nguy cơ trượt lở, có thể

khoanh được những vùng có nguy cơ trượt lở

theo các cấp độ khác nhau. Phương pháp dự

báo trên đã xét khá đầy đủ các yếu tố ảnh

hưởng. Tuy nhiên, yếu tố tác động của nước

mưa còn mờ nhạt và nằm trong các yếu tố

khác, như nước mặt, nước ngầm, độ ẩm của

đất đá... Do đó yếu tố này cần được nghiên

cứu bổ sung.

4. KẾT LUẬN

1. Ở vùng núi các tỉnh duyên hải miền Trung,

với các điều kiện: địa hình phân cắt mạnh, sườn

núi khá dốc, cấu trúc địa chất phức tạp bởi nhiều

đứt gãy, đất đá bị uốn nếp vò nhàu, phong hoá,

lượng mưa lớn và tập trung, tai biến trượt lở là

rất phổ biến. Chúng thường xảy ra mạnh mẽ vào

mùa mưa bão với những trận mưa lớn, thường

liên quan tới hoạt động dân sinh kinh tế như làm

đường, phá rừng..., gây ra những hậu quả nặng

nề, gây thiệt hại về người và của. Cùng với sự

biến đổi khi hậu, những điều kiện thiên tai bất

thường, diễn biến của các hiện tượng trượt lở

càng rất đa dạng, phức tạp.

2. Nghiên cứu thiên tai trượt lở ở các tỉnh

duyên hải miền Trung hiện mới bắt đầu, thường

là phát hiện và xử lý những khối trượt có ảnh

hưởng lớn đến hoạt động kinh tế, xã hội. Để

đánh giá nguy cơ trượt lở cho một vùng cụ thể

có thể áp dụng thử nghiệm phương pháp Reiter

và nnk [12] cùng với sự nghiên cứu chi tiết hơn

về ảnh hưởng của mưa.

3. Quản lý thiên tai trượt lở đã trở thành yêu

cầu của sự phát triển bền vững của xã hội. Tuy

nhiên, cơ sở khoa học để phân tích, đánh giá,

tiến tới quản lý thiên tai trượt lở ở miền Trung

nói riêng, nước ta nói chung còn là vấn đề mới

mẻ сần được quan tâm. Để giảm nh tai biến

trượt lở cần có một Chương trình quản lý thiên

tai trượt lở thống nhất, liên ngành. Trên cơ sở

đó, tại những vùng có nguy cơ trượt lở lớn cần

xây dựng hệ thống quan trắc, cảnh báo sớm

nguy cơ trượt lở; lắp đặt các trạm quan trắc đơn

giản, mạng lưới thông tin; tư vấn cho các nhà

chức trách kế hoạch phòng chống trượt lở;

truyền bá cho người dân những kiến thức cơ bản

để nhận biết, phòng tránh và tự bảo vệ mình

trước đe dọa của trượt lở.


1. Nguyễn Đức Đại. Đánh giá tổng hợp điều

kiện địa chất công trình Việt Nam phục vụ quy

hoạch xây dựng cơ bản và khai thác kinh tế lãnh

thổ. 1990

2. Nghiêm Hữu Hạnh. Biến đổi khí hậu, nguy

cơ tai biến trượt lở ở vùng núi Việt Nam và một

số giải pháp quản lý, phòng chống. Tạp chí Địa


kỹ thuật, số 3 năm 2009.

3. Trần Trọng Huệ, Nguyễn Văn Hoàng. Báo

cáo tổng kết dự án điều tra cơ bản. Phần 1.

Trượt lở đường Hồ Chí Minh, phân vùng nguy

cơ trượt lở và đề xuất các giải pháp giảm thiểu.

Hà Nội, 2006.

4. Nguyễn Văn Lâm, nnk; Điều tra đánh giá

hiện tượng nứt đất, sạt lở đất vùng núi Quảng

Ngãi (sau lũ 1999), đề xuất các giải pháp phòng

tránh giảm nh thiệt hại. Quảng Ngãi, 2000.

5. Lomtadze V.D., Địa chất động lực công

trình. NXB Đại học và Trung học chuyên

nghiệp. Hà Nội, 1982

6. Nguyễn Văn Mạo. Báo cáo kết quả nghiên

cứu năm 2009-2010 đề tài cấp nhà nước:

Nghiên cứu cơ sở khoa học và giải pháp kỹ

thuật nhằm đảm bảo an toàn các công trình xây

dựng trong điều kiện thiên tai bất thường vùng

duyên hải miền Trung. Hà Nội, 2010

7. Vũ Cao Minh. Báo cáo tóm tắt: Nghiên

cứu thiên tai trượt lở ở Việt Nam. Hà Nội, 2000

8. Nguyễn Sỹ Ngọc. Các yếu tố ảnh hưởng

tới ổn định bờ dốc ở Việt Nam. Tuyển tập công

trình Hội nghi khoa học toàn quốc lần thứ 5.

Hội Cơ học đá Việt Nam. Hà Nội, 2006

9. Doãn Minh Tâm. Báo cáo đề tài KHCN

Bộ Giao thông - Vận tải: Nghiên cứu lựa chọn

công nghệ và điều kiện áp dụng công nghệ mới

trong phòng chống đất sụt trượt trên các tuyến

đường bộ. Hà Nội, 2008

10. Varnes D.J., Slope movement types and

processes. Chapter 2: Landslides-analysis and

control. National academy of sciences.

Washington, D.C. 1978

11. Wikipedia

12. Реитер Ф. дрг., Инжинернаа геологиа

М., Hедра. 1983

13. Φисенко Г.Л., Устойчивость бортов

карьеров и отвалов. M., Hедра. 1965

Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN SỸ NGỌC

Sù H×NH THµNH TR÷ L¦îNG KHAI TH¸C N¦íC D¦íI §ÊT

VïNG THµNH PHè Hå CHÝ MINH

Phan Chu Nam*

Formation of exploitable grounwater reserve in the Ho Chi Minh city area

Abstract: Determination of groundwater reserve in the specified area is

nessasisity for groundwater resource management. Nowadays,

groundwater flow model is good tool to determine the budget of

components which are the sources to form exploitation reserve. It is

important for susstainable groundwater management not only in HCMC

but also in other areas. This paper is focussed on building flow of

groundwater model and determining the sources to form exploitable

reserve in HCMC in oder to contribute to susstainable groundwater

exploitation management in this city.

Trữ lượng khai thác nước dưới đất (NDĐ)

vùng TP HCM đã được nhiều tác giả nghiên

cứu, đánh giá như Đoàn Văn Tín (1988), Đố

Tiến Hùng (2002), Nguyễn Văn Ngà (2008)… ở

các thời điểm khác nhau và cũng đưa ra các kết

quả khác nhau. Có nhiều nguyên nhân dẫn đến

sự khác biệt này là do mức độ nghiên cứu và áp

dụng phương pháp tính toán của từng tác giả.


Với phương pháp mô hình số, tác giả đã cập

nhật những nghiên cứu mới nhất về Địa chất,

Địa chất thủy văn, hiện trạng khai thác… để xác

định các nguồn hình thành trữ lượng khai thác

NDĐ của vùng TP HCM sát với thực tế nhất.

1. Đặc điểm địa chất thủy văn vùng

nghiên cứu

Vùng nghiên cứu có 7 tầng chứa nước, trong

đó có 4 tầng đang được khai thác nhiều nhất là

tầng chứa nước qp2-3, qp1, n22, và n2

1, có thể tóm

tắt như sau:

Tầng chứa lỗ hổng trong các trầm tích

Pleistocen giữa - trên qp2-3 lộ trên diện rộng ở

Thủ Đức, Củ Chi và chìm sâu về phía biển.

Thành phần thạch học chủ yếu là cát mịn đến

thô, cát bột, bột cát đôi khi có lẫn sạn sỏi, xen

k p các thấu kính bột, bột sét, sét… tầng chứa

nước có độ giàu nước thay đổi từ nghèo đến

giàu. Vùng giàu nước phân bố ở trung tâm

TPHCM và chiếm trên 1/2 diện tích phân bố của

tầng chứa nước qp2-3. Lưu lượng Q = 5,00

13,89l/s, tỉ lưu lượng q = 0,339 4,510l/sm.

Tầng chứa lỗ hổng trong các trầm tích

Pleistocen dưới qp1 có thành phần đất đá hạt thô,

phân bố khá liên tục và chỉ bị gián đoạn chung

quanh vùng lộ của thành tạo rất nghèo nước

N22bm ở ven sông Sài Gòn. Chiều sâu gặp mái

tầng chứa nước thay đổi trong khoảng 5,0 ÷

82,0m, chiều sâu gặp đáy trong khoảng vài mét

đến 90,0m, Bề dày tương ứng là 0,7 ÷ 68,9m.

Vung giàu nước phân bố trung tâm TPHCM và

mở rộng về phía Long An. Lưu lượng Q = 5,68

27,77l/s, tỉ lưu lượng q = 0,374 5,623 l/sm..

Tầng chứa nước Pliocen trên (n22) từ nóc đến

đáy tầng chứa nước có thể phân ra hai phần:

phần trên là lớp cách nước yếu gồm bột, bột cát,

cát bột xen lẫn cát mịn màu xám tro, xám xanh,

vàng, nâu đỏ, tạo thành lớp liên tục trên toàn

vùng nghiên cứu, có chiều sâu mái từ 8,0 ÷ 95,0

m và chiều sâu đáy từ 20,0 ÷ 113,0 m. Phần

dưới là cát hạt mịn đến thô, nhiều nơi lẫn sạn

sỏi, cuội màu xám tro, xám xanh, xám vàng,

tạo thành lớp liên tục trên vùng nghiên cứu.

Chiều dày thay đổi từ 20,0 ÷ 138,0 m. Lưu

lượng Q = 8,0 l/s ÷ 35,0 l/s, tỉ lưu lượng q =

0,307 4,26 l/sm.

Chất lượng nước thay đổi khá phức tạp, nước

mặn đến lợ gặp ở Quận 8, Quận 5, Bình Thạnh,

một phần phía Tây Bình Chánh và đặc biệt xuất

hiện một khu vực nhỏ tại Củ Chi, Đông Nam

huyện Nhà Bè nước hoàn toàn mặn. Phần còn

lại là nước nhạt phân bố ở khu vực nội thành,

Hóc Môn, Gò Vấp và một phần Thủ Đức, Quận

2, Quận 9.

Tầng chứa nƣớc Pliocen dƣới (n21) phân bố

rộng trong vùng nghiên cứu và không có mặt ở

khu vực Quận 2, Thủ Đức-TP.HCM. Các lớp

đất thuộc tầng chứa nước này có thể chia thành

hai phần. Phần trên có thành phần là bột, bột sét,

bột cát, có mái lớp gặp ở độ sâu từ 50,0 ÷ 212,0

m và nghiêng từ Đông bắc xuống Tây nam, bề

dày từ 2,3 ÷ 34,0 m. Phần dưới là cát hạt mịn

đến thô lẫn sạn sỏi, cuội xám tro, xám xanh,

xám vàng, tạo thành lớp chứa nước liên tục

trong vùng nghiên cứu. Chiều dày thay đổi từ

7,6 ÷ 142,0 m. Khả năng chứa nước trung bình.

Chất lượng nước thay đổi phức tạp, nước mặn

đến lợ phân bố khu vực Quận 2, 5, 8 và Bình

Thạnh, Đông nam Hóc Môn, Nam Nhà Bè, Tây

nam Củ Chi và khu vực còn lại là nước nhạt.

2. Xây dựng mô hình dòng chảy nƣớc

dƣới đất

Để xây dựng được các mô hình dòng chảy

NDĐ cần phải có các thông tin: Qui mô và

chiều dày của các tầng chứa nước và cách nước;

các điều kiện biên kiểm soát tốc độ và hướng di

chuyển của NDĐ; đặc tính thủy lực các tầng

chứa nước và cách nước; sự phân bố theo

phương nằm ngang và thẳng đứng của mực

nước trong vùng mô hình từ lúc bắt đầu (điều

biện ban đầu), ổn định (vận động ổn định), khi

* Liªn ®oµn Quy ho¹ch vµ §iÒu tra tµi nguyªn

níc MiÒn Nam

59 ®êng sè 2 phêng B×nh An Q2. TP. Hå ChÝ Minh D§: 0903838292


mực nước thay đổi theo thời gian (vận động

không ổn định); sự phân bố và độ lớn của lượng

bổ cập, lưu lượng khai thác hoặc bổ sung, tính

thấm của hoặc từ các khối nước trên mặt.

Vùng lập mô hình có diện tích 5.637 km2

được phân thành 94 hàng và 72 cột, với kích

thước ô lưới tương ứng là 1000 x 1000 m.

Lưới hai chiều được sử dụng để nội suy dữ

liệu từ các tập điểm rời rạc (2D Scatter Point)

đến từng ô lưới và lưu dữ liệu thành từng tập tin

phục vụ cho việc chuyển dữ liệu này vào lưới ba

chiều. Lưới tính toán 3 chiều (3D Grid) được

phân thành 94 hàng và 72 cột và 15 lớp được sử

dụng để mô phỏng cấu trúc không gian của các

tầng chứa nước. Lưới ba chiều chứa toàn bộ dữ

liệu thuộc tính phục vụ cho việc giải các bài

toán trong mô hình.

Các dữ liệu đầu vào cho mô hình dòng chảy

ND Đ vùng nghiên cứu bao gồm:

a) Các lớp tính toán

Trên cơ sở đặc điểm các tầng chứa nước

vùng nghiên cứu, mô hình dòng chảy NDĐ

được mô phỏng thành 15 lớp chứa nước và thấm

nước yếu (bán thấm).

Lớp 1 phần trên của trầm tích Holocen, lớp

bán thấm Q2.

Lớp 2 phần dưới của trầm tích Holocen, lớp

chứa nước qh.

Lớp 3 phần trên của trầm tích Pleistocen

trên, lớp bán thấm Q13.

Lớp 4 phần dưới của trầm tích Pleistocen

trên, lớp chứa nước qp3.


giữa – trên, lớp bán thấm Q12-3

.


giữa - trên, lớp chứa nước qp2-3.


dưới, lớp bán thấm Q11.


dưới, lớp chứa nước qp1.

Lớp 9 phần trên của trầm tích Pliocen giữa,

lớp bán thấm N22.

Lớp 10 phần dưới của trầm tích Pliocen

giữa, lớp chứa nước n22.

Lớp 11 phần trên của trầm tích Pliocen dưới,

lớp bán thấm N21.

Lớp 12 phần dưới của trầm tích Pliocen

dưới, lớp chứa nước n21.

Lớp 13 phần trên của trầm tích Miocen

dưới,lớp bán thấm N13.

Lớp 14 8 phần dưới của trầm tích Mliocen

dưới, lớp chứa nước n13.

Lớp 15 là lớp thấm nước yếu của các đá đa

nguồn gốc, đa tuổi được xem như là lớp bán

thấm.

Hình 1. Cấu trúc không gian 2 và 3 chiều mô phỏng hệ thống NDĐ vùng TP HCM


b) Chiều sâu phân bố các lớp

Bề mặt địa hình được sử dụng bản đồ địa

hình VN2000, tỉ lệ 1/100.000 đã được số hóa.

Các đường bình độ được chuyển thành điểm cao

độ kết hợp cùng các điểm cao độ lỗ khoan.

Dùng chức năng nội suy (Interpolation) với

thuật toán Natural Neighbor để gán dữ liệu đến

các ô lưới. Bản đồ đẳng chiều dày các lớp chứa

nước và đẳng cao bề mặt địa hình lót đáy vùng

nghiên cứu được xây dựng dựa trên 45 thiết đồ

lỗ khoan có địa tầng tin cậy do Liên đoàn Quy

hoạch và Điều tra Tài nguyên nước miền Nam

thực hiện từ trước đến nay trong phạm vi

TPHCM và vùng lân cận (chủ yếu là những lỗ

khoan được thực hiện trong các đề án của Cục

ĐC&KS Việt Nam). Đây là những lỗ khoan

được đầu tư nghiên cứu rất chi tiết và có độ tin

cậy cao. Bên cạnh đó còn sử dụng tài liệu các

báo cáo tìm kiếm, thăm dò hoặc các dự án của

địa phương.

c) Các thông số địa chất thủy văn

Các thông số địa chất thủy văn cần nhập

vào mô hình dòng chảy NDĐ gồm hệ số thấm

(thẳng đứng kh và nằm ngang kv), hệ số nhả

nước đàn hồi µ* và hệ số nhả nước trọng lực

µ được chọn từ kết quả bơm thí nghiệm và

phân tích độ hạt tại các lỗ khoan nghiên cứu

trong vùng.

Hệ số thấm theo chiều ngang được lấy theo

kết quả hút nước thí nghiệm. Đối với lớp có

nhiều loại thạch học khác nhau hệ số thấm sẽ

được tính toán giá trị trung bình cho từng lớp.

Hệ số thấm theo chiều thẳng đứng của các lớp

thấm nước yếu (bán thấm) được xác định theo

thành phần hạt, các mẫu đất và sẽ được hiệu

chỉnh trong quá trình vận hành mô hình.

Hệ số nhả nước trọng lực được tính toán theo

công thức: 70,117 k

Hệ số nhả nước đàn hồi * được xác định

theo tài liệu thí nghiệm thấm của các phương

án, báo cáo thăm dò có từ trước đến nay trong

vùng nghiên cứu.

Các thông số này được nhập vào mô hình

cho tất cả các lớp chứa nước và lớp bán thấm.

Ví dụ trên hình 3 là bản đồ đẳng chiều dày và hệ

số thấm của tầng chứa nước n22.

Hình 2. Bản đồ đẳng chiều dày (a) và phân bố

hệ số thấm tầng chứa nước n22 (b)

d) Dữ liệu về lƣợng bổ cập và bốc hơi

Dữ liệu lượng bổ cập (Recharge) là tổng hợp

lượng bổ cập từ mưa và bốc hơi. Dữ liệu này được

nhập theo bản đổ phân vùng, được tính toán theo

tài liệu quan trắc mực nước và ranh giới phân bố

của các tầng chứa nước lộ trên mặt.

Lượng bổ cập được lấy theo tài liệu khí

tượng thủy văn trong vùng. Số liệu ban đầu đưa

vào mô hình bằng 1/10 lượng mưa cho các tầng

chứa nước lộ và sẽ được điều chỉnh theo xu

hướng nhỏ đi trong quá trình vận hành mô hình.

d) Dữ liệu về lƣợng khai thác

Lượng khai thác được sử dụng theo tài liệu

điều tra hiện trạng từ nhiều nguồn khác nhau,

chủ yếu là từ Sở Tài nguyên và Môi trường TP

HCM. Do tài liệu thu thập được thực hiện tại

nhiều thời điểm khác nhau, nên số liệu đưa vào

mô hình đã được cập nhật, thống kê, điều chỉnh

lại địa tầng và bổ sung thêm số liệu mới được

cập nhật từ tỉnh Bình Dương và Long An nằm

trong vùng lập mô hình, do vậy số liệu này sẽ

khác với số liệu hiện trạng khai thác. Dữ liệu về

lượng khai thác tại từng tầng chứa nước được


nhập vào mô hình theo tài liệu hiện trạng khai

thác cập nhật theo tọa độ và đơn vị hành chính

như sau: lớp 2: không có khai thác tập trung; lớp

4: 812m3/ngày; Lớp 6: 37.900m

3/ngày; Lớp 8:

122.316m3/ngày; Lớp 10: 472.529m

3/ngày; Lớp

12: 104.446m3/ngày; Lớp 14: 14.400m

3/ngày.

Tổng lưu lượng khai thác của các tầng chứa

nước chính được đưa vào để vận hành mô hình

là: 752.403m3/ngày.

e) Biên và điều kiện biên

Vùng lập mô hình dòng chảy NDĐ được

mô phỏng 15 lớp và mỗi lớp đều có biên và

điều kiện biên khác nhau trên cả bình đồ lẫn

mặt cắt. Trên bình đồ các tầng chứa nước

được khống chế bởi ranh giới lập mô hình

dòng chảy nước dưới đất (MHDCNDĐ), có

các loại biên sau:

Biên không dòng chảy (No Flow

boundary Q = 0) được dùng để mô phỏng biên

giới không thấm nước của các lớp thấm nước

yếu : lớp 1, 3, 5, 7, 9, 11, 13 và ranh giới bắt

đầu phân bố của các tầng chứa nước. Dọc theo

biên này, dòng chảy ra hoặc vào vùng lập

MHDCNDĐ rất nhỏ và lượng nước dịch chuyển

không đáng kể.

Biên tổng hợp (General Head boundary -

GHB): thường được dùng để mô phỏng mối

quan hệ trao đổi nước giữa nước mặt với NDĐ.

Lưu lượng dòng thấm qua biên được tình theo

công thức:

Qb = Cb(hb – h),

ở đây, Cb - sức cản thấm đáy lòng, biểu thị

sức cản dòng chảy giữa biên và tầng chứa nước.

Loại biên này thường dùng cho sông lớn, hồ,

biển vì sẽ mô phỏng dòng chảy cả theo chiều

đứng lẫn chiều ngang dọc theo đáy sông.

hb-h- mực nước trên biên được xác lập theo

mực nước khu vực của tài liệu quan trắc mực

nước ở đồng bằng Nam bộ.

Biên mực nước xác định được gán cho

ranh giới MHDCNDĐ dọc theo sông Vàm Cỏ

Tây cho các lớp 2, lớp 4, lớp 6, lớp 8, lớp 10,

lớp 12 và lớp 14. Giá trị mực nước trên biên này

được lấy theo tài liệu quan trắc từ các trạm quan

trắc Quốc gia là trạm Q027, Q022, Q326 và

trạm Q822.

Trên hình 3, là ví dụ điển hình về biên và vị

trí các lố khoan khai thác của tầng chứa nước

n22, được nhập vào mô hình.

Hình 3. Bản đồ biên và vị trí các lỗ khoan khai

thác của tầng chứa nước qp1 (a) và n22 (b)

g) Hệ thống lỗ khoan quan trắc

Trong quá trình chạy bài toán ngược chỉnh lý

mô hình, mực nước mô hình sẽ được so sánh

với mực nước trong các lỗ khoan quan trắc

(LKQT) được thể hiện trong hình 4.

3. Các nguồn hình thành trữ lƣợng

Kết quả chỉnh lý mô hình đã khôi phục lại

hệ thống dòng chảy nước dưới đất vùng

TPHCM.

Để dự báo mực nước hạ thấp, xác định các

nguồn hình thành trữ lượng khai thác cần tiến

hành tiến hành chạy bài toán thuận. Bài toán

thuận được vận hành trên cơ sở giá trị các thông

số, điều kiện biên của các lớp trên mô hình đã

được xác lập trong bài toán ngược (ổn định và

không ổn định).

Kết quả xác định vào thời điểm năm 2010

phễu hạ thấp của các tầng chứa nước chủ yếu

tập trung ở các khu vực có mật độ lỗ khoan và

lưu lượng khai thác lớn như Tân Bình, Hóc

Môn, Gò Vấp và kéo dài xuống khu vực quận

7, Bình Chánh. Đối với tầng chứa nước n22,


n21 còn xuất hiện phễu hạ thấp ở phía nam thị

xã Thủ Dầu Một, khu chế xuất Linh Trung và

thành phố Nhơn Trạch (Đồng Nai). Mực nước

hạ thấp sâu nhất của các tầng chứa nước được

trình bày trong bảng 1.

Hình 4. Bản đồ vị trí các LKQT

các tầng chứa nước

Qua vị trí và phễu hạ thấp mực nước cho

thấy, các tầng chứa nước qp1, n22, n2

1 đã

được khai thác mãnh liệt. Tài liệu quan trắc

cho thấy trong 10 năm qua, mực nước của

các tầng này ngày càng bị hạ thấp với tốc độ

từ 0,79m tới 15,96 m (tầng qp1), 2,92 m tới

13,10m (tầng n22), 10,35m (tầng n2

1).

Thực tế hiện nay hàng ngày, hàng giờ các

máy khoan nhỏ lẻ của các doanh nghiệp tư

nhân vẫn tiến hành khoan khai thác NDĐ

phục vụ cho nhu cầu sử dụng của cá nhân và

những doanh nghiệp nhỏ lẻ trên địa bàn thành

phố, song các cơ quan chức năng không kiểm

soát được. Do đó, mực nước của các tầng

chứa nước vẫn tiếp tục hạ thấp với tốc độ

ngày càng lớn hơn, là một thực tế của vùng

TP HCM.

Bảng 1. Mực nƣớc hạ thấp các tầng chứa nƣớc, thời điểm xác định năm 2010

Tầng chứa nước qp3 qp2-3 qp1 n22

n21

n13

Mực nước hạ thấp (m) -6,56 -9,30 -24,60 -31,30 -34,00 -18,60

Với tổng lưu lượng khai thác là 752.403

m3/ngày, mực nước hạ thấp xác định dự báo

năm 2010 của các tầng chứa nước được trình

bày trên các hình 5, hình 6 và hình 7.

Hình 5. Bản đồ mực nước tầng chứa nước qp3

(a) và qp 2-3 (b) thời điểm xác định năm 2010


Kết quả nghiên cứu bài toán cân bằng nước

dưới đất đã xác định được các thành phần tham

gia vào trữ lượng khai thác (TLKT) nước dưới

đất hiện nay của vùng TP HCM. Các thành phần

tham gia vào trữ lượng khai thác nước dưới đất

vùng TP HCM được tổng hợp ở bảng 2.

Hình 6. Bản đồ mực nước tầng chứa nước qp1

(a) và n22 (b) thời điểm xác định năm 2010

Hình 7. Bản đồ mực nước tầng chứa nước n21

(a) và n13 (b) - thời điểm xác định năm 2010

Bảng 2. Tổng hợp các nguồn hình thành TLKT

của các tầng chứa nƣớc, thời điểm xác định năm 2010

4. Kết luận

Kết quả nghiên cứu cũng chỉ ra rằng đối với

tầng chứa nước nằm nông qp3 thì nguồn hình

thành chủ yếu là do thấm qua đáy sông là chủ

yếu, còn tầng chứa nước nằm sâu n13 thì TLKT

được hình thành chủ yếu được cung cấp từ

ngoài vào. Đối với 4 tầng chứa nước chính qp2-

3, qp1, n22 và n2

1 thì hàm lượng thấm xuyên

đóng vai trò chủ đạo trong sự hình thành TLKT

của các tầng chứa nước, t lệ này thay đổi từ

43,59 ÷ 71,94%

T lệ lượng nước thấm qua đáy sông vào các

tầng chứa nước cũng giảm dần theo độ sâu đối

với các tầng chứa nước bị chúng cắt qua 51,96%

ở tầng chứa nước qp3 đến 12,77% ở tầng n22.

Còn đối với thành phần thấm xuyên thì t lệ

thuận với lưu lượng khai thác, tầng chứa nước

nào khai thác với lưu lượng lớn thì nguồn hình

thành TLKT do thấm xuyên càng lớn và ngược

lại. T lệ này không thay đổi trong suốt thời

gian khai thác và theo thời gian lượng thấm

xuyên được gia tăng.

Căn cứ vào kết quả nghiên cứu về các nguồn

hình thành trữ lượng khai thác NDĐ vùng TP


HCM, thì cần có những giải pháp mang tầm

chiến lược về quy hoạch và quản lý khai thác

nguồn tài nguyên quý giá này trong điều kiện

khí hậu ngày càng xấu đi.


[1]. Đoàn Văn Cánh, Phạm Quý Nhân, Tìm

kiếm thăm dò và đánh giá trữ lượng nước dưới

đất, Nhà xuất bản Xây dựng. 2003.

[2]. Đoàn Văn Cánh, Phạm Quý Nhân, Tin

học ứng dụng trong địa chất thủy văn, giáo trình

Cao học và Nghiên cứu sinh, trường Đại Học

Mỏ Địa chất. 2001.

[3]. Phan Ngọc Cừ, Tôn Sỹ Kinh. Động lực

học nước dưới đất, nhà xuất bản Đại học và

Trung học chuyên nghiệp, 1981.

[4].Phan Chu Nam, Các phương pháp đánh

giá trữ lượng khai thác nước dưới đất, áp

dụng vào khu vực thành phố Hồ Chí Minh,

chuyên đề cấp Tiến sỹ, trường đại học Mỏ

Địa chất. 2008.

[5]. Phan Chu Nam. Đặc điểm địa chất thủy

văn và hiện trạng khai thác nước dưới đất vùng

thành phố Hồ Chí Minh, chuyên đề cấp Tiến sỹ,

Trường đại học Mỏ Địa chất. 2008.

[6]. Lars Rosen. Ground water protecion.

Chalmers Unversity of Technology.

Gothenburg-Sweden, 1996,

[7]. The Environmental Modeling Research

Laboratory, GMS 3.0 Tutorial, Brigham Young

University, New York., 1999.

[8]. Mary P. Anderson, William W.

Woesseer. Applied ground water modeling,

Academic Press., Unc, New York, 1992.

[9]. H.P. Ritzema (Editor-in-Chief).

Drainage Principles and Applications,

International Institute for Land Reclamation and

Improvement, the Netherlands, 1994.

[10]. Daniel Gomes, bài giảng “Groundwater

Modeling", Waterloo Hydrogeologic, Inc -

Bangkok, 2000.

[11]. Groundwater Resources Sustainability

Indicators . Jaroslav Vrba and Annukka Lipponen.

I H P - V I S E R I E S ON GROUNDWAT E R

NO. 1 4. © UNESCO 2007. IHP/2007/GW-14.

Người phản biện: PGS.TS. PHAN NGỌC CỪ

Giíi thiÖu quy tr×nh thÝ nghiÖm

TR×NH Tù THùC HIÖN Xö Lý §ÊT Cã PHô GIA CONSOLID

DïNG §Ó §¾P Vá BäC §£ BIÓN

Hoµng ViÖt Hïng*

Systematic testing of consolid treated sils to be applied to cover soils of

sea dikes

Abstract: Field and laboratory tests are performed to identify the problem

areas, so that Proper design and precautions can be made. During

construction, testing is performed to ensure the quality of work is met with

the design specification. A CONSOLID treated soil has the strength of the


treated soil will improve in time, hence extending the life span of the cover

soil of sea dikes. This paper presents the results of laboratory test of the

Geotechnical Engineering Laboratory-Water Resources University.

I. ĐẶT VẤN ĐỀ

Đê biển hiện nay chủ yếu đắp bằng đất cát,

đất cát pha sét làm lõi và có vỏ bọc ngoài dày

khoảng 50 cm bằng đất sét. Tuy nhiên khi mưa

kéo dài thì vỏ bọc này thường bị phá hỏng do

nước mưa trên mặt đê chảy tập trung thành dòng

xói hỏng, hoặc trong trường hợp sóng tràn qua

đê thì mái hạ lưu đê thường bị phá vỡ vỏ bọc đê

dẫn đến phá hỏng đê

Để khắc phục tình trạng này, cần phải có

biện pháp gia cường sao cho vỏ bọc đê biển bền

vững dưới các tác dụng chảy xói của dòng nước

mưa hoặc sóng tràn. Từ các kết quả nghiên cứu

nhận thấy việc sử dụng phụ gia CONSOLID để

gia cường vỏ bọc đê biển là hợp lý hơn cả và

cần thiết phải xây dựng một quy trình rõ ràng để

việc ứng dụng công nghệ đạt hiệu quả cao.

II. CÁC LOẠI SẢN PHẨM CONSOLID

Hiện nay có nhiều loại sản phẩm

CONSOLID do nhiều hãng trên thế giới sản

xuất với các tên gọi khác nhau, nhưng phổ biến

vẫn là hai loại dạng bột và dạng nước. Khi sử

dụng sẽ phối hợp cả hai loại này để trộn vào đất

cần gia cường. T lệ pha trộn tuỳ thuộc vào

thành phần hạt của loại đất chúng ta đang dùng

và phải tiến hành các thí nghiệm trong phòng.

Khi thi công hiện trường, vấn đề thiết bị thi

công và yêu cầu trộn đều phụ gia cần quan tâm

đặc biệt. Quy trình thực hiện như sau.

III. QUY TRÌNH THỰC HIỆN

1. Các bƣớc tiến hành thí nghiệm trong

phòng

1.1. Thí nghiệm xác định thành phần hạt

Nếu đường cong cấp phối của đất biểu thị đất

có cấp phối tốt, sơ bộ biết được bề dày vật liệu có

sử dụng phụ gia sẽ mỏng đi. Kiểm tra nếu thấy

hàm lượng sét trong đất lớn hơn 15% thì đạt yêu

cầu. Nếu nhỏ hơn 15% hàm lượng sét thì phải bổ

sung thêm ít nhất là bằng hoặc lớn hơn

Nhưng nếu đất lớn hơn 30% sét thì cần phải

bổ sung cát, hoặc vật liệu thô hơn. Việc này giúp

cho vấn đề sử dụng phụ gia hiệu quả hơn, đất sẽ

có cường độ tốt hơn đồng thời giá thành hạ.

Đất để gia cường với phụ gia nên chọn loại

đất có đường kính hạt nhỏ hơn 10 mm. Không

nên chọn các loại đất có đường kính hạt lớn hơn

vì phụ gia CONSOLID không hiệu quả với các

loại đất này.

1.2 Xác định độ ẩm của đất và chế bị mẫu

với các hàm lượng khác nhau

Việc xác định độ ẩm của đất được thực hiện

theo quy phạm hiện hành

1.2.1 Chuẩn bị mẫu đất 0% phụ gia

+ Lấy mẫu đất khô

+ Cho nước vào mẫu sao cho đạt độ ẩm

tối ưu

+ Trộn đều đất

+ Cho vào khuôn đúc mẫu

+ Đầm chặt mẫu

+ Đánh dấu là mẫu 0% phụ gia

+ Cân mẫu

+ Đo kích thước mẫu

+ Thí nghiệm nén mẫu, ngừng gia tải trước

khi mẫu bị nứt.

+ Ghi chép kết quả.

1.2.2 Chuẩn bị mẫu 1% phụ gia

+ Chuẩn bị mẫu đất theo điều kiện phân

tích hạt như trên, nếu đất có hàm lượng sét

nhỏ hơn 15% phải bổ sung thêm sét vào đất.

Nếu đất có hàm lượng sét lớn hơn 30% phải

bổ sung thêm cát.

+ Pha CONSOLID 444 với nước theo t lệ

1:100

+ Tưới 20 ml nước phụ gia vừa xử lý vào 1

* Trêng §¹i häc Thuû lîi


DĐ: 0912723376


kg đất

+ Thêm 10 gam SOLIDRY vào 1 kg đất

+ Thêm nước để đất đạt được độ ẩm tối ưu

+ Trộn đều

+ Đầm mẫu

+ Đánh dấu mẫu 1% phụ gia

+ Cân mẫu





1.2.3 Chuẩn bị mẫu 2% phụ gia

+ Chuẩn bị mẫu đất theo điều kiện phân

tích hạt như trên, nếu đất có hàm lượng sét

nhỏ hơn 15% phải bổ xung thêm sét vào đất.

Nếu đất có hàm lượng sét lớn hơn 30% phải

bổ xung thêm cát.

+ Pha CONSOLID 444 với nước theo t lệ

1:50

+ Tưới 20 ml nước phụ gia vừa xử lý vào 1

kg đất

+ Thêm 20 gam SOLIDRY vào 1 kg đất

+ Thêm nước để đất đạt được độ ẩm tối ưu

+ Trộn đều

+ Đầm mẫu

+ Đánh dấu mẫu 2% phụ gia

+ Cân mẫu





1.3 Tiến hành các thí nghiệm

Để mẫu khô khoảng 50% độ ẩm tốt nhất.

Điều kiện này tương tự như trong tự nhiên, như

vậy có thể cho kết quả tin cậy hơn. Sự co ngót

lúc này nhỏ hơn 2% của thể tích mẫu.

+ Cân mẫu


+ Đặt các mẫu đất vào khay, đổ nước vào

khay tới chiều cao khoảng 2 cm; lưu ý mẫu

0% rất dễ bị đổ sập

+ Để các mẫu khoảng 24 giờ trong điều kiện

ngâm nước

+ Đo và cân mẫu

+ Ghi chép kết quả

+ Khoảng 3 ngày sau lặp lại thí nghiệm


khi mẫu bị nứt

1.4. Đánh giá kết quả thí nghiệm

Nếu mẫu xuất hiện các vết rạn trong quá

trình làm khô thì mẫu chứa quá nhiều sét

hoặc bụi. Cần phải thêm cát hoặc vật liệu

hạt thô, như vậy sẽ hạn chế quá trình co ngót

của đất.

Nếu mẫu có biểu hiện chảy, xệ thì mẫu cũng

chứa quá nhiều sét hoặc bụi. Cần phải thêm cát

hoặc vật liệu hạt thô, như vậy sẽ hạn chế quá

trình nở của đất.

Nếu mẫu có biểu hiện tơi rời, tức là mẫu

không đủ hàm lượng sét hoặc không đủ hàm

lượng CONSOLID, cần phải thêm sét hoặc

thêm CONSOLID.

Kết quả thí nghiệm sẽ được ứng dụng dọc

theo tuyến công trình đã lấy mẫu. Thành phần

hạt và thành phần hoá học của đất có sự thay đổi

trên toàn tuyến công trình vì vậy cần phải thí

nghiệm đất cho từng đoạn công trình cụ thể.

Không được thí nghiệm một mẫu chung cho

toàn tuyến.

Không cần thiết phải gia tăng lượng phụ gia

nhiều hơn 2% vì hiệu quả tăng không đáng kể.

Nhưng nếu cho lượng phụ gia nhỏ hơn 1% thì sẽ

có vấn đề về sự trộn đều của phụ gia trong đất.

Lượng phụ gia quá ít rất dễ bị phân bổ không

đều, hiệu quả sẽ giảm đi nhiều.

2. Quy trình thi công hiện trƣờng

2.1 Chuẩn bị mặt bằng trộn phụ gia

Mặt bằng trộn phải đảm bảo đủ khối lượng

đất trong một đợt đắp, vì có thiết bị xới nên vị

trí trộn tốt nhất là vị trí có nền bê tông hay trên

sân gạch, đất trước khi trộn được rải đều ở một

độ dày nhất định khoảng 15-20 cm, đảm bảo

việc phun phụ gia đạt hiệu quả cao.

2.2 Trình tự thực hiện

Khi sử dụng phụ gia CONSOLID để đạt

được kết quả tốt cần có một nhiệt độ vừa đủ cho


sự dính kết đất tạo nên một lớp đất hỗn hợp có

độ bền cao. Và lớp đất này sẽ liên tục được hệ

thống CONSOLID đảm bảo độ bền đồng thời

ngăn chặn hiện tượng mềm đất do độ ẩm và độ

thấm hút cao của lớp đất trên cùng.

Trộn đất: Trộn CONSOLID theo t lệ đã thí

nghiệm, pha loãng với nhièu nước đủ để đất đạt

độ nén phù hợp với hàm lượng độ ẩm tối ưu.

Tiếp theo là rải SOLIDRY đều theo hàm

lượng thí nghiệm, yêu cầu trộn đều cho đến

khi không còn nhìn thấy bột xám trắng của

phụ gia.

Đầm nén: Đất được rải đều và đầm nén

theo tiêu chuẩn thi công đất đầm nén của

ngành thu lợi 14-TCN-20 :1985. Quá trình

kiểm tra độ chặt được thực hiện theo các tiêu

chuẩn hiện hành.

IV. KẾT LUẬN

Phụ gia CONSOLID không hiệu quả với các

loại đất rời. Vì vậy kiểm tra nếu thấy hàm lượng

sét trong đất lớn hơn 15% thì đạt yêu cầu và tiến

hành pha trộn phụ gia theo các bước thí nghiệm

đã nêu ở trên. Nếu nhỏ hơn 15% hàm lượng sét

thì phải bổ sung thêm hàm lượng sét ít nhất là

bằng hoặc lớn hơn.

Nhưng nếu đất lớn hơn 30% sét thì cần phải

bổ sung cát, hoặc vật liệu thô hơn để đất tăng

cường độ khi có thêm phụ gia.

Các bước tiến hành thí nghiệm trong phòng

cần tuân thủ theo các bước đã nêu ở trên. Hàm

lượng phụ gia không nên vượt quá 2%. Nếu

vượt quá phải có những luận cứ chắc chắn.

Khi thi công đất ở hiện trường cần đảm bảo

pha trộn đều phụ gia, nếu không đều sẽ dẫn đến

hiện tượng vón cục gây nứt vỡ cục bộ và hao

phí phụ gia.

Quá trình đầm nén đất phải được tuân thủ

theo các quy trình, quy phạm hiện hành.


1. Hoàng Việt Hùng-Trịnh Minh Thụ-Ngô

Trí Viềng, Kết quả nghiên cứu về ứng dụng phụ

gia CONSOLID để gia cường đất đắp đê biển-

Tạp chí Nông nghiệp và PTNT số tháng 7-2010.

2. Phòng thí nghiệm Địa kỹ thuật-Đại học

Thu lợi-Báo cáo kết quả thí nghiệm đất đắp đê

biển Giao Thu với hàm lượng phụ gia ảnh

hưởng bởi hàm lượng sét.

3. Tiêu chuẩn Việt Nam - 14-TCN-

20 :1985 Quy phạm kỹ thuật thi công đập đất

theo phương pháp đầm nén

4. ASIA - EUROPE COMMERCE LTD –

Soil Test Procedure-2008

ASIA - EUROPE COMMERCE LTD- The

Consolid System Manual -2008

Người phản biện: GS.TS. NGÔ TRÍ VIỀNG


thÓ lÖ viÕt bµi ®¨ng t¹p chÝ ®Þa kü thuËt

T¹p chÝ §Þa kü thuËt ®îc xuÊt b¶n 3 th¸ng/kú, theo GiÊy phÐp ho¹t ®éng b¸o chÝ sè

1358/GPXB ngµy 17-6-1996 cña Bé V¨n hãa vµ Th«ng tin.

T«n chØ vµ môc ®Ých cña T¹p chÝ lµ: C«ng bè çc c«ng tr×nh nghiªn cøu khoa häc, c«ng

nghÖ, phæ biÕn, trao ®æi kiÕn thøc, tiÕn bé kü thuËt vµ kinh nghiÖm trong çc lÜnh vùc ®Þa

chÊt c«ng tr×nh, c¬ häc ®Êt - nÒn mãng, c¬ häc ®¸, ®Þa kü thuËt vµ m«i trêng, çc vÊn ®Ò

®Êt - níc - m«i trêng vµ con ngêi, gãp phÇn n©ng cao chÊt lîng çc c«ng tr×nh x©y

dùng h¹ tÇng c¬ së, ®¸p øng nhu cÇu c«ng nghiÖp hãa, hiÖn ®¹i hãa ®Êt níc.

Trong thêi gian qua T¹p chÝ ®· nhËn ®îc sù ®ãng gãp, ñng hé nhiÖt thµnh cña nhiÒu

®ång nghiÖp ®«ng ®¶o b¹n ®äc, çc tæ chøc, c¬ quan, ban ngµnh vÒ bµi viÕt, th«ng tin vµ

vËt chÊt … T¹p chÝ mong tiÕp tôc nhËn ®îc sù céng t¸c vµ ñng hé ®ã.

Bµi göi ®¨ng T¹p chÝ ®îc ®¸nh m¸y vi tÝnh theo font Unicode Times New Roman,

cì ch÷ 12, in trªn khæ A4 kÌm theo ®Üa mÒm hoÆc ®Üa CD. Bµi viÕt sö dông tiÕng ViÖt,

kÌm theo tãm t¾t néi dung b»ng tiÕng ViÖt vµ Anh (kh«ng qu¸ 200 tõ). C«ng thøc ®îc

viÕt theo Equation Editor vµ ®¸nh sè thø tù vÒ bªn ph¶i. §¬n vÞ tÝnh cña çc ®¹i

lîng vËt lý ph¶i sö dông ®¬n vÞ theo hÖ SI. DÊu thËp ph©n ph¶i dïng dÊu

ph¶y. Çc b¶n vÏ ph¶i theo ®óng quy ®Þnh vÏ kü thuËt, kÝch thíc kh«ng qu¸ 15 x 20cm.

Çc bµi cã b¶n ®å tõng vïng hoÆc c¶ níc cÇn vÏ theo mÉu chÝnh x¸c, ®óng theo quy çch

hiÖn hµnh; çc b¶n vÏ, biÓu b¶ng ph¶i ®îc ®¸nh sè thø tù. Dung lîng bµi b¸o kh«ng

vît qu¸ 8 trang kÓ c¶ h×nh ¶nh, biÓu b¶ng, tµi liÖu tham kh¶o.

Thø tù s¾p xÕp bµi b¸o:

- Tªn bµi b¸o (b»ng tiÕng ViÖt);

- Hä vµ tªn t¸c gi¶;

- §Þa chØ, Tel/Fax; Email;

- Tãm t¾t néi dung (b»ng tiÕng ViÖt);

- Tªn bµi b¸o vµ tãm t¾t néi dung b»ng tiÕng Anh;

- Néi dung bµi b¸o;

- Tµi liÖu tham kh¶o: ®îc ®¸nh m¸y liÒn víi bµi vµ ®îc ghi theo thø tù ABC. Çc tµi

liÖu tham kh¶o tr×nh bµy theo tr×nh tù: TiÕng ViÖt, tiÕng Anh, tiÕng Latinh, tiÕng Nga,

tiÕng Trung…, theo thø tù: Tªn t¸c gi¶, tªn tµi liÖu, nhµ xuÊt b¶n, n¨m xuÊt b¶n.

Ban Biªn tËp sÏ bè trÝ lÊy ý kiÕn ph¶n biÖn truíc khi ®¨ng. Bµi kh«ng ®îc ®¨ng

kh«ng tr¶ l¹i b¶n th¶o.

T¸c gi¶ bµi viÕt ph¶i chÞu tr¸ch nhiÖm vÒ çc th«ng tin cung cÊp vµ ®îc biÕu 02 cuèn

t¹p chÝ cã bµi ®¨ng.

‎ý kiÕn ®ãng gãp, bµi göi ®¨ng vµ ®Æt mua t¹p chÝ xin liªn hÖ theo ®Þa chØ sau:

ViÖn ®Þa kü thuËt

38 phè BÝch C©u, quËn §èng §a - Hµ Néi

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

[email protected]; Website: http//www.vgi-vn.com

Documents

T¹p chÝ §Þa kü thuËt - vgi-vn.vn · lượng - đó là độ tin cậycủa kết cấu. Các phương pháp này, khi coi các tham số tính toán của kết cấu và