tạp chí ĐỊa kỸ thuẬt · 2018. 5. 18. · ờng trong quá trình thi công cọc khoan...
TRANSCRIPT
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 1
Tạp chí ĐỊA KỸ THUẬT
ISSN - 0868 - 279X NĂM THỨ 19
SỐ 2 NĂM 2015
MỤC LỤC
NGUYỄN BẢO VIỆT: Nghiên cứu khả năng áp
dụng móng cọc chế tạo sẵn kích thƣớc lớn
cho nhà nhiều tầng tại TP. Hồ Chí Minh 3 HOÀNG VIỆT HÙNG: Nghiên cứu ứng dụng
công nghệ túi địa kỹ thuật trong xây dựng
đê bao kết hợp giao thông nông thôn ở đồng
bằng sông Cửu Long 10
LÊ PHI LONG, LÊ KHẮC BẢO, TRẦN
NGUYỄN HOÀNG HÙNG, LÝ THỊ MINH
HIỀN: Đánh giá tác dụng tƣờng soilcrete tạo
ra bằng công nghệ NSV gia cố đê bao
chống lũ bảo vệ hoa màu ở Đồng Tháp 17
TRẦN VĂN TƢ, VĂN DUY CÔNG, ĐÀO MINH
ĐỨC, NGUYỄN MẠNH TÙNG: Lũ quét và
biến đổi môi trƣờng sau lũ quét tại trũng
Điện Biên Phủ 29
NGUYỄN CHÍ NGHĨA, HỒ VĂN THUỶ,
TRIỆU ĐỨC HUY, ĐẶNG HỮU ƠN: Xác định
lƣợng bổ cập tầng chứa nƣớc Holocen
thành phố Hà Nội bằng tài liệu quan trắc tài
nguyên nƣớc 38
LÊ BÁ VINH, VÕ PHÁN, NGUYỄN TẤN BẢO
LONG: Nghiên cứu phƣơng pháp cải tiến
trong tính toán biến dạng của khối đất yếu
đƣợc gia cố trụ đất xi măng 48
LÊ HOÀNG VIỆT, VÕ PHÁN: Đánh giá sức
chống cắt không thoát nƣớc của nền đất yếu
dƣới công trình đắp thuộc khu vực Đồng
bằng sông Cửu Long 56
HOÀNG VIỆT HÙNG: Nghiên cứu nguyên
nhân gây lún và chênh lệch lún đập tràn
Dƣơng Thiện - Quy Nhơn và đề xuất giải
pháp xử lý 62
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 2
VIETNAM GEOTECHNIAL
JOURNAL
ISSN - 0868 - 279X
VOLUME 19 NUMBER 2 - 2015
CONTENTS
NGUYEN BAO VIET: Applicability of large
prefabricated piles for high-rise building in
Ho Chi Minh city. 3
HOANG VIET HUNG: Research on
application of geobags for sub-dike- local
way in Cuu Long delta 10
LE PHI LONG, LE KHAC BAO, TRAN
NGUYEN HOANG HUNG, LY THI MINH
HIEN: Field performance of soilcrete walls
created by the NSV technology to reinforce
earth levees gainst annual floods to protect
rice fields in Dong Thap province 17
TRAN VAN TU, VAN DUY CONG, DAO MINH
DUC, NGUYEN MANH TUNG: Sweeping
flood and environmental change in Dien
Bien Phu valley 29
NGUYEN CHI NGHIA, HO VAN THUY,
TRIEU DUC HUY, DANG HUU ON: Using
groundwater monitoring data to ditermine
groundwater recharge of the holocen
aquifer in Hanoi city 38
LE BA VINH, VO PHAN, NGUYEN TAN BAO
LONG: Study on the modified method to
calculate settlement of the soft soil
improved by soil cement columns 48
LE HOANG VIET, VO PHAN: Estimating the
undrained shear strength of soft soil under
embankment in Mekong delta area 56
HOANG VIET HUNG: Settlement and
diferent settlement of Duong Thien-Quy
Nhon spillway and treatment solution. 62
EDITOR-IN-CHIEF
Prof.,Dr. NGUYEN TRUONG TIEN
DEPUTY EDITORS-IN-CHIEF
Assoc. Prof., Dr. NGHIEM HUU HANH
Assoc. Prof.,Dr. DOAN THE TUONG
EDITORIAL BOARD
Assoc.Prof. Dr. DAO VAN CANH
Assoc. Prof.,Dr. DANG HUU DIEP
Assoc.Prof. Dr. PHUNG MANH DAC
Prof.,D.Sc. BUI ANH DINH
Assoc. Prof.,Dr. LE PHUOC HAO
Assoc. Prof., Dr. PHAM QUANG HUNG
Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN BA KE
Dr. PHUNG DUC LONG
Prof. NGUYEN CONG MAN
Assoc. Prof. Dr. NGUYEN HONG NAM
Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN SY NGOC
Prof.,Dr. VU CONG NGU
Prof.,Dr. MAI TRONG NHUAN
Assoc. Prof.,Dr. VO PHAN
Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN HUY PHUONG
Assoc. Prof.,Dr. NGUYEN VAN QUANG
Prof.,Dr.Sc. NGUYEN VAN QUANG
Assoc., Prof. Dr. DOAN MINH TAM
Prof., Dr. TRAN THI THANH
Assoc. Prof.,Dr.VUONG VAN THANH
Prof.,Dr. LE DUC THANG
Dr. DINH NGOC THONG
Prof.,Dr.Sc. NGUYEN VAN THO
Prof. Dr. TRINH MINH THU
Dr. NGUYEN DINH TIEN
Prof., Dr. DO NHU TRANG
Assoc. Dr. TRAN VAN TU
Dr. TRAN TAN VAN
Prof.,D.Sc. PHAM XUAN
Printing licence No 1358/GPXB
dated 8 June 1996 by the Minister of Culture and Information Published by the Vietnam Geotechnical Institute (Vietnam
Union of Science and Technology Associations) Add: 38 Bich Cau, Dong Da, Hanoi
Tel: 04.22141917, 22108643, Fax: 04. 37325213 Email: [email protected]; [email protected]
Website: www.vgi-vn.com Copyright deposit: June 2015
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 3
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 4
NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG ÁP DỤNG MÓNG CỌC CHẾ TẠO SẴN KÍCH THƯỚC LỚN CHO NHÀ NHIỀU TẦNG
TẠI TP. HỒ CHÍ MINH
NGUYỄN BẢO VIỆT*
Applicability of large prefabricated piles for high-rise building in HCM city.
Abstract: Bored pile foundation normally is used for most high-rise
buildings in HoChiMinh city as well as the other big cities in Vietnam.
Generally, construction of bored piles makes a lot of soil trashes which
are big problems for not only the site but also for the environment.
Recently, large prefabricated piles with high bearing capacity, short time
in construction and almost no trash is applied for several structures with
high efficiency. This paper studies applicability of large prefabricated pile
foundation for high-rise buildings of 15~30 storeys with typical soil strata
of HoChiMinh city. The results show that large prefabricated piles is an
alternative approach with bored piles for foundation of high-rise building
in most of studied cases.
Keywords: large prefabricated piles, high-rise buildings, applicability,
typical soils of HoChiMinh city.
1. GIỚI THIỆU *
Ngày nay, cùng với sự phát triển của kinh tế,
sự phát triển của đô thị và dân cƣ đô thị đặc biệt
tại các thành phố lớn của Việt Nam nhƣ TP. Hồ
Chí Minh tăng tốc rất nhanh. Để đáp ứng nhu
cầu nhà ở của ngƣời dân, rất nhiều nhà cao tầng
đang đƣợc mọc lên. Các tòa nhà này với chiều
cao lớn, tải trọng nhiều đòi hỏi phải đƣợc đặt
trên một nền móng vững chắc. Cho đến nay,
móng cọc khoan nhồi là loại đƣợc sử dụng
nhiều nhất cho các công trình cao tầng. Phải nói
rằng cọc khoan nhồi có sức chịu tải rất cao do
có kích thƣớc, chiều dài lớn với mũi cọc có thể
đƣợc đặt vào các lớp đất tốt sâu phía dƣới đúng
theo mong muốn của thiết kế. Tuy nhiên, cọc
khoan nhồi cũng có một số nhƣợc điểm của nó
nhƣ việc thi công tạo ra quá nhiều mùn đất, thời
gian thi công khá lâu khi phải khoan lỗ, đổ bê
* Trường Đại học Xây dựng
Tel: 0982220703
Email: [email protected]
tông và chờ bê tông đủ cƣờng độ. Các công
trƣờng trong quá trình thi công cọc khoan nhồi
hầu hết đều nhƣ ruộng bùn do dung dịch khoan
cũng nhƣ bùn đất lấy từ hố khoan lên. Với điều
kiện mặt bằng thi công nhƣ vậy thì tất cả các
hoạt động trên công trƣờng sẽ bị ảnh hƣởng và
thời gian thi công có thể sẽ bị kéo dài. Thêm
nữa việc tạo ra một khối lƣợng lớn các bùn đất
đó vừa có tác động xấu đến môi trƣờng cộng
thêm phần kinh phí để xử lý bùn đất đó.
Với kích thƣớc lên tới 1,2m, sức chịu tải cho
phép của một cọc đúc sẵn có thể đạt tới 8’000kN
hoàn toàn đủ khả năng để nâng đỡ các tòa nhà
cao tầng có tải trọng lớn. Phƣơng án này chính
là một giải pháp có thể tránh đƣợc các hệ lụy về
bùn đất thải cũng nhƣ giảm thời gian thi công
cũng nhƣ giá thành công trình so với phƣơng án
cọc khoan nhồi.
Việc nghiên cứu tính khả thi của biện pháp
móng cọc chế tạo sẵn kích thƣớc lớn cho nhà
cao tầng là hoàn toàn cần thiết. Tuy nhiên hiện
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 5
tại mới có một số ít nghiên cứu, công bố về đề
tài này. Tính khả thi của việc sử dụng cọc vuông
đặc cho các công trình cao tầng tại Hà Nội đã
đƣợc nghiên cứu trong đó có đề cập tới một
công trình thực tế cao 20 tầng đã ứng dụng
thành công loại móng này [3].
Hình 1: Bản đồ phân vùng địa tầng khu vực
TP. Hồ Chí Minh (theo [22])
Với các tiền đề nhƣ vậy, bài báo này đi vào
nghiên cứu tính khả thi của cọc chế tạo sẵn
kích thƣớc lớn cho móng các tòa nhà 15~30
tầng trên các loại địa tầng điển hình của thành
phố Hồ Chí Minh.
2. ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT TP. HỒ CHÍ
MINH
Thành phố Hồ Chí Minh nằm trong vùng
chuyển tiếp giữa miền Đông Nam Bộ và đồng
bằng sông Cửu Long có độ cao 5~10m so với
mực nƣớc biển.
Lãnh thổ thành phố Hồ Chí Minh đƣợc cấu
tạo bởi các trầm tích Kainozoi (Neogen - Đệ
tứ), sắp xếp trên móng cứng Mezozoi ở độ sâu
300~350m tại Bình Chánh, nâng lên
100~150m ở sông Sài Gòn rồi nhanh chóng
đạt tới 50~20m ở Thủ Đức và lộ ra trên mặt
địa hình ở Long Bình (Thủ Đức).[2]
Cấu trúc địa chất lãnh thổ thành phố Hồ
Chí Minh tƣơng đối phức tạp, đặc biệt là ở
phần trên của mặt cắt. Dựa trên đặc điểm
phân bố không gian và thành phần có thể
chia lát cắt của trầm tích khu vực TP. Hồ
Chí Minh thành hai phần. Phần trên cấu tạo
chủ yếu từ các trầm tích mềm dính với bề
dày 10-30m và phần dƣới cấu tạo từ các
trầm tích mềm rời phân bố bắt đầu từ độ sâu
10-30m.
Các trầm tích có tuổi, nguồn gốc, thành
phần vật chất và trạng thái khác nhau, phân
bố ở những điều kiện khác nhau, vì thế ảnh
hƣởng của chúng tới sức chịu tải của móng
cọc cũng rất khác nhau. Nhƣ vậy trong vùng
ảnh hƣởng của chúng sẽ có mặt chủ yếu đất
đá của các tầng Trảng Bom, Thủ Đức, Củ
Chi, Bình Chánh, Cần Giờ và các trầm tích
Holoxen trên.
Hình 1 thể hiện sự phân bố của các loại địa
tầng chính của TP. Hồ Chí Minh với các mô tả
và đặc tính của từng lớp đất của địa tầng trong
Bảng 1.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 6
Bảng 1: Mô tả các địa tầng chính khu vực TP. Hồ Chí Minh (theo [22])
Loại
địa tầng Mô tả Phân bố
A1
Lớp 1: Sét, sét pha tầng Củ Chi, Thủ Đức, bề dày hơn
10m, B=0,1, Ro = 2,5~3,0 kG/cm2.
Lớp 2: Sét, sét pha tầng Trảng Bom, bề dầy 5m,
B=0,15, Ro = 3,0~5,0kG/cm2
Lớp 3: Cát, cuội sỏi Trảng Bom chặt, dày 10~30m,
SCT lớn
Chiếm diện tích tƣơng
đối rộng ở bắc Thủ Đức,
bắc Củ Chi và một phần
nhỏ ở trung tâm thành
phố.
A2
Lớp 1: Sét, sét pha tầng Bình Chánh, bề dày hơn 10m,
B=0,7, Ro = 1,5-2,0 kG/cm2.
Lớp 2, Lớp 3: giống A1
Bao gồm phần lớn diện
tích trung tâm thành phố,
tây bắc Củ Chi.
B1
Lớp 1: Bùn hữu cơ hiện đại, tầng Cần Giờ, bề dày tới
10m, B=1,7.
Lớp 2: Sét, sét pha tầng Trảng Bom, bề dầy trên 10m,
Ro = 3,0~5,0kG/cm2
Lớp 3: Cát, cuội sỏi Trảng Bom phía dƣới, dày
10~30m, SCT lớn
Khu B chiếm toàn bộ
diện tích huyện Duyên
Hải, Nhà Bè, Bình
Chánh, nam Thủ Đức, tây
nam Củ Chi và dọc ven
sông Sài Gòn
B2
Lớp 1: Bùn hữu cơ hiện đại, tầng Cần Giờ, bề dày tới
20m, B=1,7.
Lớp 2, Lớp 3: giống B1
B3
Lớp 1: Bùn hữu cơ hiện đại, tầng Cần Giờ, bề dày tới
30m, B=1,7.
Lớp 2, Lớp 3: giống B1
3. MÓNG CỌC CHẾ TẠO SẴN
Móng cọc đã đƣợc sử dụng từ rất sớm
khoảng 1200 năm trƣớc với sự khởi nguồn từ
việc sử dụng các cây gỗ sẵn có trong tự nhiên
trong việc đóng xuống nền đất để chống đỡ tải
trọng của công trình. Móng cọc bê tông cốt
thép đƣợc dùng ở Việt Nam từ những năm đầu
thế kỷ 20 nhƣng bắt đầu phổ biến vào những
năm 60 rồi bùng nổ vào những năm 90 thế kỷ
trƣớc. Tuy nhiên lúc đó, các cọc bê tông chế
tạo sẵn này hầu hết đều có kích thƣớc nhỏ, sức
chịu tải bé nên chỉ thích hợp cho các công trình
thấp tầng.
Tuy nhiên gần đây, do sự phát triển của công
nghệ, các thiết bị thi công hạ cọc với năng lực
lớn đã xuất hiện để thi công các cọc có kích
thƣớc sức chịu tải cao. Với đƣờng kính cọc có
thể lên tới 1,2m, sức chịu tải cho phép của một
cọc có thể đạt tới 8’000kN. Do đó, chúng hoàn
toàn có thể đƣợc sử dụng để chống đỡ các công
trình cao tầng có tải trọng lớn.
Để nghiên cứu tính ứng dụng của cọc chế tạo
sẵn tại khu vực TP. Hồ Chí Minh, một số giả
thiết đƣợc đƣa ra nhƣ sau:
a) Công trình đƣợc giả định có số tầng là 15,
20, 25, 30;
b) Tổng tải trọng đứng quy đổi trung bình
tính cho 1 tầng sàn là 15kPa, riêng sàn tầng hầm
có giá trị là 60kPa;
c) Tác động của tải trọng gió và động đất lên
kết cấu móng đƣợc coi bằng 50% tổng tải trọng
do tải trọng đứng gây ra.
d) Khoảng cách giữa các cọc tối thiểu là 4
lần đƣờng kính cọc.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 7
e) Độ mảnh của cọc, L/d, tối đa là 70;
f) Một số tính chất cơ lý cũng nhƣ chiều
dày của các lớp đất đặc trƣng đƣợc tham khảo
từ tài liệu [2] với các giá trị đƣợc trình bày
trong Bảng 1.
Từ các giả thiết a), b) và c), tổng tải trọng
đứng tác dụng lên móng, p, có thể đƣợc ƣớc tính
theo công thức sau đây:
p = 1,5(15n + 60) (1)
Trong đó: n = số tầng.
Tổng tải trọng tác dụng lên móng của từng
loại công trình đƣợc thể hiện trong Bảng 2.
Bảng 2. Tổng tải trọng thẳng đứng tác dụng lên kết cấu móng
Công trình có số tầng 15 20 25 30
Tải trọng lên móng (kPa) 427,5 540 652,5 765
3.1. Sức chịu tải theo vật liệu
Sức chịu tải cho phép của cọc bê tông cốt
thép chịu nén theo vật liệu với tải trọng ngắn
hạn có thể tính gần đúng theo công thức sau:
[P]vl Rb_sec.Fc (2)
Trong đó:
Rb_sec – Cƣờng độ chịu nén tiêu chuẩn của bê
tông cọc;
Fc – Diện tích tiết diện ngang cọc.
Cọc bê tông dự ứng lực hiện tại đƣợc sản
xuất đại trà trong nhà máy bởi khá nhiều nhà
sản xuất. Chúng hầu hết đều thỏa mãn tiêu
chuẩn liên quan hiện hành nhƣ: TCVN 7888 :
2008 “Cọc bê tông ly tâm ứng lực trƣớc” và
Tiêu chuẩn: JIS A5373 “Precast Prestressed
concrete products”.
Sức chịu tải theo vật liệu với tải trọng ngắn hạn
theo tính toán cho cọc vuông với bê tông cấp độ
bền B40 và theo quy cách của nhà sản xuất cọc
Phan Vũ đƣợc liệt kê trong bảng 3 dƣới đây.
Bảng 1. Sức chịu tải theo vật liệu của cọc bê tông cốt thép (kN)
Cọc BTCT chế tạo sẵn (B40) Cọc tròn BT dự ứng lực (loại A, B95)
35x35 40x40 45x45 50x50 D500 D600 D700 D800
3550 4640 5870 7250 5120 6878 8846 11030
3.2 Sức chịu tải theo đất nền
Dựa trên các giá thiết e) và g), sức chịu tải
cho phép của cọc theo đất nền, Qa, của cọc chế
tạo sẵn có thể đƣợc tính theo công thức A.4
trong [1] nhƣ sau:
FS
lfuAqQ
iipp
a
.. (3)
Trong đó: qp = Sức kháng mũi cọc đƣợc tra
bảng phụ thuộc và độ sâu và loại đất;
Ap = Tiết diện ngang của cọc;
fi = Sức kháng ma sát của đoạn cọc thứ i
đƣợc tra bảng phụ thuộc và độ sâu và loại đất;
li = Chiều dài đoạn thứ i của cọc;
u = Chu vi tiết diện ngang cọc;
FS = Hệ số an toàn tổng thể, trong trƣờng
hợp này lấy bằng 2.
Kết quả tính toán sức chịu tải theo đất nền
của một số loại cọc thông dụng đƣợc thể hiện
trong bảng 4 dƣới đây.
Để tiện lợi cho việc so sánh, đánh giá khả
năng sử dụng cọc chế tạo sẵn cho các công trình
cao tầng, sức chịu tải của cọc đƣợc thể hiện
dƣới dạng sức chịu tải trên 1 đơn vị diện tích
nhƣ sau:
minA
QQ a
aua (4)
Trong đó:
Qaua = Sức chịu tải cọc trên 1 đơn vị diện tích;
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 8
Amin = Diện tích tối thiểu cần có để bố trí
1 cọc;
Theo giả thiết d), diện tích tối thiểu, Amin, cần
thiết để bố trí 1 cọc phụ thuộc vào kích thƣớc
của cọc và đƣợc xác định cho các loại cọc khác
nhau ở bảng 5, kết quả tính Qaua đƣợc thể hiện
trong bảng 6.
Bảng 4. Sức chịu tải cho phép theo đất nền của một số loại cọc Qa (kN)
Loại địa
tầng D50 D60 D70 D80 35x35 40x40 45x45 50x50
A1 2650 4540 6340 7940 1510 2070 2710 3370
A2 2260 3510 5800 7320 1170 1680 2270 2880
B1 2230 3480 4990 6270 1300 1810 2240 2840
B2 1980 2830 4230 5400 810 1260 1890 2530
B3 1340 2480 3910 4370 110 150 1150 1700
Bảng 5. Diện tích tối thiểu cần thiết để bố trí 1 cọc Amin (m2)
Loại cọc D50 D60 D70 D80 35x35 40x40 45x45 50x50
Diện tích tối
thiểu, Amin 4,00 5,76 7,84 10,24 1,96 2,56 3,24 4,00
Bảng 6. Sức chịu tải cho phép theo đất nền của một số loại cọc trên 1 m2 Qaua (kN/m
2)
Loại
địa tầng D50 D60 D70 D80 35x35 40x40 45x45 50x50
A1 663 788 809 775 770 809 836 843
A2 565 609 740 715 597 656 701 720
B1 558 604 636 612 663 707 691 710
B2 495 491 540 527 413 492 583 633
B3 335 431 499 427 56 59 355 425
Để đánh giá khả năng áp dụng móng cọc chế
tạo sẵn cho các công trình cao tầng, tổng tải
trọng tác dụng lên móng cần đƣợc so sánh với
tổng sức chịu tải của cọc. Nói cách khác, tỷ số
giữa sức chịu tải của cọc trên 1 đơn vị diện tích,
Qaua, và tải trọng tác dụng lên diện tích đó, p,
thể hiện tính khả thi của phƣơng án móng cọc.
Tỷ số đó đƣợc gọi là hệ số khả thi, Rfea, và đƣợc
xác định bằng công thức sau:
Rfea = Qaua / p (5)
Dựa trên giá trị Rfea, tính khả thi của phƣơng
án móng cọc có thể đƣợc chia làm 3 loại nhƣ
sau: a) Tính khả thi cao, Rfea 1,0; b) Tính khả
thi trung bình, 1,0 > Rfea 0,8 và c) tính khả thi
thấp, Rfea < 0,8.
Kết quả tính toán hệ số khả thi, Rfea, cho các
công trình quy mô 15, 20, 25, 30 tầng trên các loại
địa tầng A1, A2, B1, B2, B3 đặc trƣng của Thành
phố Hồ Chí Minh đƣợc thể hiện ở Hình 2 cho
móng cọc tròn và ở Hình 3 cho móng cọc vuông.
Đối với công trình 15 tầng, việc sử dụng
móng cọc đúc sẵn có tính khả thi cao cho tất cả
các loại địa tầng, Rfea > 1,1. Tuy nhiên có môt
lƣu ý là địa tầng B3 do có lớp đất yếu dày nên
các phƣơng án móng cọc có kích thƣớc nhỏ đều
không phù hợp. Với trƣờng hợp này nên sử
dụng loại cọc tròn D70.
Khi số tầng của công trình tăng lên 20, tính
khả thi đối với địa tầng B2 và B3 xuống mức
trung bình Rfea 0,9~1,0 các loại cọc nhỏ có
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 9
kích thƣớc từ 35cm~60cm không còn phù hợp.
Khi công trình 25 tầng, chỉ địa tầng loại A1,
A2 là có tính khả thi cao với loại cọc kích thƣớc
lớn D70, D80. Địa tầng loại B2, B3 có tính khả
thi thấp với mọi loại phƣơng án cọc nghiên cứu.
Trong trƣờng hợp công trình có số tầng 30, cao
nhất trong nghiên cứu này, duy nhất địa tầng A1
có tính khả thi cao với loại cọc D60~80. Các địa
tầng B2, B3 có tính khả thi thấp, A2, B1 có tính
khả thi trung bình.
(a) Nhà 15 tầng (b) Nhà 20 tầng
(c) Nhà 25 tầng (d) Nhà 30 tầng
Hình 2: Hệ số khả thi, Rfea, của phương án móng sử dụng cọc tròn ly tâm, ứng suất trước
cho một số công trình cao tầng với các loại địa tầng khu vực TP. Hồ Chí Minh
Trong nghiên cứu này có thể thấy, móng sử
dụng cọc tròn D70 có tính khả thi cao nhất.
Các loại cọc kích thƣớc nhỏ hơn 50cm không
phù hợp với nền đất yếu B2, B3 nhƣng khá
phù hợp với các công trình có số tầng không
quá cao khoảng 15~20 tầng. Địa tầng A1 là
loại nền phù hợp nhất, có tính khả thi cao đối
với các công trình cao tầng 15~30 trong phạm
vi nghiên cứu.
Đối với cọc vuông đặc, sức chịu tải theo vật
liệu dễ dàng thỏa mãn điều kiện thi công khi lực
ép hạ cọc bằng 2 lần sức chịu tải cho phép theo
đất nền chỉ với bê tông cấp độ bền B40. Tuy
nhiên cần lƣu ý rằng, sức chịu tải theo vật liệu
của các cọc tròn ly tâm ứng lực trƣớc đều không
thỏa mãn yêu cầu về khả năng chịu lực trong
giai đoạn thi công trừ trƣờng hợp cọc D50 hoặc
địa tầng thuộc loại B2, B3. Do đó để đảm bảo
tính khả thi của của phƣơng án móng cho các
địa tầng loại A1, A2, B1, cọc D60~80 cần có độ
dày cọc lớn hơn hoặc bê tông có cƣờng độ cao
hơn. Thêm nữa, các thiết bị và phƣơng án hạ
cọc cũng cần đƣợc xem xét khi kích thƣớc của
cọc lớn, sức chịu tải cao.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 10
(a) Nhà 15 tầng (b) Nhà 20 tầng
(c) Nhà 25 tầng (d) Nhà 30 tầng
Hình 3: Hệ số khả thi, Rfea, của phương án móng sử dụng cọc vuông cho một số công trình cao tầng với các loại địa tầng khu vực TP. Hồ Chí Minh
5. KẾT LUẬN
Tính khả thi của một số phƣơng án móng cọc chế tạo sẵn bao gồm cả cọc vuông và cọc tròn ly tâm dự ứng lực đã đƣợc nghiên cứu cho các công trình cao tầng tại Thành phố Hồ Chí Minh. Từ kết quả phân tích, tính toán trong bài báo này, một số kết luận có thể đƣợc rút ra nhƣ sau:
- Công trình 15 tầng rất phù hợp với móng cọc chế tạo sẵn, riêng với địa tầng loại B3, cọc nên kích thƣớc lớn D70.
- Khi công trình tăng lên 20 tầng, đối với địa tầng B2 và B3, tính khả thi xuống mức trung bình, các loại móng cọc nhỏ có kích thƣớc từ 35cm~60cm không nên đƣợc sử dụng.
- Đối với công trình 25 tầng, địa tầng loại A1, A2 có tính khả thi cao với loại cọc kích thƣớc lớn D70, D80. Địa tầng loại B2, B3 có tính khả thi thấp với mọi phƣơng án cọc nghiên cứu.
- Trong trƣờng hợp công trình có số tầng 30, duy nhất địa tầng A1 có tính khả thi cao với loại cọc D60~80. Các địa tầng B2, B3 có tính khả thi thấp, A2, B1 có tính khả thi trung bình.
- Cần lƣu ý sức chịu tải theo vật liệu của các cọc tròn ly tâm ứng lực trƣớc loại phổ thông
đƣờng kính lớn D60 trở lên đều khá nhỏ so với yêu cầu thi công bằng phƣơng pháp ép thông thƣờng trừ địa tầng thuộc loại B2, B3. Vì vậy, cần có các thiết kế riêng cho loại cọc này khi sử dụng chúng cho các công trình cao tầng.
Việc áp dụng móng cọc chế tạo sẵn tại những vùng địa tầng có lớp cát xen kẹp cần phải cân nhắc kỹ vì với địa tầng loại này việc hạ cọc xuyên qua lớp cát xen kẹp xuống lớp đất tốt phía dƣới là khá khó khăn.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Tiêu chuẩn Xây dựng TCXD 205-1998.
Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế, 1998. [2] Đoàn Thế Tƣờng, Các dạng nền tại đô thị
Hà Nội, TP.Hồ Chí Minh và đánh giá chúng phục vụ xây dựng công trình ngầm, Bài viết chuyên gia Công trình ngầm, 2008.
[3] Bao Viet NGUYEN, Large prefabricated pile foundation, a solution for high-rise buildings in Ha Noi, Proceedings of USMCA 2013 New Technologies for Urban Safety of Mega Cities in Asia, pp.1165-1171, (2013).
Người phản biện: PGS.TS. NGUYỄN BÁ KẾ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 11
NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG CÔNG NGHỆ TÚI ĐỊA KỸ THUẬT TRONG XÂY DỰNG ĐÊ BAO KẾT HỢP GIAO THÔNG
NÔNG THÔN Ở ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG
HOÀNG VIỆT HÙNG*
Research on application of geobags for sub-dike- local way in Cuu Long delta
Abstract: Geobags were used as a reinforcement for embankment at some
locals in Vietnam. However, the calculations of design has limited. This
paper was proposed a typical structure of dike combined function of
transportation for local ways in Cuu Long delta, the structure including
geotextile and geobags is very suitable for defending flood of Cuu Long
delta. The structure was calculated by RESSA (3.0) for some proposed
structure design. The standard design and some factors in calculation
followed Bristish Standard BS 8081-1989.
Keywords: Geobag, Geotextile, sub-dike, local way, RESSA (3.0).
I. MỞ ĐẦU *
Đắp bờ bao, đê bao để phòng lũ là việc làm
sáng tạo của nhân dân đồng bằng sông Cửu
Long (ĐBSCL). Đê bao, bờ bao ở ĐBSCL
không thể dập khuôn nhƣ đồng bằng sông Hồng
vì lũ lên từ từ, cần có công trình kiểm soát lũ
để còn lấy đƣợc phù sa, thủy sản và vệ sinh
đồng ruộng. Tuy vậy, do điều kiện thiên nhiên
và kinh tế thay đổi, nhất là hiện tƣợng biến đổi
khí hậu nên quy mô đê bao, cao trình đê bao, tần
suất chống lũ của đê bao có thể sẽ thay đổi.
Đê bao kết hợp đƣờng giao thông nông thôn
(GTNT) ở đồng bằng sông Cửu Long cũng đã có
từ trƣớc. Đƣờng GTNT thƣờng đƣợc đổ bê tông
M200 dày 15 - 20cm. Kết cấu dạng này thời gian
đầu thì tốt, nhƣng sau 2 - 3 năm thì bị nứt gãy do
nền yếu. Mặt khác, vật liệu đổ bê tông cũng không
có sẵn tại chỗ. Với các đê bao muốn kết hợp
đƣờng GTNT thƣờng phải độn thêm cát vào giữa
để ổn định thân đê bao, tuy vậy cũng không hoàn
toàn đảm bảo ổn định khi ngập lũ. Nếu sử dụng
công nghệ túi địa kỹ thuật để làm mặt đƣờng thì
* Trường Đại học Thủy lợi
DĐ:0912723376
Email:[email protected]
chỉ cần một khối lƣợng nhỏ dăm sạn để trộn vào
đất và rải hoàn thiện mặt đƣờng, sử dụng lao động
tại chỗ, phƣơng tiện thi công đơn giản, nhƣ vậy có
thể tiết kiệm đƣợc 20 - 30% chi phí so với mặt
đƣờng bê tông. Điều quan trọng là kết cấu này
“mềm mại” khi chịu tải, phù hợp với nền đƣờng
yếu, chịu đƣợc ngập nƣớc mà không bị nứt gãy
nhƣ đƣờng bê tông.
Bài này trình bày các kết quả nghiên cứu kết
cấu sử dụng túi địa kỹ thuật để xây dựng đê kết
hợp làm đƣờng giao thông nông thôn tại khu
vực đồng bằng sông Cửu Long.
II. KHÁI QUÁT VỀ TÚI VẢI ĐỊA KỸ THUẬT
(TĐKT) DÙNG GIA CƢỜNG KHỐI ĐẮP
Công nghệ “Túi ĐKT” là công nghệ gia cƣờng
đất bằng việc sử dụng bao Polime hoặc
Polypropylene (bao tải dứa) có đựng vật liệu thô
nhƣ đất, cát, đá dăm, phế liệu xây dựng … Việc
sử dụng công nghệ này rất phong phú cho cả kết
cấu tạm thời hoặc lâu dài. Với kết cấu tạm thời có
thể dùng để đắp đê tạm ngăn nƣớc khi mƣa lũ và
sau khi sử dụng có thể tháo bỏ. Với kết cấu lâu
dài, túi địa kỹ thuật đƣợc biết đến với những ứng
dụng nhƣ có thể sử dụng kết cấu này kết hợp với
vải địa kỹ thuật làm tƣờng chắn đất có cốt; làm
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 12
móng đƣờng sắt; làm nhà vòm; làm các lớp giảm
rung trong kết cấu mặt đƣờng do tải trọng phƣơng
tiện giao thông, gia cƣờng nền đất yếu cũng nhƣ
sử dụng làm lớp móng mặt đƣờng.
Những ƣu điểm của túi địa kỹ thuật đƣợc tóm
tắt nhƣ sau:
- Tận dụng đƣợc tối đa các loại túi trong sản
xuất nông nghiệp
- Không yêu cầu các thiết bị thi công đặc biệt.
- Sử dụng đƣợc bất kỳ vật liệu đất hoặc đá để gia cố.
- Sử dụng cho hệ thống đƣờng nội đồng vùng
chiêm trũng
Ở nƣớc ta, công nghệ túi địa kỹ tuật (bao tải đất)
từ trƣớc đến nay đƣợc biết đến chủ yếu dùng cho
các kết cấu tạm thời nhƣ đê ngăn nƣớc, vòng vây
ngăn nƣớc phục vụ thi công và việc nghiên cứu
ứng dụng công nghệ này nhƣ một kết cấu vĩnh cửu
với vai trò gia cƣờng nền móng là hoàn toàn chƣa
có. Gần đây có một số tác giả nghiên cứu về sử
dụng túi vải địa kỹ thuật để tăng cƣờng bảo vệ bờ
kênh mƣơng. Điển hình là sản phẩm nghiên cứu
của tác giả Trịnh Quang Đức, Trịnh Công Vấn và
F.COLLIN trong chƣơng trình đào tạo cao học
Việt Bỉ của cơ sở 2 - Đại học Thủy lợi [11]. Các tác
giả này đã có những thí nghiệm hiện trƣờng về
đánh giá độ bền liên kết giữa các túi vải địa kỹ
thuật với nhiều kích thƣớc túi khác nhau và kết quả
về sức kéo các túi xếp chồng đã đƣợc các tác giả
công bố (Hình 1 và 2). Đối với các túi xếp đơn khả
năng chịu kéo lớn nhất của khối túi xếp chồng là
1,2 kN (xấp xỉ 120 kg). Với các túi vải có bố trí
thêm vải địa kỹ thuật liên kết (đuôi) thì khả năng
chịu kéo của túi liên kết xếp chồng tăng gấp đôi.
Đây là đặc điểm đáng chú ý khi lựa chọn kết cấu
xếp chồng túi khi dùng làm kè, bảo vệ mái dốc...
Hình 1 Các thí nghiệm kéo túi xếp chồng tại
hiện trường
Hình 2 Kết quả kéo túi vải địa kỹ thuật
xếp chồng
III. NGHIÊN CỨU SỬ DỤNG TĐKT GIA
CƢỜNG KHỐI ĐẮP
2.1. Kết cấu khối đắp đê bao kết hợp
đƣờng GTNT
Mặt cắt ngang đê bao kết hợp đƣờng giao
thông nông thôn xây dựng trên nền yếu phải
đảm bảo ổn định của cả khối đắp dƣới tác
dụng của tải trọng phƣơng tiện trong điều kiện
ngập nƣớc, đây là yêu cầu chính của kết cấu
đƣờng. Các dạng kết cấu đƣờng sau đây đƣợc
đề xuất so sánh các yếu tố kinh tế kỹ thuật
(Các hình 3, 4, 5).
Mặt cắt loại I: Đắp bằng đất thông thƣờng,
không bố trí các túi địa kỹ thuật.
Hình 3. Mặt cắt ngang thông thường
Mặt cắt loại II: Khối có sử dụng kêt cấu túi
địa kỹ thuật ở hai bên mái dốc, bên dƣới khối
đắp có trải cốt vải địa kỹ thuật.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 13
Hình 4 Kết cấu khối đắp có sử dụng túi địa kỹ
thuật ở hai bên mái dốc
Mặt cắt loại III: Mở rộng túi tui địa kỹ thuật
thành các khối xếp chồng hai bên mái dốc, tăng
cƣờng độ chặt đất đắp vệt bánh xe và gia tăng
thêm ổn định của khối đắp, nền khối đắp có bố
trí cốt vải địa kỹ thuật
Hình 5. Mở rộng khối xếp chồng hai bên mái
dốc khối đắp
2.2. Mô hình toán cho khối đắp ứng dụng
Giới thiệu về phần mềm tính toán
ReSSA (3.0)
Phần mềm ReSSA(3.0)-Reinforced Slope
Stability Analysis (3.0) là phần mềm chuyên
dụng của công ty ADAMA-Engineering Hoa
Kỳ dùng để thiết kế khối đắp công trình đất,
có sử dụng cốt địa kỹ thuật để tăng ổn định
cho công trình. Chƣơng trình có khả năng mô
phỏng khối đắp công trình đất khi chịu tải
trọng trên mái, trên cơ hay trên đỉnh mái và
cũng xét tới tải trọng động đất. Vật liệu cốt
sử dụng có thể là vải địa kỹ thuật, lƣới nhựa
địa kỹ thuật hay lƣới thép địa kỹ thuật.
Chƣơng trình ứng dụng lý thuyết ổn định mái
dốc của Bishop (Phƣơng pháp trƣợt cung
tròn) và lý thuyết của Spencer (Trƣợt nêm).
Kết quả tính toán cho phép xác định ổn định
tổng thể của mái dốc, ổn định cục bộ (kéo tụt
cốt hoặc đứt cốt), lựa chọn khoảng cách đặt
cốt tối ƣu cho từng lớp cốt, tính tổng khối
lƣợng cốt đã sử dụng và giá thành của nó.
Giao diện phần mềm ReSSA(3.0) đƣợc thể
hiện ở hình 6.
Hình 6. Giao diện phần mềm ReSSA (3.0)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 14
Số liệu tính toán
Túi vải địa kỹ thuật xếp chồng có kích thƣớc
40x40x60 cm và độ bền kéo: 40 kN/m. Các thông
số đầu vào của bài toán nhƣ bảng 1 dƣới đây
Bảng 1. Các thông số của mô hình tính toán
Chỉ tiêu Đơn vị Đất đắp Đất nền Túi ĐKT Hoạt tải
Trọng lƣơng riêng kN/m3 19.0 17.0 18.0 -
Lực dính kN/m2 3.0 3.7 40 -
Góc ma sát trong Degree 25 7.0 - -
Hoạt tải xe H13 - - - -
Kết quả tính toán và các nhận xét
Kết quả tính toán đƣợc trình bày cho từng
loại kết cấu mặt cắt và thể hiện trong các hình
dƣới đây.
a) Mặt cắt loại I: Đắp bằng đất thông thƣờng,
không bố trí các túi địa kỹ thuật
Hệ số an toàn ổn định tổng thể Fs=1.036 cho
thấy khối đắp nền đƣờng ô tô trong trƣờng hợp
không sử dụng cốt vải địa kỹ thuật là không ổn định
(Hình 7, 8, 9, 10). Hình 10 là bảng tổng hợp hệ số an
toàn ổn định tổng thể và tọa độ các cung trƣợt đi qua
phần đỉnh dốc và đi qua đáy dốc. Hệ số an toàn
Fs=1.036 của cả 2 vùng cung trƣợt cho thấy khối đất
mất ổn định khi không dùng cốt địa kỹ thuật.
Hình 7. Mặt cắt loại 1 với hoạt tải H13
Hình 8. Hệ số an toàn tổng thể Fs=1.036
Hình 9. Bảng tổng hợp hệ số an toàn
ổn định tổng thể
Hình 10. Phố màu phân vùng các cung trượt
nguy hiểm
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 15
b) Mặt cắt loại II: Mặt cắt loại 2 là mặt cắt
nền đƣờng với kết cấu cốt vải địa kỹ thuật đƣợc
đặt sát nền, túi địa kỹ thuật bố trí hai bên mái
khối đắp, kích thƣớc túi cao 40 cm, rộng 40 cm
và dài 60 cm và đƣợc xếp theo mái nghiêng
m=1. Mô phỏng kết cấu ở hình 11.
Hình 11. Mặt cắt loại 2 của khối đắp
Hình 12. Kết quả tính ổn định mặt cắt loại 2
Hình 12 trình bày kết quả tính ổn định cho
mặt cắt loại 2. Hệ số an toàn ổn định nhỏ nhất
Fs=1.24. Khối trƣợt không ăn sâu xuống nền
cho thấy kết cấu của khối đắp là hợp lý. Hình 13
là kết quả tính ổn định cho mặt cắt loại 2 thể
hiện phổ màu phân bố các cung trƣợt nguy hiểm
nhất của khối đắp mặt cắt nền đƣờng loại 2 và
hình 15 trình bày kết quả tính ổn định cho mặt
cắt loại 2, thể hiện phân bố phổ màu cho 10
cung trƣợt điển hình.
Hình 13. Phổ màu hiển thị vùng các
cung trượt nguy hiểm
Hình 14. Hiển thị kết quả ổn định mười
cung trượt điển hình
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 16
Hình 15. Vị trí 10 cung trượt điển hình
Hình 16. Kết quả tính ổn định khối đắp
Hình 16 là kết quả tính ổn định khối đắp mặt
cắt loại 2 theo phƣơng pháp trƣợt nêm, kết quả
tính cho thấy xuất hiện nêm trƣợt với hệ số an
toàn Fs=0.64. Nhƣ vậy với kết cấu của mặt cắt
loại 2 cũng không đảm bảo kỹ thuật để làm nền
đƣờng giao thông nông thôn với hoạt tải H13.
Theo tài liệu hƣớng dẫn của phần mềm RESSA
(3.0) phƣơng pháp cung trƣợt trụ tròn đƣợc thiết
lập theo lý thuyết đƣợc trình bày ở tiêu chuẩn BS
8006, chủ yếu dựa vào lý thuyết Bishop có xét đến
tƣơng tác đất và cốt. Phƣơng pháp trƣợt nêm cũng
đƣợc trình bày trong tiêu chuẩn BS 8006, chủ yếu
dựa vào lý thuyết của Filenius xét cân bằng nêm
(khối rắn) mà không phân mảnh nhƣ phƣơng pháp
của Bishop. Với đặc thù đê bao chống ngập kết hợp
đƣờng giao thông nông thôn trên nền yếu, để thiên
về an toàn tính cho tất cả các phƣơng pháp mà
phần mềm đề xuất, từ đó chọn phƣơng án thiên về
an toàn cho công trình về lâu dài.
c) Mặt cắt loại III: Mở rộng xếp túi địa kỹ
thuật thành các khối xếp chồng hai bên mái dốc,
tăng cƣờng độ chặt đất đắp vệt bánh xe và gia
tăng thêm ổn định của khối đắp, nền khối đắp có
bố trí cốt vải địa kỹ thuật (xem hình 5)
Hình 17. Kết quả tính ổn định MC loại 3
Hình 18. Phổ màu các cung trượt nguy hiểm
Hình 17 trình bày kết quả tính ổn định
cho mặt cắt loại 3. Hệ số an toàn ổn định
nhỏ nhất Fs=1.44. Khối trƣợt ăn sâu xuống
nền cho thấy kết cấu của khối túi địa kỹ
thuật xếp chồng đã ảnh hƣởng tới sự phân
bố của mặt trƣợt.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 17
Hình 19 Kết quả tính ổn định khối đắp
mặt cắt loại 3
Hình 19 là kết quả tính ổn định khối đắp mặt
cắt loại 3 theo phƣơng pháp trƣợt nêm, kết quả
tính cho thấy xuất hiện nêm trƣợt với hệ số an
toàn Fs=1.35. Nhƣ vậy với kết cấu của mặt cắt
loại 3 là đảm bảo kỹ thuật để làm nền đƣờng
giao thông nông thôn với hoạt tải H13.
IV. KẾT LUẬN
Để khắc phục các tồn tại kỹ thuật của đê bao
đắp bằng đất tại chỗ, cứng hóa bằng mặt bê tông
theo cách truyền thống, một số địa phƣơng tự phát
sử dụng túi địa kỹ thuật gia cƣờng, không có tính
toán kiểm tra, dẫn đến hiệu quả sử dụng không
cao. Kết quả nghiên cứu đã đề xuất kết cấu đê bao
kết hợp đƣờng giao thông theo mặt cắt kết cấu loại
3. Mặt cắt kết cấu đề xuất có lớp vải địa kỹ thuật
làm cốt đƣợc trải sát nền, vải có cƣờng độ chịu
kéo tối thiểu 100 kN/m. Các túi địa kỹ thuật kích
thƣớc trung bình 40 x 40 x 60 cm, bên trong nhồi
cát đƣợc xếp chồng thành khối hai bên khối đắp
và mặt đƣờng bên trên (hình 5).
Các tính toán kiểm tra với các trƣờng hợp
làm việc bất lợi nhất của đê bao, cho thấy kết
cấu loại 3 đủ độ tin cậy về an toàn kỹ thuật
trong quá trình vận hành và hoàn toàn phù hợp
với đặc thù giao thông trong điều kiện ngập
nƣớc vùng ĐBCL.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Quyết định 315/QĐ-BGTVT ngày
23/2/2011 của Bộ Giao thông vận tải về việc
ban hành Hƣớng dẫn chọn quy mô kỹ thuật
đƣờng giao thông nông thôn phục vụ chƣơng
trình Mục tiêu Quốc gia xây dựng nông thôn
mới giai đoạn 2010-2020.
2. 22 TCN 248-1998 (1998), Tiêu chuẩn thiết
kế, thi công vải địa kỹ thuật trong xây dựng nền
đắp trên đất yếu do Bộ GTVT ban hành ngày
05/09/1998.
3. 22 TCN 262-2000 (2000), Quy trình khảo
sát thiết kế đƣờng ôtô đắp trên nền đất yếu do
bộ GTVT ban hành ngày 29/06/2000.
4. Hoàng Văn Tân-Trần Đình Ngô-Phan
Xuân Trƣờng-Phạm Xuân-Nguyễn Hải (2006).
Những phƣơng pháp xây dựng công trình trên
nền đất yếu, Nhà xuất bản giao thông vận tải.
5. Tô Xuân Trƣờng (2011), Đê bao, bờ bao ở
đồng bằng sông Cửu Long -
vncold.vn/Web/Content.aspx?distid=2851- Hội
đập lớn .
6. Bristish Standards Institution: BS.8081-
1989, Bristish Standard Code of practice for
Ground Anchorages
7. Tran Quang Duc,Trinh Cong Van, F
Collin (2014) Application of Eco-Geo-Sand
bags for River Bank Protection- the Joint
Education Master Program-Vietnam Water
Resources University and University of Liège-
Belgium.
8 Hsai-Yang Fang – Foundation Engineering
Handbook- Second Edition – Van Nostrand
Reinhold-New York-1998.
Người phản biện: GS. NGUYỄN CÔNG MẪN
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 18
ĐÁNH GIÁ TÁC DỤNG TƯỜNG SOILCRETE TẠO RA BẰNG CÔNG NGHỆ NSV GIA CỐ ĐÊ BAO CHỐNG LŨ
BẢO VỆ HOA MÀU Ở ĐỒNG THÁP
LÊ PHI LONG*, LÊ KHẮC BẢO
*,
TRẦN NGUYỄN HOÀNG HÙNG**
, LÝ THỊ MINH HIỀN*
Field performance of soilcrete walls created by the NSV technology to
reinforce earth levees against annual floods to protect rice fields in Dong
Thap province
Abstract: The ability capacity of preventing seepage stop and slope
stabilization stability of the reinforced earth levees in Dong Thap province
by soilcrete walls wais evaluated by using the field monitoring system and
Slope/W2007data. The research assesseds effects of solution reinforcement
in comparisonto compare with preliminary the design and provides field
performance of soilcrete walls before applying widely to in Dong Thap
province in particular and in the Mekong Delta in general. The results
indicate that: the soilcrete walls can prevent seepage through an levee’s
bodys; and improve the factor of safety for reinforced levees is more than
one in preliminary design byabout 1.2 times of the design.
Keywords: soilcrete, field monitoring, seepage, stability, earth levees.
1. GIỚI THIỆU CHUNG *
Phần lớn đê bao ở khu vực Đồng Bằng Sông
Cửu Long (ĐBSCL) có khả năng chống lũ kém
[1]. Thân đê chủ yếu đƣợc xây dựng bằng đất
đắp lấy từ quá trình nạo vét kênh mƣơng và
đƣợc đầm chặt bằng trọng lƣợng bản thân nên
có độ rỗng lớn. Vào mùa lũ, thân đê xuất hiện
dòng thấm làm tăng cao mực nƣớc ngầm gây
giảm sức chống cắt của khối đất. Đồng thời,
dòng thấm có vận tốc và lƣu lƣợng lớn kéo theo
các hạt đất gây ra xói lở cục bộ trong thân đê.
Những yếu tố này là một trong những nguyên
nhân chính gây ra sạt lở đƣờng đê hàng năm,
làm tổn thất lớn về ngƣời và tài sản ở ĐBSCL
trong mùa lũ [2]. Hiện nay, có nhiều giải pháp
* Học viên cao học, Trường Đại Học Bách Khoa TP.
HCM. **
Trường Đại Học Bách Khoa TP. HCM,
Phòng 108, Tòa nhà B6, 268 Lý Thường Kiệt, P. 14,
Q. 10, TP. HCM.
ĐT: (08) 3863-7003, Fax: (08)3865-0714
Email: [email protected]
gia cố đê bao đƣợc áp dụng nhƣ: đóng cừ tràm,
đắp bao tải cát, rọ đá, v.v., Tuy nhiên, nhƣng
những giải pháp này không chƣa khắc phục
đƣợc triệt để các yếu tố gây sạt lở trên.
Công nghệ đất trộn ximăng có khả năng tạo
ổn định và ngăn dòng thấm qua khối đất bằng
tƣờng soilcrete (tạo từ các cọc ximăng đất) [4],
[5]. Công nghệ này đƣợc phát triển và ứng dụng
thành công ở nhiều nơi trên thế giới từ những
năm 1950 và ở Việt Nam từ năm 2000. Tuy
nhiên, việc nghiên cứu ứng dụng vào gia cố đê
bao chống lũ đến thời điểm hiện tại vẫn chƣa có
nhiềuhạn chế. Vì vậy, nhóm nghiên cứu đã đề
xuất và thi công thử nghiệm gia cố đê bao chống
lũ ở Đồng Tháp bằng công nghệ đất trộn
ximăng nhằm đƣa công nghệ này ứng dụng rộng
rãi ở ĐBSCL. Công tác phân tích tác dụng của
tƣờng soilcrete sau khi thi công thử nghiệm là
bƣớc quan trọng, nhằm đánh giá tính khả thi của
giải pháp trong việc tạo ổn định cho đê bao khi
dữ liệu tham khảo ở khu vực này còn hạn chế.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 19
Dấu hiệu mất ổn định mái dốc có thể nhận
thấy bằng mắt thƣờng. Tuy nhiên, kết quả quan
sát bằng mắt thƣờng khó xác định đƣợc chính
xác mức độ ổn định của công trình. Do đó, hệ
thống quan trắc hiện trƣờng đƣợc sử dụng để
thu thập và cung cấp những dữ liệu có thể mô tả
quá trình làm việc thực tế của công trình. Để
đánh giá ổn định mái dốc thì việc quan trắc mực
nƣớc ngầm, áp lực nƣớc lỗ rỗng, và chuyển vị
ngang là cần thiết [2], [3]. Số liệu quan trắc cần
đƣợc đo đạc thƣờng xuyên để có thể đánh giá ổn
định và dự đoán các sự cố mất ổn định có thể
xảy ra đối với công trình một cách liên tục.
Bài báo này phân tích tác dụng của tƣờng
soilcrete đƣợc tạo ra từ công nghệ NSV (công
nghệ đất trộn ximăng trộn sâu-trộn ƣớt) để ngăn
dòng thấm và tạo ổn định thân đê sau khi đƣợc
gia cố ở kênh 2/9, xã An Hòa, huyện Tam
Nông, tỉnh Đồng Tháp. Quá trình phân tích dựa
vào số liệu phân tích chất lƣợng soilcrete sau thi
công thử nghiệm ở hiện trƣờng và dữ liệu quan
trắc từ hệ thống quan trắc hiện trƣờng. Kết quả
của bài báo nhằm đánh giá kết quả thi công so
với thiết kế ban đầu, và là cơ sở để đánh giá khả
năng làm việc của tƣờng soilcrete khi đƣa công
nghệ này ứng dụng đại trà vào gia cố đê bao.
2. VỊ TRÍ NGHIÊN CỨU
Vị trí thi công thử nghiệm gia cố đê bao
bằng công nghệ NSV tại đê Kênh 2/9, xã An
Hòa, huyện Tam Nông, tỉnh Đồng Tháp (Hình
1). Đê kênh 2/9 là dạng đê bao điển hình ở
Đồng Tháp, có chức năng chống lũ bảo vệ hoa
màu và kết hợp làm đƣờng giao thông nông
thôn [19]. Cấu trúc thân đê chủ yếu đƣợc đắp
bằng đất tận dụng từ quá trình nạo vét kênh
mƣơng rồi để cố kết tự nhiên nên có độ rỗng
lớn. Mặt đê có bề rộng từ 3-5 m, cao độ khoảng
+5.0 m (theo cao độ Hòn Dấu), chiều cao trung
bình từ chân đê đến mặt đê khoảng 3 m. Các
chỉ tiêu cơ lý của các mẫu đất nguyên dạng lấy
từ một hố khoan địa chất sâu 25 m tại vị trí
nghiên cứu trình bày ở Bảng 1.
(a) Vị trí nghiên cứu (Google Map) (b) Đƣờng trên đê Kênh 2/9
Hình 1. Vị trí thi công thử nghiệm tại Kênh 2/9
Bảng 1. Chỉ tiêu cơ lý các lớp đất [18]
Các chỉ tiêu Sét pha
(lớp 1)
Bùn sét
(lớp 2)
Sét pha
(lớp 3)
Sét lẫn sỏi sạn
(lớp 4)
Chiều dày (m) 4.6 2.9 7.0 10.5
Hệ số thấm, k, m/s - 3.29x10-8
1.57x10-8
1.23x10-8
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 20
Dung trọng tự nhiên, n, kN/m3 19.36 16.03 20.26 19.74
Lực dính, c, kN/m2 23.9 7.6 14.8 27.2
Góc ma sát trong, 0
13057 6
032 18
029 17
015
3. CƠ SỞ LÝ THUYẾT
3.1. Nƣớc trong đất
Nƣớc trong đất đƣợc chia thành hai khu vực:
vùng bão hòa nằm dƣới mực nƣớc ngầm và
vùng không bão hòa nằm trên mực nƣớc ngầm.
Áp lực nƣớc lỗ rỗng có giá trị dƣơng trong vùng
bão hòa nƣớc và có giá trị âm trong vùng không
bão hòa nƣớc. Ảnh hƣởng của áp lực nƣớc lỗ
rỗng đến sức kháng cắt của nền đất đƣợc trình
bày ở công thức (1) [10]. Sức kháng cắt giảm ở
vùng bão hòa nƣớc và tăng ở vùng không bão
hòa nƣớc.
w( ) tan ( ) tan b
f a f a fc u u u (1)
trong đó: τ: sức kháng cắt của đất (kN/m2); σ:
ứng suất pháp (kN/m2); ua, uw: lần lƣợt là áp lực
khí lỗ rỗng và áp lực nƣớc lỗ rỗng (kN/m2); υ’,
υb: lần lƣợt là góc ma sát hữu hiệu và góc thể
hiện sự tăng cƣờng độ kháng cắt của đất dựa
vào áp lực nƣớc lỗ rỗng âm (độ hút dính) của
vùng đất không bão hoà nƣớc.
Sự thay đổi mực nƣớc ngầm ảnh hƣởng trực
tiếp đến sức kháng cắt của khối đất. Khi mực nƣớc
ngầm dâng cao làm khu vực bão hòa nƣớc tăng,
khu vực không bão hòa nƣớc bị thu hẹp lại dẫn đến
sức kháng cắt của khối đất giảm. Vào mùa lũ, dòng
thấm là một trong những nguyên nhân chính làm
tăng mực nƣớc ngầm trong thân đê.
3.2. Giếng quan trắc mực nƣớc ngầm
Mực nƣớc sông đƣợc xác định trực tiếp bằng
thiết bị đo sâu mực nƣớc (Hình 2). Mực nƣớc
ngầm trong thân đê đƣợc xác định thông qua hệ
thống giếng quan trắc. Giếng quan trắc thƣờng
đƣợc sử dụng loại ống đứng, bên dƣới đƣợc
khoan lỗ để nƣớc thấm vào. Trong môi trƣờng
có tính thấm đồng nhất, cao độ mực nƣớc trong
ống là cao độ mực nƣớc ngầm và đƣợc xác định
bằng thiết bị đo sâu mực nƣớc (Hình 2). Mặt
nƣớc thấm đƣợc mô phỏng bởi đƣờng nối mực
nƣớc sông với mực nƣớc ngầm ở các giếng quan
trắc bố trí trong thân đê. Số liệu các lần đo đƣợc
xử lý và vẽ biểu đồ mô phỏng diễn biến của
mực nƣớc ứng với các thời điểm quan trắc. Áp
lực nƣớc lỗ rỗng tại một điểm tác động đến khối
đất đƣợc tính toán theo Hình 3b.
(a) Minh họa giếng quan trắc (b) Thiết bị đo độ sâu mực nƣớc (c) Đo mực nƣớc trong giếng
Hình 2. Quan trắc mực nước ngầm
3.3. Hệ số ổn định
Hệ số ổn định (Factor of Safety, FS) của mái
dốc là tỷ số giữa sức kháng cắt của đất và ứng
suất cắt giới hạn để giữ khối đất ổn định, đƣợc
tính theo phƣơng trình (2). Sức kháng cắt của
đất theo Mohr-Coulomb khi xét đến ảnh hƣởng
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 21
của áp lực nƣớc lỗ rỗng xác định ở phƣơng trình
(3) [3].
sFS
(2)
( ) tans c u
(3)
trong đó: FS – hệ số ổn định; s - sức kháng
cắt của đất, τ - ứng suất cắt giới hạn để giữ khối
đất ổn định; σ, c’, ’, u – lần lƣợt là ứng suất
tổng, lực dính hữu hiệu, góc ma sát trong hữu
hiệu, và áp lực nƣớc lỗ rỗng của khối đất.
Phƣơng pháp Bishop dựa trên phƣơng pháp
phân mảnh cổ điển với giả thiết là mặt trƣợt trụ
tròn (Hình 3a). Xác định hệ số an toàn theo
phƣơng trình (4) dựa trên phƣơng trình cân bằng
giới hạn moment có xét đến ảnh hƣởng của nội
lực ngang và bỏ qua nội lực cắt giữa các mảnh
trƣợt [12]. Theo 22TCN 262-2000 thì khối đất
ổn định khi FS lớn hơn hoặc bằng 1.4.
1 ( )
1
1 1' ( ) tan '
sin
n p
n n n n
n n
n p
n n
n
c b W u bFS m
FS
W
(4)
trong đó: bn – bề rộng mỗi mảnh; Wn – trọng
lƣợng của mỗi mảnh; – góc nghiêng của mỗi
mảnh theo phƣơng ngang; un – áp lực nƣớc lỗ
rỗng; ( )
tan sincos n
n nmFS
.
(a) Mặt trƣợt trụ tròn [3] (b) Minh họa tính áp lực nƣớc lỗ rỗng [9]
Hình 3. Xác định hệ số an toàn bằng phương pháp phân mảnh cổ điển
3.4. Chuyển vị ngang
Quan trắc chuyển vị ngang nhằm xác định độ
lớn, tốc độ, hƣớng và vị trí chuyển vị của các
điểm bên trong thân đê. Đây là cơ sở để đƣa ra
các cảnh báo sớm về nguy cơ sạt lở nếu phát
hiện sự gia tăng độ chuyển vị vƣợt qua mức giới
hạn. Inclinometer là thiết bị chuyên dụng để
quan trắc các thông số chuyển vị ngang, độ
nghiêng và biến dạng của nền đất, gồm 4 bộ
phận chính: Ống thăm dò, cảm biến góc
nghiêng, bộ phận đọc và lƣu số liệu, cáp kết nối.
Ống thăm dò có thể chuyển vị tƣơng ứng theo
sự dịch chuyển của khối đất, hình dạng ống
thăm dò qua các lần đo là chuyển vị của khối
đất xung quanh và đƣợc xác định bằng thiết bị
cảm biến.
Quá trình đo đƣợc thực hiện từ dƣới đáy lên
đến đỉnh ống thăm dò, bộ phận đọc tiến hành
ghi và lƣu trữ số liệu ở từng độ sâu định trƣớc
nhờ các cảm biến trọng lực. Độ lệch của ống
thăm dò tại từng vị trí đo so với phƣơng thẳng
đứng đƣợc tính bằng công thức (6).
sini id L (6)
trong đó: di – độ lệch theo của ống thăm dò
với phƣơng thẳng đứng; L – khoảng cách hai
trục bánh xe của thiết bị cảm biến; θi – góc
nghiêng đo đƣợc từ cảm biến trọng lực (Hình 4).
Hình dạng ban đầu của ống thăm dò (thời
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 22
điểm t0) đƣợc xác định ở lần đo đầu tiên sau khi
lắp đặt, và sẽ thay đổi ở các lần đo tiếp theo
(thời điểm tn) nếu nhƣ khối đất chuyển vị.
Chuyển vị của khối đất đƣợc đánh giá dựa trên
độ chênh lệch số liệu và hình dạng của ống
thăm dò ở thời điểm tn và t0.
Hình 4. Minh họa cơ chế hoạt động của thiết bị
inclinometer (Dunnicliff 1998 từ nguồn [6]).
4. THIẾT KẾ VÀ THI CÔNG THỬ
NGHIỆM HIỆN TRƢỜNG
4.1. Thiết kế
Phƣơng án thiết kế gia cố thử nghiệm đê
bao Kênh 2/9, xã An Hòa, huyện Tam Nông,
tỉnh Đồng Tháp trình bày ở Hình 5. Phần mềm
Seep/W2007 và Slope/W2007 đƣợc dùng để
mô phỏng sự làm việc thực tế của đê bao
nhằm đánh giá tính khả thi của các phƣơng án
thiết kế. Quá trình phân tích có xét đến sự
thay đổi áp lực nƣớc lỗ rỗng trong thân đê do
ảnh hƣởng của dòng thấm và mực nƣớc sông.
Cao độ mực nƣớc sông lớn nhất là +4.5 m, lấy
theo số liệu quan trắc tại trạm đo Tân Châu (từ
năm 1926 đến 2004) cách vị trí nghiên cứu
khoảng 30 km [1]. Cao độ mực nƣớc sông nhỏ
nhất là +0.3 m. Tải trọng tính toán là hoạt tải
xe 2.8 tấn đƣợc qui đổi theo 22TCN262 -
2000 có giá trị là 3.0 kN/m2. Số liệu cọc
soilcrete thiết kế trình bày ở bảng 2.
Ảnh hƣởng của mực nƣớc sông đến vị trí
đƣờng bão hòa nƣớc trong thân đê thể hiện ở
Hình 6. Kết quả cho thấy đƣờng bão hoà
trong thân đê tăng giảm theo sự thay đổi của
mực nƣớc sông. Khi đê bao đƣợc gia cố bởi
tƣờng soilcrete thì dòng thấm qua thân đê
giảm và đƣờng bão hoà nƣớc bị hạ thấp đột
ngột khi đi qua tƣờng soilcrete. Nhƣ vậy,
tƣờng soilcrete có thể ngăn đƣợc dòng thấm
qua thân đƣờng đê.
Kết quả phân tích ổn định theo phƣơng
pháp Bishop (Lê Khắc Bảo et al. 2014):
+ Hệ số an toàn phía sông khi chƣa gia cố
là 1.67 ứng với mực nƣớc lớn nhất, khi gia cố
1 hàng và 2 hàng cọc soilcrete hệ số ổn định
tăng lần lƣợt tƣơng ứng khoảng 1.4 và 1.7 lần.
Trƣờng hợp mực nƣớc thấp nhất thì hệ số an
toàn phía sông khi chƣa gia cố là 1.0, khi gia
cố 1 hàng và 2 hàng cọc soilcrete hệ số ổn
định tăng lần lƣợt tƣơng ứng khoảng 1.4 và
1.6 lần.
+ Hệ số an toàn phía ruộng khi chƣa gia cố
ứng với mực nƣớc sông lớn nhất và nhỏ nhất
lần lƣợt là: 2.33 và 2.55. Hệ số an toàn phía
ruộng ảnh hƣởng không đáng kể khi gia cố
tƣờng soilcrete.
Nhƣ vậy, theo 22TCN262 – 2000 thì đƣờng
đê có khả năng mất ổn định ở phía sông ứng
với mực nƣớc sông nhỏ nhất khi chƣa gia cố.
Ngƣợc lại, đƣờng đê đảm bảo ổn định khi gia
cố tƣờng soilcrete, hệ số ổn định tăng từ
khoảng 1.4-1.7 lần.
Bảng 2. Chỉ tiêu cơ lý của tƣờng soilcrete thiết kế
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 23
Hệ số thấm, k
(m/s)
Dung trọng tự nhiên,
w (kN/m3)
Cƣờng độ nén, qu
(kN/m2)
Lực dính, c
(kN/m2)
Góc ma sát trong 0
10-9
19.5 350 175 00
Hình 5. Phương án thiết kế tường soilcrete
(a) Không gia cố (b) Gia cố tƣờng soilcrete
Hình 6. Đường bão hòa nước trong thân đê khi mực nước sông thay đổi (Lê Khắc Bảo et al. 2014)
4.2. Thi công thử nghiệm
Thi công thử nghiệm gia cố 30 m đƣờng đê
tại kênh 2/9, xã An Hòa, huyện Tam Nông, tỉnh
Đồng Tháp, chia thành 2 đoạn nhƣ sau:
+ Đoạn 1: chiều dài 15 m sâu 8 m, gồm 2
hàng cọc soilcrete có đƣờng kính cọc đơn bằng
0.6 m bố trí so le và tiếp xúc nhau với hàm
lƣợng xi măng 250 kg/m3 (Hình 5, Hình 7).
+ Đoạn 2: chiều dài 15 m sâu 8 m, gồm 1
hàng cọc soilcrete có đƣờng kính cọc đơn bằng
0.6 m tiếp nối hàng cọc đoạn 1, bố trí chồng
mép 0.1 m với hàm lƣợng xi măng 300 kg/m3
(Hình 5, Hình 7). Hai cọc soilcrete thử hàm
lƣợng 150 và 200 kg/m3
bố trí đầu đoạn 2.
Quá trình đánh giá chất lƣợng cọc soilcrete
hiện trƣờng đƣợc tiến hành bằng phƣơng pháp:
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 24
đào lộ đầu cọc, khoan lõi lấy mẫu hiện trƣờng
và thí nghiệm nén nở hông tự do. Kết quả cho
thấy các cọc soilcrete tạo đƣợc tƣờng soilcrete
liên tục theo chiều sâu và cƣờng độ nén nở hông
tự do, qu lớn hơn cƣờng độ thiết kế khoảng 4 lần
(Lê Phi Long et al. 2015).
(a) Mặt bằng gia cố tƣờng soilcrete và bố trí
hệ thống quan trắc
(b) Chi tiết bố trí cọc soilcrete hiện trƣờng
Hình 7. Kết quả quá trình thi công thử nghiệm
5. LẮP ĐẶT THIẾT BỊ
5.1. Quan trắc mực nƣớc ngầm
Hình 8. Lắp đặt giếng quan trắc mực nước ngầm
Hệ thống giếng quan trắc mực nƣớc ngầm
đƣợc bố trí theo Hình 7a. Mặt cắt 1 dùng
quan trắc mực nƣớc trong thân đê ngoài
phạm vi gia cố tƣờng soilcrete gồm các
giếng: HK1, HK2, và HK3. Mặt cắt 2 dùng
quan trắc mực nƣớc ngầm sau gia cố tƣờng
soilcrete ở phạm vi bố trí 2 hàng cọc gồm các
giếng HK4 và HK5. Mặt cắt 3 dùng quan trắc
mực nƣớc ngầm trƣớc và sau gia cố tƣờng
soilcrete ở phạm vi bố trí 1 hàng cọc gồm các
giếng: HK6, HK6a, và HK7. Trong đó, giếng
HK6a thay thế cho giếng HK6 sau thi công
hoàn thiện tƣờng soilcrete. Giếng quan trắc
có chiều sâu là 6.0 m đƣợc làm từ các đoạn
ống uPVC với đƣờng kính 75 mm. Phần bên
dƣới của ống đƣợc khoan tạo lỗ và bọc bằng
vải địa kỹ thuật đảm bảo cho nƣớc ngầm cho
thể đi qua các lỗ này vào giếng quan trắc,
đồng thời đảm bảo cho đất không di chuyển
vào trong ống gây tắc nghẽn. Giếng quan trắc
đƣợc lắp thẳng đứng trong thân đƣờng đê
(Hình 8).
5.2. Quan trắc chuyển vị ngang
Vị trí lắp đặt hệ thống quan trắc chuyển
vị ngang thể hiện ở Hình 7a. Ống thăm dò có
tổng chiều dài là 12 m đƣợc nối từ các đoạn
3 m với đƣờng kính 70 mm. Sau khi khoan
tạo lỗ đến độ sâu cần thiết, tiến hành lắp đặt
nắp bịt đáy cho đoạn ống đầu tiên, lần lƣợt
nối và hạ các đoạn ống thăm dò đến đáy hố
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 25
khoan (Hình 9). Khớp nối giữa các đoạn
phải kín không thấm nƣớc, khoảng hở giữa
thành hố khoan và ống thăm dò đƣợc chèn
bằng cát và vữa xi măng sao cho cƣờng độ
phần vữa chèn tƣơng đƣơng với cƣờng độ
đất nền.
(a) Ống thăm dò (b) Minh họa quá trình lắp đặt ống thăm dò
quan trắc chuyển vị ngang [6]
Hình 9. Lắp đặt hệ thống quan trắc chuyển vị ngang
6. KẾT QUẢ
6.1. Quan trắc mực nƣớc ngầm
Quan trắc mực nƣớc ngầm đƣợc thực hiện 1
lần/tuần trong suốt quá trình nghiên cứu thử
nghiệm bằng thiết bị đo sâu mực nƣớc ở Hình
2b. Quan trắc mực nƣớc ngầm trƣớc khi gia cố
đƣợc thực hiện từ ngày 3/7/2013 đến
28/10/2013, quan trắc mực nƣớc ngầm sau khi
gia cố đƣợc thực hiện từ ngày 29/6/2014 đến
ngày 02/12/2014. Mặt nƣớc thấm trong thân đê
từ các lần quan trắc đƣợc mô phỏng ở Hình 10.
6.2. Phân tích ổn định
Phần mềm Slope/W2007 đƣợc dùng để phân
tích ổn định đƣờng đê xét ảnh hƣởng của mực
nƣớc trong thân đê (từ số liệu quan trắc) và chất
lƣợng soilcrete hiện trƣờng trình bày ở bảng 3
(số liệu tham khảo từ nghiên cứu của Lê Phi
Long et al. (2015). Kết quả phân tích nhằm đánh
giá hiệu quả của giải pháp sau thi công thử
nghiệm so với kết quả phân tích ở bƣớc thiết kế
với các trƣờng hợp phân tích sau: (1) đê bao khi
chƣa gia cố; (2) đê bao đƣợc gia cố tƣờng
soilcrete bố trí 1 hàng cọc; (2) đê bao đƣợc gia
cố tƣờng soilcrete bố trí 2 hàng cọc. Các trƣờng
hợp phân tích tiến hành cho phía sông và phía
ruộng, theo mực nƣớc sông lớn nhất và nhỏ
nhất. Tải trọng tính toán tƣơng tự bƣớc thiết kế.
Kết quả tính toán hệ số an toàn theo phƣơng
pháp Bishop trình bày ở bảng 4.
(a) Trƣớc khi gia cố tƣờng soilcrete (số liệu đo năm 2013)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 26
(b) Sau khi gia cố tƣờng soilcrete (số liệu đo năm 2014)
Hình 10. Tổng hợp kết quả quan trắc mực nước ngầm trong thân đường đê tại các mặt cắt.
6.2.Phân tích ổn định
Bảng 4. Phần mềm Slope/W2007 đƣợc dùng để phân tích ổn định đƣờng đê xét ảnh hƣởng của mực
nƣớc trong thân đê (từ số liệu quan trắc) và chất lƣợng soilcrete hiện trƣờng trình bày ở Bảng 3 (số
liệu tham khảo từ nghiên cứu của Lê Phi Long et al. (2015). Kết quả phân tích nhằm đánh giá hiệu
quả của giải pháp sau thi công thử nghiệm so với kết quả phân tích ở bƣớc thiết kế với các trƣờng
hợp phân tích sau: (1) đê bao khi chƣa gia cố; (2) đê bao đƣợc gia cố tƣờng soilcrete bố trí 1 hàng
cọc; (2) đê bao đƣợc gia cố tƣờng soilcrete bố trí 2 hàng cọc. Các trƣờng hợp phân tích tiến hành
cho phía sông và phía ruộng, theo mực nƣớc sông lớn nhất và nhỏ nhất. Tải trọng tính toán tƣơng
tự bƣớc thiết kế. Kết quả tính toán hệ số an toàn theo phƣơng pháp Bishop trình bày ở Bảng 4.
Bảng 5.Bảng 3. Thông số cọc soilcrete hiện trƣờng trung bình ứng với các trƣờng hợp phân tích ổn
định
Các trƣờng hợp
phân tích
Dung trọng tự nhiên,
γ (kN/m3)
Góc ma sát,
φ (độ)
Lực dính c (kN/m2)
Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3
Gia cố 1 hàng soilcrete 17 0 850 700 115
Gia cố 2 hàng soilcrete 17 0 700 890 570
Formatted: Bullets and Numbering
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 27
Bảng 6.Bảng 4. Kết quả phân tích ổn định bằng phần mềm Slope/W2007
Trƣờng hợp phân tích
FS (thiết kế) FS (thi tế)
Phía sông Phía
Ruộng Phía sông Phía Ruộng
Mực
nƣớc
thấp nhất
Không gia cố 1.00 2.55 1.09 2.41
Gia cố 1 hàng soilcrete 1.35 2.83 1.60 2.52
Gia cố 2 hàng soilcrete 1.61 3.13 1.91 3.10
Mực
nƣớc cao
nhất
Không gia cố 1.67 2.33 1.23 2.29
Gia cố 1 hàng soilcrete 2.36 2.78 2.13 2.55
Gia cố 2 hàng soilcrete 2.84 3.19 2.38 3.06
6.3. Quan trắc chuyển vị ngang
Quá trình quan trắc thực hiện vào mùa lũ
từ ngày 27/6/2014 đến ngày 27/01/2015, đây
là thời điểm mực nƣớc sông thay đổi lớn
nhất trong năm, hiện tƣợng sạt lở thƣờng
xuất hiện vào thời điểm này. Số liệu quan
trắc đƣợc đo đạc định kỳ 1-2 lần/1 tháng
(Hình 11), sau đó xử lý và vẽ biểu đồ thể
hiện độ chuyển vị của khối đất theo chiều
sâu (Hình 12).
(a) Thiết bị đo chuyển vị ngang (inclinometer) [6] (b) Thực hiện đo chuyển vị ngang
Hình 11. Đo chuyển vị ngang bằng thiết bị inclinometer
Hình 12. Biểu đồ mô phỏng chuyển vị của khối
đất theo chiều sâu
7. THẢO LUẬN
7.1. Tác dụng của tƣờng soilcrete hiện
trƣờng đến dòng thấm trong thân đê
Kết quả ở Hình 10 cho thấy mực nƣớc sông
thay đổi theo các thời điểm trong năm. Khi chƣa
gia cố, mực nƣớc sông lớn nhất là +3.18 m, thấp
Formatted: Justified, Space Before: 0 pt,After: 0 pt, Line spacing: At least 16 pt, Nobullets or numbering, No widow/orphan control
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 28
nhất là +0.86 m, chênh lệch giữa 2 lần quan trắc
là 2.32 m. Mực nƣớc ngầm trong thân đê có cao
độ gần tƣơng đƣơng và dao động lên xuống theo
mực nƣớc sông. Nƣớc sông dâng cao thì dòng
thấm có xu hƣớng di chuyển từ phía sông sang
phía ruộng. Ngƣợc lại, nƣớc sông hạ thấp thì
dòng thấm có xu hƣớng di chuyển từ phía ruộng
sang phía sông (Hình 10a). Sau khi gia cố tƣờng
soilcrete, mực nƣớc sông lớn nhất là +3.761 m,
thấp nhất là +1.081 m, chênh lệch giữa 2 lần
quan trắc là 2.68 m. Mực nƣớc trong thân đê có
cũng có xu hƣớng di chuyển từ phía sông sang
phía ruộng khi mực nƣớc sông cao hơn mực
nƣớc ruộng và ngƣợc lại khi mực nƣớc sông nhỏ
hơn mực nƣớc ruộng. Tuy nhiên, mực nƣớc trong
thân đê dao động không đáng kể khi mực nƣớc
sông thay đổi (Hình 10b). Ở giếng quan trắc
HK1 ứng với số liệu đo mực nƣớc từ năm 2013
đến 2014 có cao độ dâng đột ngột, vị trí giếng
quan trắc này đƣợc khoan và lắp đặt gần bụi tre
nên có thể gặp vùng nƣớc có áp. Ở giếng quan
trắc HK4 ứng với số liệu đo mực nƣớc vào tháng
11-12 năm 2014 cũng có cao độ tăng mạnh. Vào
thời điểm này, địa phƣơng tiến hành đào khuôn
đƣờng và bơm cát làm đƣờng mực nƣớc trong
thân đê dâng cao. Đồng thời, quá trình thi công
làm gãy phần trên giếng quan trắc tạo điều kiện
cho đất đá di chuyển và lấp đầy phần ống uPVC
đƣợc khoan tạo lỗ, dẫn đến nƣớc trong giếng
quan trắc không thể di chuyển ra bên ngoài khi
đƣờng mực nƣớc trong thân đê hạ xuống.
Mực nƣớc sông Kênh 2/9 chịu chi phối trực
tiếp của chế độ thủy văn sông Tiền và chia thành
hai mùa rõ rệt trong năm. Mùa khô từ tháng 1
đến tháng 5, mực nƣớc sông dao động lên xuống
do ảnh hƣởng bởi chế độ bán nhật triều của biển
Đông. Mùa mƣa thƣờng từ tháng 8 đến tháng 12,
lúc này mực nƣớc sông bị ảnh hƣởng chủ yếu bởi
lũ từ thƣợng nguồn sông Mê Kông đổ về [15].
Theo Trần Nhƣ Hối (2005) lƣợng nƣớc đổ về hệ
thống sông ở ĐBSCL vào mùa lũ khoảng 80 –
85% là từ thƣợng nguồn, phần còn lại do lƣợng
mƣa của vùng. Vì vậy, thời điểm xuất hiện lũ,
cao độ đỉnh lũ, v.v., ở mỗi năm là khác nhau phụ
thuộc phần lớn vào chế độ mƣa của vùng thƣợng
nguồn sông Mê Kông.
Thân đê có độ rỗng lớn tạo điều kiện hình
thành dòng thấm, làm đƣờng mực nƣớc trong
thân đê dao động tƣơng đƣơng với mực nƣớc
sông khi chƣa gia cố. Khi gia cố tƣờng
soilcrete thì sự dao động này là không đáng
kể. Nhƣ vậy, có thể nhận định tƣờng soilcrete
ngăn đƣợc dòng thấm qua thân đê. Kết quả
này phù hợp với giá trị hệ số thấm của vật liệu
soilcrete khoảng từ 10-9
m/s đến 10-6
m/s
(Bruce & DiMillo 1998 và Kitazume &
Terashi 2013) và kết quả phân tích ở bƣớc
thiết kế.
7.2. Tác dụng của tƣờng soilcrete hiện
trƣờng đến ổn định thân đê
Kết quả phân tích FS cho thấy thân đê đảm
bảo ổn định sau khi gia cố tƣờng soilcrete (0).
Khi mực nƣớc sống thấp nhất, FS ở phía sông
có giá trị lần lƣợt là 1.60 và 1.91 ứng với gia cố
1 và 2 hàng cọc soilcrete. Khi mực nƣớc sông
cao nhất, FS ở phía sông có giá trị lần lƣợt là
2.13 và 2.34 ứng với gia cố 1 và 2 hàng cọc
soilcrete. Các giá trị FS này lớn hơn giá trị ở
bƣớc thiết kế khoảng 1.2 lần. Cƣờng độ qu của
cọc soilcrete sau khi thi công có giá trị lớn hơn
qu ở giai đoạn thiết kế khoảng 4 lần nên có hệ số
ổn định cao hơn. FS ở phía ruộng ứng với tất cả
trƣờng hợp trên có giá trị khoảng từ 2.4 đến 3.1,
thay đổi không đáng kể khi gia cố tƣờng
soilcrete. Vị trí xuất hiện cung trƣợt nguy hiểm
nhất sau khi gia cố tƣờng soilcrete là tại mũi cọc
ở chiều sâu 8 m (Hình 13). Nhƣ vậy, vị trí và
chiều sâu lắp đặt ống thăm dò quan trắc chuyển
vị ngang cắt ngang là phù hợp và có thể khảo
sát đƣợc ứng xử khối đất tại vị trí cung trƣợt
nguy hiểm nhất này.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 29
Hình 13. Vị trí xuất hiện cung trượt nguy hiểm
nhất sau khi gia cố tường soilcrete
Kết quả quan trắc chuyển vị ngang tổng thể
của khối đất ở Hình 12 cho thấy ống thăm dò
chuyển vị tích lũy tƣơng đối nhỏ khoảng 20 mm
hƣớng từ phía sông sang phía ruộng, chuyển vị
đều từ đáy đến đỉnh ống. Trong phạm vi chiều
sâu quan trắc của ống thăm dò không xuất hiện
chuyển vị đột ngột tại một điểm. Vậy, thân đê
không xuất hiện cung trƣợt gây mất ổn định cho
khối đất [17], phù hợp với kết quả phân tích FS.
Trong quá trình lắp đặt khoảng hở giữa ống
thăm dò và lỗ khoan đƣợc chèn bằng cát. Tuy
nhiên, lƣợng cát chƣa đƣợc đầm chặt để lấp đầy
khoảng hở này, khi mực nƣớc ngầm trong thân
đê lên xuống trong mùa lũ làm khối cát sắp xếp
lại ảnh hƣởng đến kết quả quan trắc. Đồng thời,
quá trình thi công lu lèn nâng cấp mặt đƣờng
cũng làm chuyển vị của ống thăm dò tăng vào
thời điểm đo tháng 12/2014 và 01/2015.
Nhƣ vậy, dựa vào kết quả phân tích ổn định mô
phỏng bằng phần mềm Slope/W2007 và kết quả
đánh giá ổn định thực tế của tổng thể thân đê sau
khi gia cố bằng hệ thống quan trắc chuyển vị
ngang, có thể nhận định đê bao đảm bảo ổn định
sau khi đƣợc gia cố bằng tƣờng soilcrete.
8. KẾT LUẬN
Tác dụng tƣờng soilcrete hiện trƣờng trong
việc ngăn dòng thấm và tạo ổn định cho đê bao
ở Đồng Tháp đƣợc đánh giá bằng hệ thống quan
trắc hiện trƣờng kết hợp mô phỏng phần mềm
Slope/W2007. Kết quả đạt đƣợc nhƣ sau:
(1) Tƣờng soilcrete hiện trƣờng ngăn đƣợc
dòng thấm qua thân đê bao.
(2) Tƣờng soilcrete hiện trƣờng đảm bảo tạo
ổn định cho đê bao chống lũ. Hệ số an toàn phía
sông của thân đê sau khi gia cố lớn hơn hệ số an
toàn ở bƣớc thiết kế 1.2 lần.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Trần Nhƣ Hối. “Xây dựng cơ sở dữ liệu mực
nƣớc lũ vùng ngập lụt Đồng Bằng Sông Cửu Long
nhằm đề xuất giải pháp khoa học xây dựng hệ thống
đê bao”, Báo cáo chuyên đề, 312 trang, Tp. Hồ Chí
Minh, 2005, 312 trang.
[2] Uỷ Ban Nhân Dân Tỉnh Đồng Tháp, “Báo
cáo đánh giá hiện trạng hệ thống đê bao, bờ bao sau
lũ 2011 trên địa bàn tỉnh Đồng Tháp”, Số 01/BC-
UBND, 03/01/2012.
[3] J.M. Duncan, and S.G. Wright, Soil strength
and slope stability, New Jersey: John Wiley & Sons,
297 pp, 2005.
[4] D. A. Bruce and A. DiMillo. “The Deep
Mixing Method: A global perspective”, Civil
Engineering-ASCE, Vol.68, No.12, December 1998,
pp. 38-51.
[5] M. Kitazume and M. Terashi. The deep
mixing method, CRC Press, A Balkema Book, UK,
2013, 405 pp.
[6] Nguyễn Ngọc Du. “Nghiên cứu chống sạt công
trình ven sông ở An Giang bằng quan trắc hiện trƣờng”
Luận văn Thạc sỹ, Trƣờng Đại học Bách Khoa thành
phố Hồ Chí Minh, Việt Nam, 2013, 97 trang.
[7] Nguyễn Ngọc Du và Trần Nguyễn Hoàng
Hùng. “Nghiên cứu chống sạt lở ở An Giang bằng
quan trắc hiện trƣờng”, Hội nghị Khoa học và Công
nghệ, lần thứ 13, ĐH Bách khoa TP. HCM, 10/2013,
trang 281-289.
[8] Slope Indicator Company. “Guide to
Geotechnical Instrumentation”. Mukilteo, Washington:
Durham Geo Slope Indicator, 2004, 52 pp.
[9] L. W. Abramson, T. S. Lee, S. Sharma and G.
M. Boyce. “General slope stability concepts”, in
Slope stability and stabilization methods, 2nd Ed. L.
W. Abramson, Ed. New York: John Wiley & Sons,
Inc, 2002, 712 pp.
[10] D. G. Fredlund and H. Rahardjo. Soil
Mechanics for Unsaturated Soils. New York: John
Wiley & Sons, Inc, 1993, 567 pp.
Formatted: Space Before: 0 pt, After: 0 pt,Line spacing: Exactly 15 pt, No widow/orphancontrol
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 30
[11] M. Budhu. “Slope stability,” in Soil
mechanics and foundations, 3rd ed. J. Welter, Ed.
New York: John Wiley & Sons, 2010, pp. 687-722.
[12] R.K.H. Ching and D.G. Fredlund,
“Quantitative Comparison of Limit Equilibrium
Methods of Slices,” in Proc. The Fourth
International Symposium on Landslides, Canada,
1984, pp. 373-379.
[13] T. D. Stark, H. Choi, “Slope inclinometers
for landslides”, Springer-Verlag, 2008, 12 pp.
[14] Slope Indicator Company. “Digitilt
Inclinometer Probe”. Mukilteo, Washington:
Durham Geo-Enterprises, 2011, 14 pp.
[15] Tăng Quốc Cƣơng. “Nghiên cứu, thử
nghiệm thành lập mô hình số độ cao (DEM) độ
chính xác cao bằng công nghệ GPS-RTK kết hợp đo
thủy chuẩn phục vụ GIS phòng chống lụt Đồng bằng
sông Cửu Long”, Báo cáo tổng kết khoa học và kỹ
thuật, 105 trang, Hà Nội, 2005.
[16] Bộ Giao Thông Vận Tải. “Quy trình khảo
sát thiết kế nền đƣờng ô tô đắp trên đất yếu”. Tiêu
Chuẩn Ngành, 22TCN 262-2000, 2000, 136 trang.
[17] Transportation Research Board. (TRB) “Use
of Inclinometers for Geotechnical Intrumentation on
Transportation Projects”. Number E-C129,
Washington D.C., 2008, 92 pp.
[18] Las XD 475. “Báo cáo khảo sát địa chất:
Công trình nghiên cứu CRI”, Đồng Tháp, 2013.
[19] Lê Khắc Bảo, Lê Phi Long, Đỗ Thị Mỹ
Chinh và Trần Nguyễn Hoàng Hùng. “Nghiên cứu
ứng xử đất Đồng Tháp trộn ximăng - trộn ƣớt ứng
dụng gia cố đê bao chống lũ ở Đồng Tháp”, Tạp chí
Xây dựng, 6-2014, trang 60-64.
[20] Lê Khắc Bảo, Lê Phi Long và Trần Nguyễn
Hoàng Hùng. “Ảnh hƣởng của tƣờng soilcrete đến
dòng thấm và ổn định của đê bao chống lũ ở Đồng
Tháp”, Tạp chí Xây dựng, 12-2014, trang 66-70.
[21] Lê Phi Long, Lê Khắc Bảo, Trần Nguyễn
Hoàng Hùng, và Quách Hồng Chƣơng. “Phân tích
chất lƣợng cọc xi măng - đất hiện trƣờng từ công
nghệ trộn sâu - ƣớt để gia cố đƣờng đê ven sông ở
Đồng Tháp”, Tạp chí Xây dựng, 2-2015.
Người phản biện: PGS.TS. ĐẶNG HỮU DIỆP
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 31
LŨ QUÉT VÀ BIẾN ĐỔI MÔI TRƯỜNG SAU LŨ QUÉT TẠI TRŨNG ĐIỆN BIÊN PHỦ
TRẦN VĂN TƢ
*, VĂN DUY CÔNG
*,
ĐÀO MINH ĐỨC*, NGUYỄN MẠNH TÙNG
*
Sweeping floods and environmental change in Dien Bien Phu valley.
Abstract: Sweeping floods and environmental change after sweeping
floods in the Dien Bien Phu valley are complicated. Dien Bien Phu valley
is regarded as one of the places strongly influenced by sweeping floods on
the mountainous of the northern Vietnam. Neotectonic activities and
sweeping floods are two important factors for the formation and
development of the valley. Each stage of the sediment development relates
to the type of the sweeping flood as obstructive and mixed flow. The
environmental changes after the sweeping flood are expressed in the
variable environments of quaternary geology and environmental
geotechnics, environmental hydrogeology, environmental hydrology and
pedology environment. In which changed environment is the most clearly
quaternary geology and environmental hydrology. The paper presents a
partition after sweeping floods and sweeping floods in the environment on
Dien Bien Phu valley, to propose territorial planning according to prevent
sweeping flood safety.
1. MỞ ĐẦU *
Trũng Điện Biên Phủ là một trong những
trũng lớn nhất ở Tây Bắc Việt Nam. Đây là
nơi mà tập trung đông nhất ngƣời Thái Tây
Bắc sinh sống và có giả thiết cho rằng cũng là
nơi mà ngƣời Thái định cƣ sớm nhất. Di chỉ U
Va nằm ở phía nam của trũng đƣợc xem là tập
trung nhiều di tích lịch sử văn hóa cử ngƣời
Thái. Trũng Điện Biên Phủ cũng đƣợc thế giới
biết đến nhƣ là một di tích lịch sử chiến tranh
chống Pháp của cách mạng Việt Nam. Sự tập
trung các sự kiện lịch sử - văn hóa tại trũng
Điện Biên trƣớc hết là do điều kiện thuận lợi
về địa hình của trũng. Sau nữa là sự dồi dào
về lƣợng nƣớc mặt cung cấp cho sinh hoạt và
canh tác.
* Viện Địa chất, Viện Hàn lâm Khoa học
và Công nghệ Việt Nam
DĐ: 0915508369
Tuy nhiên theo nhận định của các nhà khoa
học và quản lý [1], trũng Điện Biên Phủ cũng
nhƣ các trũng khác của miền núi và trung du, đã
và đang xảy ra lũ quét rất mạnh. Nhƣ đã trình
bày trong các nghiên cứu trƣớc đây [0], tác giả
cho rằng sự hình thành và phát triển trũng giữa
núi là sự kết hợp giữa hoạt động tân kiến tạo và
lũ quét.
Lũ quét tại các trũng giữa núi tùy thuộc vào
kích thƣớc và hình dạng của trũng. Tại trung
tâm chủ yếu là lũ quét nghẽn dòng và hỗn hợp.
Tại các ven sƣờn núi phổ biến là lũ quét sƣờn,
đôi khi là lũ bùn đá. Chính vì vậy, sự biến đổi
môi trƣờng sau lũ quét tại các trũng giữa núi
cũng rất đa dạng. Sự tác động của lũ quét và
biến đổi môi trƣờng sau lũ quét ảnh hƣởng rất
lớn đến hoạt động kinh tế xã hội khu vực, đặc
biệt tại trũng Điện Biên Phủ và mở rộng quy mô
ra toàn trũng. Bài báo trƣớc hết phân tích tình
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 32
hình lũ quét và biến đổi môi trƣờng sau lũ quét
tại trũng Điện Biên Phủ, sau đó phân tích sự tác
động của nó đến sự phát triển đô thị Điện Biên
sau này.
2. SƠ LƢỢC ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN
TRŨNG ĐIỆN BIÊN PHỦ
Trũng Điện Biên Phủ đƣợc hình thành vào
Kainozoi muộn (Pliocen - Đệ tứ) [2]. Trũng
Điện Biên có địa hình dạng lòng chảo với độ
cao tuyệt đối nơi thấp nhất là 470-475m. Trũng
đƣợc chia làm 2 phần có hình thái địa hình
khác nhau. Từ bản Hồng Én về phía Bắc, địa
hình bị thu hẹp và phức tạp bởi nhiều đồi cao
núi thấp với độ cao tƣơng đối từ 30- 60-70m.
Phần phía Nam, địa hình bằng phẳng và mở
rộng hơn so với phần phía Bắc. Sông Nậm
Rốm chạy giữa trũng với mạng lƣới suối nhánh
khá dày, ngắn, dốc đổ vuông góc với trục
trũng. Sự tác động của lũ quét của sông chính
và các suối nhánh gây lên sự chuyển dòng
mãnh liệt và kết quả hình hài rất ngoằn nghèo
của sông Nậm Rốm. Ven rìa trũng địa hình là
các dãy đồi có độ cao tƣơng đối 30- 50m đƣợc
cấu tạo từ trầm tích sông tuổi QII. Ra khỏi
trũng địa hình thay đổi nhanh và có độ cao
tuyệt đối từ 550- 970m.
Do tác động của sụt lún tân kiến tạo và hoạt
động của mạng lƣới sông suối, địa hình tích tụ
đƣợc phân làm 4 bậc thềm [3]. Thêm bậc I nằm
dọc theo sông Nậm Rốm có cấu tạo từ trầm
tích tuổi Q21-2
chủ yếu là cát - bột - sét. Thềm
bậc II gồm các trầm tích tuổi Q13 gồm cát sạn,
sét bột, nhiều nơi có cuội sỏi. Thềm bậc III cấu
tạo từ trầm tích tuổi Q12 gồm cát bột lẫn sét đã
bị laterite hóa thành loang lổ. Thềm bậc IV có
độ cao 490-510 m, nằm rìa tây của trũng, cấu
tạo từ trầm tích tuổi Q11 với thành phần cát sạn,
cuội sỏi có lẫn nhiều bột sét. Các thềm của
trũng Điện Biên đều phân bố dọc theo chiều
phát triển của trũng với hoạt động của tân kiến
tạo và sông Nậm Rốm. Đây cũng là kết quả của
lịch sử hoạt động của các loại hình lũ quét trên
trũng Điện Biên.
3. HIỆN TRẠNG LŨ QUÉT VÀ BIẾN
ĐỔI MÔI TRƢỜNG SAU LŨ QUÉT TẠI
TRŨNG ĐIỆN BIÊN PHỦ
Trên cơ sở phân tích các dạng lũ quét, sự
biến đổi môi trƣờng phù hợp với từng loại hình
lũ quét, ta có 6 loại hình biến đổi môi trƣờng
sau lũ quét đƣợc thể hiện nhƣ sau:
Biến đổi môi trường địa chất Đệ tứ và
Địa kỹ thuật môi trường. Điều này thể hiện sự
biến đổi thành phần vật chất và quan hệ địa tầng
các trầm tích Đệ tứ và từ đó biến đổi tính chất
và điều kiện Địa kỹ thuật môi trƣờng của các
lớp đất đá. Trên hình 1 thể hiện mặt cắt địa chất
Đệ tứ theo phƣơng Đông Tây của trũng Điện
Biên. Quy luật trầm tích hạt thô hình thành
trƣớc và nằm lót đáy ở mỗi tuổi thành tạo cho
thấy các đợt lũ quét phát triển trong từng giai
đoạn phát triển của trũng.
Biến đổi môi trường địa chất thủy văn.
Trũng giữa núi thƣờng có trữ lƣợng nƣớc ngầm
lớn tuy nhiên biến đổi rất lớn theo mùa và phụ
thuộc vào lƣợng nƣớc mặt. Theo nghiên cứu
[3], nƣớc ngầm chủ yếu trong lỗ hổng của các
hệ tầng hạt thô. Tầng chứa nƣớc lỗ hổng trên
cùng (qh) nằm trong lớp cát cuội sỏi tuổi Q2 và
liên quan trực tiếp với nƣớc mặt. Tầng nƣớc có
áp qp đƣợc phân làm 3 tầng tƣơng ứng với các
lớp cát cuội sỏi tuổi Q1. Tuy nhiên vì trũng có
quy mô nhỏ so với đồng bằng Bắc Bộ và thông
với nƣớc mặt ở thƣợng nguồn trũng nên mực
nƣớc có áp cũng thay đổi nhiều theo mùa. Chất
lƣợng nƣớc ngầm nói chung tốt, ít bị ảnh hƣởng
của các điều kiện nhân sinh.
Biến đổi điều kiện môi trường thổ
nhưỡng và nông nghiệp. Đây là điệu kiện
thuận lợi duy nhất do lũ quét gây ra. Cánh
đồng Mƣờng Thanh rất phì nhiêu do thƣờng
xuyên đƣợc bồi đắp phù sa. Độ dốc địa hình
theo phƣơng Bắc Nam không lớn, chủ yếu
biến đổi theo phƣơng ngang với độ dốc biến
đổi từ ven rìa vào trung tâm. Tuy nhiên, độ
bằng phẳng tƣơng đối tùy thuộc theo cấu trúc
trầm tích từng bậc thềm. Do vậy, với cấu trúc
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 33
ruộng bậc thang, việc canh tác lúa nƣớc khá
thuận lợi.
Hình 2. Mặt cắt trầm tích Đệ Tứ
tại trũng Điện Biên Phủ
Biến đổi thủy văn môi trường. Với sông
Nậm Rốm chảy theo phƣơng Bắc Nam và hệ
thống sông nhánh khá dày đặc từ vùng núi hai
bên đổ vào sông Nậm Rốm tạo ra mạng lƣới
thủy văn dày đặc trong trũng. Lũ quét sƣờn trên
các sông, suối nhánh và lũ quét nghẽn dòng, hỗn
hợp trên sông Nậm Rốm làm thay đổi diện mạo
thƣờng xuyên của mạng lƣới thủy văn sau mỗi
trận lũ lớn (Hình 2).
Hình 3. Thay đổi lòng sông Nậm Ngàm và Nậm
Rốm khu vực phía nam trũng Điện Biên
Ngoài các yếu tố thay đổi môi trƣờng sau lũ
quét kể trên, yếu tố xói mòn trên các vùng sƣờn
núi cũng khá rõ nét. Tuy nhiên, vì cƣờng độ
mƣa khu vực không lớn do vậy cũng không
đƣợc đánh giá chi tiết.
Sau đây, tác giả mô tả lại diễn biến lũ quét
và biến đổi môi trường sau lũ quét được miêu tả
chi tiết cho từng vùng như sau:
a) Vùng I
Chủ yếu là vùng ven sông Nậm Rốm, là khu
vực chịu lũ thƣờng xuyên hàng năm. Tuy nhiên,
lũ quét mạnh thƣờng xảy ra với tần suất khoảng
10-20%. Những biến đổi môi trƣờng sau lũ quét
chủ yếu nhƣ sau:
Nƣớc lũ làm sạt lở nghiêm trọng sông
Nậm Rốm gây ra chuyển dòng mạnh mẽ nhất là
đoạn gần thành phố Điện Biên và khu vực có
suối nhánh cắt sông Nậm Rốm;
Đƣờng giao thông bị phá hủy nghiêm
trọng mỗi lần lũ quét;
Chiều sâu ngập lụt thƣờng xuyên từ 0,5-
2m, nhiều nơi lớn hơn nhất là phía nam khu vực
thành phố; Từ đó, ô nhiễm môi trƣờng sau mỗi
lần lũ quét chủ yếu là bùn cát lấp đầy nhà cửa,
đƣờng giao thông và đồng ruộng;
Lúa và hoa màu bị thiệt hại nặng nề hàng
năm;
Các cầu qua sông cũng bị thiệt hại nặng
nề nếu không đủ chiều cao chống lũ quét.
Sự xói mòn và bồi tích bờ sông mạnh mẽ
tạo ra sự thay đổi lớn về thành phần vật chất
trầm tích ven sông và các bãi nổi giữa dòng.
Nhìn chung xu hƣớng vật liệu mịn dần theo
dòng chảy.
Tác động tiêu cực đến các công trình lịch
sử văn hóa của trũng Điện Biên và văn hóa
ngƣời Thái cổ.
b) Vùng II
Đây là vùng chịu lũ quét với tần suất 5-10%
và chủ yếu là lũ quét nghẽn dòng. Năm 1996 lũ
quét tạo ra diện ngập lớn, cánh đồng Điện Biên
lụt sâu 0,5-1 m trong nhiều ngày. Kết quả ruộng
lúa bị vùi đất lấp đến 0,2 m. Sự biến đổi môi
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 34
trƣờng sau lũ quét tƣơng tự nhƣ vùng I nhƣng
thời gian xuất hiện lâu hơn:
Đƣờng giao thông bị phá hủy nghiêm
trọng mỗi lần lũ quét;
Chiều sâu ngập lụt thƣờng xuyên từ 0,5-
1m, nhiều nơi lớn hơn nhất là phía Nam khu vực
thành phố; Từ đó cho thấy thiệt hại sau mỗi lần
lũ quét chủ yếu là làm cho lúa và hoa màu bị
thiệt hại năng nề mỗi lần lũ quét. Tuy nhiên, có
một ƣu điểm là nƣớc lũ đem lại phù sa màu mỡ
cho cánh đồng Mƣờng Thanh;
Các cầu qua sông cũng bị thiệt hại nặng
nề nếu không đủ chiều cao chống lũ quét.
Tác động tiêu cực đến các công trình lịch
sử văn hóa của trũng Điện Biên và văn hóa
ngƣời Thái cổ.
c) Vùng III
Đây là vùng chịu lũ quét với tần suất 1-2%.
Khi này nƣớc có thể ngập lên đến chân núi đe
dọa các khu di tích cách mạng của Điện Biên.
Trong khi đó vùng I và II bị tàn phá rất mạnh.
Nhìn chung khu này khá ổn định vì lũ quét xảy
ra theo tần suất nhỏ. Mức độ ngập lụt không lớn
và vận tốc dòng chảy nhỏ. Tuy nhiên, lũ quét
cục bộ xảy ra trên các suối nhỏ nếu bị cản trở
bởi cầu hay tác động của nhân sinh.
Hình 4. Bản đồ phân vùng lũ quét và biến đổi môi trường tại Điện Biên Phủ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 35
d) Vùng IV
Chiếm diện tích nhỏ khu vực cạnh đồi Him
Lam, biến đổi môi trƣờng sau lũ quét có dạng
điển hình của lũ quét nghẽn dòng, đây là một
đầm lầy cổ do hoạt động sụt lún kiến tạo. Khu
vực có độ cao 490-500 m. Sông Nậm rốm bị
nghẽn dòng tại Nà Páng tạo ra vùng lũ quét
nghẽn dòng tại khu vực này. Lũ quét nghẽn
dòng ở đây độc lập với lũ quét xảy ra do sông
Nậm Rốm tại cánh đồng Mƣờng Thanh.
Đây là trũng có chiều rộng khoảng 1 km,
chiều dài 2-3 km với quy mô của một bản
hoặc xã. Thuận lợi nhất là địa hình khá bằng
phẳng thích hợp cho cƣ dân sinh sống và canh
tác. Tuy vậy, cũng nhƣ các vùng chịu tác động
của lũ quét nghẽn dòng, tần suất xuất hiện lũ
quét khoảng 10-20%. Do vậy, việc quy hoạch
lâu dài ở khu vực này là không thích hợp. Khu
vực này thích hợp xây dựng thành hồ chứa
nƣớc kết hợp nhiều mặt nhƣ du lịch, lấy nƣớc
mặt phục vụ sinh hoạt và sản xuất, nuôi thủy
sản. Mặc dù xung quanh đã có các hồ nhỏ nhƣ
Huổi Phạ và Tà Pô. Việc xây dựng hồ chứa tại
đây cũng có tác dụng rất lớn để giảm cƣờng
độ lũ quét cho vùng I.
e) Vùng V
Khu vực này chủ yếu chịu lũ quét sƣờn.
Riêng các vùng cửa suối chịu cả lũ quét sƣờn
và lũ bùn đá. Tại Điện Biên lũ bùn đá không
lớn do đặc điểm địa chất thạch học không
thích hợp xảy ra lũ bùn đá. Sự biến đổi môi
trƣờng lũ quét xảy ra nhƣ sau:
Vận tốc dòng chảy lớn đặc biệt cửa suối
có khả năng gây nên chết ngƣời và phá hủy
các công trình xây dựng dân dụng và hoa màu;
Phá vỡ các công trình giao thông và thủy
lợi trên tuyến dòng chảy;
Tƣớng cuội sỏi không chọn lọc ngày
càng gia tăng với quá trình proluvi không lớn;
Làm ngập đƣờng trong thời gian ngắn,
gây ách tác giao thông.
f) Vùng VI
Vùng VI là miền sƣờn dốc, lũ quét xảy ra
chủ yếu là lũ quét sƣờn trên các lòng suối. Sự
biến đổi môi trƣờng sau lũ quét chủ yếu là xói
mòn đất sƣờn dốc đặc biệt xói mòn xẻ rãnh và
bề mặt. Hiện nay, ở đây có một số bản dân tộc
sống ven suối kết hợp canh tác nƣơng rẫy. Lũ
quét khu vực này chủ yếu là lũ quét sƣờn với
cƣờng độ không lớn.
Biến đổi môi trƣờng ở đây chủ yếu là xói
mòn đất. Việc cải tạo duy nhất là trồng rừng
để bảo vệ đất.
4. QUY HOẠCH VÙNG THEO
NGUYÊN TẮC AN TOÀN VỚI LŨ QUÉT
Quy hoạch lãnh thổ theo hƣớng an toàn với
lũ quét đƣợc nghiên cứu đề xuất [6]. Tuy
nhiên, với trũng Điện Biên, tƣơng lai cùng
phát triển với thành phố Điện Biên, việc quy
hoạch xây dựng và phát triển kinh tế xã hội có
đặc thù riêng.
a) Nguyên tắc chung
Không xây dựng các công trình vĩnh cửu
và văn hóa trong vùng thƣờng xuyên chịu
lũ quét;
Các tuyến đƣờng giao thông huyết mạch
phải nằm ở nơi cao, nơi đó nếu có tần suất xảy
ra lũ quét ít nhất 50-100 năm;
Các công trình cơ sở hạ tầng phải có
mức độ bảo vệ nhất định tùy theo mức độ xảy
ra của lũ quét;
Kết hợp các công trình xã hội thuộc cơ
sở hạ tầng kết hợp làm nơi tránh lũ quét và nơi
cảnh báo;
Trồng cây có bộ rễ vững chắc để bảo vệ
khu vực dân khi xảy ra lũ quét và lũ bùn đá;
Không bố trí quy hoạch mới các cụm
dân cƣ thƣờng xuyên xảy ra lũ quét, các nơi
đã có dân cƣ phải di dân dần dần, nếu bất khả
kháng phải tiến hành bảo vệ sự an toàn của
dân khi xảy ra lũ quét.
b) Định hƣớng quy hoạch
Vùng I
Đây là vùng thƣờng xuyên xảy ra lũ quét,
nằm ở ven sông Nậm Rốm. Chiều dài từ cực
nam trũng Điện Biên lên đến thành phố Điện
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 36
Biên với chiều rộng hẹp dần từ Nam đến Bắc.
Độ cao mặt đất dƣới 470m. Hiện trạng khu
vực này dân cứ sinh sống rất đông đúc từ phía
Nam trũng lên phía Bắc nhƣ: bản Bon Lót xã
sam Mứn, bản Noong Hẹt, xã Noong Hẹt, bản
Sôm. Yên Trƣờng, Hồng Cúm xã Thanh An,
các bản Nong Nhai Pú Luống xã Thanh
Xƣơng, Nong Vai, Thanh Hòa xã Thanh Chăn,
Thanh Tân, Thanh Bình xã Mƣờng Thanh…
Khu vực này chỉ có thể:
Trồng lúa cây ngắn vụ, tránh vào
mùa lũ.
Không thiết kế đƣờng cấp cao trong
khu vực.
Các hộ dân chỉ sống tạm thời, nếu có
làng bản phải di dời lên vùng cao hơn (Vùng
II hoặc III).
Cần thiết phải thiết kế kè để bảo vệ các
công trình văn hóa và lịch sử thuộc trũng Điện
Biên nhƣ ở khu vực Mƣờng Thanh. Những nơi
khác tùy theo sông nhƣng theo tác giả thì hãy
để khu vực này là khu vực phát triển tự nhiên
của lũ quét cũng nhƣ để hoàn thiện sự phát
triển của trũng Điện Biên. Theo nhận xét của
các nhà kiến tạo địa chất, khu vực trung tâm
dọc theo sông Nậm Rốm vẫn đang trong thời
kỳ sụt lún mạnh.
Điện Biên có 2 trục giao thông chính
dọc theo trũng từ Bắc xuống Nam, hai đƣờng
này cắt nhau tại Noong Hẹt. Tuy nhiên, con
đƣờng bên trái vẫn tiếp tục chạy theo sông
Nậm Rốm đi đến các địa phƣơng khác. Con
đƣờng này cắt vùng I tại vị trí Bom Lót xã
Sam Mứn với chiều dài trên 1 km. Tuy nhiên,
nếu dịch sang trái khoảng 500 m thì nằm trong
vùng II, an toàn hơn. Cũng có thể để nguyên
tuyến này mà nâng cao cao trình mặt đƣờng
lên cho phù hợp với khả năng chống ngập của
lũ quét.
Nhƣ vậy, về việc quy hoạch xây dựng ở
vùng I cần chú ý tránh xây dựng các công
trình lớn về dân dụng và công nghiệp. Cần
thiết phải thiết kế các công trình hạ tầng kết
hợp với tránh lũ quét cho nhân dân. Đặc biệt ở
đây là nhà văn hóa xã, làng bản.
Lũ quét nghẽn dòng hiện nay tuy xảy ra
vẫn thƣờng xuyên nhƣ ở vùng I song với kinh
nghiệm của nhân dân và các cấp chính quyền
có thể quy hoạch để sống chung với lũ. Chỉ
còn vấn đề cảnh báo và cứu hộ khi cần thiết.
Đặc biệt vùng I tại các trung tâm đô thị có
thể quy hoạch thành công viên cây xanh. Cây
xanh làm giảm đáng kể vận tốc dòng chảy
tránh xói mòn đất, bảo vệ lòng sông song làm
mực nƣớc dâng cao.
Vấn đề chỉnh trị dòng Nậm Rốm đƣợc đặt
ra từ lâu cho các nhà thủy lợi, song hiện nay
cũng thực hiện manh mún và chƣa có cơ sở
khoa học nhất định. Ta biết rằng khi dòng
Nậm Rốm chảy qua trũng Điện Biên thì bị
chuyển dòng mạnh do tác động thủy lực dòng
chảy, điều kiện địa chất công trình các tập đất
đá, quá trình diễn biến tích cực của chuyển
động hiện đại, sự tác động của các sông
nhánh. Tuy vậy, biên độ chuyển dòng cũng
không lớn. Nếu để không chỉnh trị trong khu
vực từ xã Thanh Xƣơng xuống đến ngã ba
Nậm Núa (Nậm Ngàm) sẽ đảm bảo hoạt động
tự nhiên của con sông. Mặt khác lũ quét tại
cánh đồng Mƣờng Thanh không phải chỉ do
nƣớc ở lƣu vực Nậm Rốm mà còn ảnh hƣởng
rất lớn của Nậm Ngàm.
Tóm lại quy hoạch vùng I nhƣ sau:
Quy hoạch vùng trồng lúa nƣớc theo
thời vụ;
Quy hoạch các công viên cây xanh cận
đô thị;
Chỉ tiến hành kè sông tại các khu vực đô
thị để chống xói lở lòng sông;
Các đƣờng giao thông cấp phối liên
huyện hoặc xã.
Vùng II
Đây là khu vực chịu lũ quét với tần suất 5-
10%, biến đổi môi trƣờng sau lũ quét diễn ra
nhƣ sau: Ngập lụt gây phá hủy nhà cửa, hoa
màu, cây trái, phá hủy đƣờng giao thông, ô
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 37
nhiễm môi trƣờng do bùn rác. Tuy nhiên, lớp
phù sa làm tốt thêm cây trồng. Hiện nay dân
cƣ thành phố Điện Biên sống và canh tác chủ
yếu ở vùng này. Vùng II chiếm diện tích lớn ở
phía Nam trũng Điện Biên có độ cao tuyệt đối
từ từ 470-480 m.
Vùng này thích hợp cho quy hoạch đồng
ruộng và cây ăn trái. Rất hạn chế xây dựng
các công trình lịch sử, văn hóa và các công
trình vĩnh cửu khác. Trƣớc mắt các làng bản
chƣa di chuyển đƣợc phải thiết kế các công
trình xã hội hoặc công trình hạ tầng có thể kết
hợp chống và tránh lũ cho dân.
Đƣờng giao thông cần thiết phải có cốt cao
tránh đƣợc ngập lụt do lũ quét. Khi đƣờng
giao thông cắt qua các sông suối phải có thêm
hệ thống ngầm tràn đảm bảo nƣớc lũ có thể
thoát qua. Các vƣờn cây ăn quả và cây công
nghiệp cũng cần đƣợc thiết kế sao cho chống
ngập lụt thời gian dài. Năm 1996 khu vực này
đã bị ngập khoảng 0,5-1 m nƣớc trong vòng 1-
2 tháng. Sau khi nƣớc rút, đồng ruộng bị phù
sa lấp dày 0,2-0,5 m.
Cần thiết phải tổ chức khắc phục môi
trƣờng sau lũ quét mang tính xã hội hóa giống
nhƣ các vùng chịu tác động của lũ quét nghẽn
dòng khác. Đồng ruộng đƣợc lấp đầy bởi phù
sa nên không cần phải cải tạo nhƣ ở vùng I.
Chỉ có hoa màu bị thiệt hại do nƣớc ngập sâu.
Vận tốc dòng chảy không lớn nhƣng tốc độ
dâng nƣớc nhanh. Do vậy, cần các công trình
gần để bảo vệ ngƣời và tài sản.
Tóm lại, theo đề xuất vùng II có thể quy
hoạch tổng thể nhƣ sau:
Quy hoạch thành khu trồng lúa, cây ăn
quả, cây công nghiệp;
Quy hoạch các công viên cây xanh đô thị;
Có thể quy hoạch đƣờng liên tỉnh với quy
mô đƣờng nhựa 2 chiều;
Các khu dân cƣ chỉ tạm thời khi chƣa bố
trí đƣợc quỹ đất để di dời.
Vùng III
Vùng III: Khu vực chịu lũ quét với tần suất
2-5%, các biến đổi môi trƣờng sau lũ quét rất
nhỏ. Đây là vùng an toàn cho vùng trũng. Nếu
xảy ra lũ quét vùng này thì là thảm họa cho
vùng I và II. Có độ cao mặt đất từ 480 – 490
m. Đây đƣợc coi là khu an toàn trong vùng
trũng. Nó không sát núi để tránh sạt lở và lũ
quét sƣờn. Mặt khác quỹ đất lớn, mặt bằng
khá bằng phẳng, tính chất xây dựng của đất tốt
phục vụ hợp lý cho quy hoạch xây dựng công
trình kiên cố.
Khu vực này nằm tập trung gần núi cách xa
sông Nậm Rốm thành dải có chiều rộng lớn từ
1-3 km. Ƣu điểm lớn của vùng này là:
Chu kỳ xảy ra lũ quét dài có thể từ 20-50
năm, nếu xảy ra lũ quét thì chiều sâu ngập lụt
không lớn, vận tốc dòng nƣớc nhỏ;
Diện tích lớn do vậy quỹ đất lớn, mặt
đất bằng phẳng dễ quy hoạch xây dựng;
Nền đất khá ổn định, thích hợp cho xây
dựng các công trình các cấp;
Cách xa chân núi nên không bị ảnh
hƣởng của trƣợt lở và lũ quét sƣờn;
Nhƣ vậy, khu vực này thích hợp nhất trong
vùng trũng Điện Biên. Các hạng mục quy
hoạch thích hợp nhất có thể kể nhƣ:
Quy hoạch cố định các khu dân cƣ đô thị
và nông thôn, kể cả các bản dân tộc và làng
ngƣời kinh;
Xây dựng đƣờng quốc lộ hiện đại;
Xây dựng các công trình lịch sử, văn hóa
và các công trình xây dựng dân dụng và công
nghiệp khác, với nền móng tốt có thể xây
dựng các nhà cao tầng;
Quy hoạch các vƣờn cây công nghiệp
với vốn đầu tƣ lâu dài;
Đặc biệt khu vực này ít ảnh hƣởng của
động đất nên thích hợp quy hoạch xây dựng
bền vững thuộc trũng Điện Biên.
Vùng IV
Chiếm diện tích nhỏ khu vực cạnh đồi Him
Lam, biến đổi môi trƣờng sau lũ quét có dạng
điển hình của lũ quét nghẽn dòng, đây là một
đầm lầy cổ do hoạt động sụt lún kiến tạo. Khu
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 38
vực có độ cao 490-500 m. Sông Nậm rốm bị
nghẽn dòng tại Nà páng tạo ra vùng lũ quét
nghẽn dòng. Lũ quét nghẽn dòng ở đây độc
lập với lũ quét xảy ra do sông Nậm Rốm tại
cánh đồng Mƣờng Thanh.
Đây là trũng có chiều rộng khoảng 1 km,
chiều dài 2-3 km với quy mô của một bản
hoặc xã. Thuận lợi nhất là địa hình khá bằng
phẳng thích hợp cho cƣ dân sinh sống và
canh tác. Tuy vậy cũng nhƣ các vùng chịu tác
động của lũ quét nghẽn dòng, tần suất xuất
hiện lũ quét khoảng 10-20% do vậy cũng nhƣ
vùng II, việc quy hoạch xây dựng lâu dài
không thích hợp.
Thật sự khu vực này thích hợp xây dựng
thành hồ chứa nƣớc kết hợp nhiều mặt nhƣ du
lịch, lấy nƣớc mặt phục vụ sinh hoạt và sản
xuất, nuôi thủy sản. Mặc dù xung quanh đã có
hồ nhỏ nhƣ Huổi Phạ và Tà Pô.
Việc xây dựng hồ chứa cũng có tác dụng
rất lớn để giảm cƣờng độ lũ quét cho vùng I.
Vùng V
Vùng V là vùng chịu lũ quét đột biến, về
nguyên tắc xảy ra hàng năm khi có mƣa lớn.
Quá trình proluvi tích lũy dần dần tạo lên
dạng nón phóng vật biến đổi môi trƣờng sau
lũ quét khu vực này chủ yếu do phá hoại công
giao thông thủy lơi, nhà cửa, hoa màu do vận
tốc dòng chảy lớn. Khu vực này có độ cao
490-500 m, nằm rải rác ở các cửa suối trũng
Điện Biên.
Khu vực này thƣờng có đồng bào dân tốc
Thái sinh sống. Các bản dân tộc sống ở đây vì
thuận lợi cho đi nƣơng rẫy và thậm chí trồng
lúa nƣớc. Cũng một phần họ tránh lũ quét
nghẽn dòng xảy ra trên sông Nậm Rốm.
Lũ quét và biến đổi môi trƣờng sau lũ quét
tuy nhỏ song nó đặc trƣng của lũ quét sƣờn,
nghĩa là có sự tập trung vật liệu thô ở cửa
suối. Khi lũ quét xảy ra một khó khăn lớn là
cát sỏi lấp đầy đồng ruộng gây khó khăn cho
canh tác. Thƣờng ngƣời dân trồng trọt xen
trong bãi cuội sỏi, các cây trồng có tác dụng
tạo ra lớp đất thổ nhƣỡng từ đất xói mòn trên
cao xuống.
Với đặc thù địa chất và khí hậu khu vực
này ít có các trận lũ bùn đá lớn nhƣng vật liệu
đất đá và cây cối kéo theo dòng nƣớc của lũ
quét và tích tụ ở cửa suối.
Nhƣ vậy, thích hợp nhất khu vực này là
trồng cây lấy gỗ ngắn ngày nhƣ keo hay mỡ
dể khai thác nguyên liệu và tác dụng cải tạo
đất cát, cuội, sỏi. Rừng cây này cũng có tác
dụng lớn trong việc giảm thiểu cƣờng độ
lũ quét.
Ở Điện Biên cũng đã xây dựng một số công
trình thủy điện, thủy lợi sâu bên trong sƣờn
dốc. Đây cũng là biện pháp kết hợp tổng hợp
để phòng chống lũ quét và giảm biến đổi môi
trƣờng sau lũ quét.
Vùng VI
Vùng VI là miền sƣờn dốc, lũ quét xảy ra
chủ yếu là lũ quét sƣờn trên các lòng suối. Sự
biến đổi môi trƣờng sau lũ quét chủ yếu là xói
mòn đất sƣờn dốc đặc biệt xói mòn xẻ rãnh và
bề mặt. Hiện nay, ở đây có một số bản dân tộc
sống ven suối với tập quán canh tác nƣơng
rẫy. Trừ các khu vực khác tại thành phố Điện
Biên có lũ quét, khu vực này lũ quét chủ yếu
là sƣờn với cƣờng độ không lớn. Biến đổi môi
trƣờng ở đây chủ yếu là xói mòn đất. Việc cải
tạo duy nhất là trồng rừng để bảo vệ đất. Nói
tóm lại, với bản đồ phân vùng lũ quét và biến
đổi môi trƣờng sau lũ quét đã góp phần quy
hoạch an toàn cho trũng Điện Biên đảm bảo
một đô thị bền vững, phục vụ cho quy hoạch
kinh tế vùng và toàn bộ tỉnh Điện Biên.
Hiện nay thành phố Điện Biên nằm ở phía
bắc của trũng, chủ yếu trên vùng VI. Mặc dù
có an toàn ít nhiều về lũ quét song lại có
nguy cơ về động đất và trƣợt lở. Do vậy, xu
hƣớng tốt nhất nên quy hoạch phát triển theo
vùng III.
5. MỘT SỐ NHẬN XÉT THAY CHO
KẾT LUẬN
Lũ quét tại trũng Điện Biên chủ yếu là lũ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 39
quét nghẽn dòng và hỗn hợp. Lũ quét nghẽn
dòng và hỗn hợp xảy ra ở vùng I và II với quy
mô lớn về diện tích và là nơi tập trung kinh tế
- xã hội, nơi canh tác chủ yếu trên cánh đồng
Mƣờng Thanh. Do vậy, mặc dù với sự hiểu
biết hiện nay của ngƣời dân và các cấp chính
quyền, sự thiệt hại về ngƣời không lớn song
về kinh tế và môi trƣờng vẫn đáng kể.
Vùng III đƣợc coi là vùng an toàn nhất và
chiếm một diện tích lớn trong trũng Điện
Biên. Mặc dù có xảy ra lũ quét với tần suất
khoảng 2-5% song mức độ không lớn. Sự biến
đổi môi trƣờng sau lũ quét khu vực này chủ
yếu giống nhƣ ngập lụt ở đồng bằng song thời
gian ngắn hơn nhiều. Từ đấy cho thấy mức độ
ô nhiễm môi trƣờng là không lớn. Khu vực
này có thể hạn chế tác động của động đất. Đất
đai thích hợp với cây công nghiệp.
Lũ quét xảy ra ở Điện Biên không phải chỉ
do sông Nậm Rốm mà còn phần lớn do sông
Nậm Ngàm với lƣu vực rất lớn. Tuy nhiên, lũ
quét do sông Nậm Ngàm chỉ gia tăng thêm
mức độ phá hoại còn thiệt hại về môi trƣờng
xảy ra phần lớn vẫn do sông Nậm Rốm. Nhƣ
vậy, việc lập các phƣơng án dự báo và cảnh
báo phải chú ý cả trên lƣu vực nậm Ngàm.
Theo quy luật phát triển trũng giữa núi, lũ
quét tại Điện Biên còn xảy ra trong thời gian
dài cùng với hoạt động sụt lún tân kiến tạo.
Nhƣ vậy, việc quy hoạch an toàn lãnh thổ do
tác động của lũ quét vẫn đƣợc đặt ra thƣờng
xuyên với các cấp chính quyền và ngƣời dân
trong trũng. Hiện nay, với nguyên tắc sống
chung với lũ quét nhất là lũ quét nghẽn dòng
đƣợc đặt lên hàng đầu trong khu vực. Do vậy,
cần thiết phải có sơ đồ cảnh báo, các phƣơng
án tính toán dự báo để chủ động phòng tránh
lũ quét trong khu vực.
Bài báo đƣợc viết trên cơ sở số liệu của đề
tài KC 08.09/11-15.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Lã Thanh Hà và nnk, 2010. Điều tra, khảo
sát, phân vùng và cảnh báo khả năng xuất hiện
lũ quét ở miền núi Việt Nam. Giai đoạn 1- Miền
núi Bắc Bộ. Đề tài cấp Bộ Tài nguyên và Môi
trƣờng, 2010.
2. Lê Triều Việt, 2003. Đặc điểm kiến trúc
và địa động lực các trũng Kainozoi Miền Bắc
Việt Nam. LA Tiến sỹ, Lƣu trữ TV Quốc gia.
3. Nguyễn Địch Dỹ và nnk, 1994. Đề án điều
tra địa chất đô thị Điện Biên-Sơn La. Lƣu trữ
Tổng cục địa chất, Bộ TN&MT.
4. Trần Văn Tƣ, 1999. Cơ sở khoa học
nghiên cứu lũ quét nghẽn dòng. Tạp chí các
khoa học về trái đất, No1, 64-69.
5. Trần Văn Tƣ, 2003. Về sự hình thành và
phát triển lũ quét nghẽn dòng ở trũng giữa núi
và cánh đồng Karst. TC NN & PT Nông thôn ,
No10, 1302-1304.
6. Trần Văn Tƣ, 2006. Hiện trạng và hƣớng
quy hoạch các vùng thƣờng xuyên chịu lũ quét
và trƣợt lở. Tạp chí Địa chất, Loạt A số
295/2006, 79-84.
Trần Văn Tƣ, Đào Minh Đức, Văn Duy
Công, 2013. Phân tích đánh giá biến đổi môi
trƣờng địa chất sau lũ quét khu vực trũng giữa
núi miền núi phía Bắc Việt Nam. Tuyển tập báo
cáo của chƣơng trình KC 08/11-15.
Người phản biện: PGS.TSKH. VŨ CAO MINH
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 40
XÁC ĐỊNH LƯỢNG BỔ CẬP TẦNG CHỨA NƯỚC HOLOCEN THÀNH PHỐ HÀ NỘI BẰNG TÀI LIỆU
QUAN TRẮC TÀI NGUYÊN NƯỚC
NGUYỄN CHÍ NGHĨA*, HỒ VĂN THUỶ
*,
TRIỆU ĐỨC HUY*, ĐẶNG HỮU ƠN
**
Using groundwater monitoring data to ditermine groundwater recharge
of the holocen aquifer in Hanoi city
Abstract: The groundwater recharge is important volume of the
unconfined aquifer, determining the groundwater recharge has meaningful
for groundwater exploitation and its necessary information for
groundwater management. From basic hydrogeological investigation data
in the Hanoi city of the Northern division for water resources Planning
and Investigation (NDWRPI) and authors, the researchers completed draw
out the Holocene (qh) distribution scale of 1: 50,000. The research
combining the observation databased (years 2013, 2014) of 26 boreholes
in the Hanoi city and using the Bindeman method (WTF) for determining
the grounwater recharged from rainwater to the Holocen aquifer. The
results showed that the recharge amount depends on the distribution of the
Holocen clay (Thai Binh and Vinh Phuc formations) and rainwater
volume. The area without clay distribution has larger recharge - from
129mm/year at the Dan Phuong (2013) to 973mm/year at the Tu Lien, Tay
Ho (2013); At the clay cover areas, the recharge volume is small (less
than 100 mm/year). Compared with the total region rainfall in 2013 and
2014 years, the recharge amounts counted from 1.1% to 48.62% of
rainfall.
1. ĐẶT VẤN ĐỀ *
Chủ đề của ngày nƣớc thế giới năm 2015:
“Nƣớc là cốt lõi của cuộc sống” cho thấy vai
trò của nƣớc không thể tách rời với mọi sự
phát triển của xã hội. Thành phố Hà Nội, nơi
tập trung đông dân cƣ tới 9 triệu ngƣời theo
thống kê năm 2012, có nhu cầu dùng nƣớc
lớn và có nhiều thách thức về cấp nƣớc. Tầng
nƣớc dƣới đất (NDĐ) đƣợc khai thác chủ yếu
ở Hà Nội là tầng chứa nƣớc Pleistocen (qp).
Nguồn bổ cập chính cho tầng chứa nƣớc
đƣợc [1], [2], [3], [4] xác định đến từ nƣớc
* Trung tâm Quy hoạch và Điều tra tài nguyên nước
quốc gia **
Hội Địa chất thuỷ văn Việt Nam
sông do sông cắt trực tiếp vào tầng chứa
nƣớc và từ tầng Holocen (qh) thông các cửa
sổ địa chất thủy văn. Tầng chứa nƣớc qh là
tầng chứa nƣớc trung gian tiếp nối giữa con
ngƣời, thiên nhiên với tầng chứa nƣớc qp.
Nguồn bổ cập chính cho nƣớc dƣới đất tầng
qh [5], [6], là thấm từ nƣớc mƣa và một số
dòng mặt, sông, hồ.
Cho đến hiện tại, lƣợng nƣớc dƣới đất đƣợc
khai thác ở Hà Nội đang phục vụ nhu cầu sinh
hoạt của hơn 80% dân số thủ đô. Có hơn 10 nhà
máy khai thác nƣớc dƣới đất lớn lƣu lƣợng Q>
10.000m3/ngày.đêm, với hàng trăm công trình
khai thác nƣớc với lƣu lƣợng Q>
1000m3/ngày.đêm, và hàng ngàn lỗ khoan khai
thác nƣớc có lƣu lƣợng Q>10m3/ngày.đêm (Kết
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 41
quả điều tra năm 2014 của NDWRPI). Tổng
lƣợng nƣớc khai thác NDĐ hiện tại đã gần 2
triệu m3 nƣớc/ngày đêm. Điều này cho thấy
nƣớc dƣới đất là nguồn tài nguyên đặc biệt quan
trọng của thủ đô và cần đƣợc quản lý khai thác
hợp lý đảm bảo lƣợng nƣớc cấp cho hiện tại và
tƣơng lai.
Trữ lƣợng động của nguồn NDĐ rất quan
trọng, việc làm rõ đƣợc sự hình thành cũng nhƣ
lƣợng bổ cập cho tầng chứa nƣớc theo thời gian
giúp nhà quản lý điều tiết đƣợc lƣợng nƣớc khai
thác hợp lý cũng nhƣ phát triển bền vững nguồn
NDĐ. Lƣợng bổ cập từ nƣớc mƣa cho NDĐ
tầng nông thƣờng là nguồn chính duy trì cân
bằng nƣớc của tầng. Việc định lƣợng lƣợng bổ
cập giúp xác định đƣợc năng suất khai thác bền
vững của các tầng chứa nƣớc nên đây là việc
làm nhiều ý nghĩa và cần thiết (Sanford, 2002;
Sophocleous và Schloss, 2000; Gonfiantini và
nnk, 1998; Scanlon và nnk., 2002).
Mục tiêu của nghiên cứu này là xác định
đƣợc lƣợng bổ cập cho nƣớc dƣới đất tầng qh
vùng thành phố Hà Nội. Cơ sở số liệu chính sử
dụng trong nghiên cứu này là kết quả điều tra cơ
bản tài nguyên nƣớc và dữ liệu quan trắc tài
nguyên nƣớc quốc gia năm 2013 và 2014 của
Trung tâm Quy hoạch và Điều tra TNN quốc gia
(NAWAPI) cùng các tài liệu quan trắc khí
tƣợng - thủy văn của các trạm quan trắc quốc
gia vùng Hà Nội và lân cận thu thập theo dự án.
2. CÁC PHƢƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH
LƢỢNG BỔ CẬP
Xác định lƣợng bổ cập là một nhiệm vụ khó,
đòi hỏi phải có nhiều dữ liệu liên quan đến tính
thấm của đất đá, lƣợng mƣa và bốc hơi.v.v…
Việc này càng khó hơn khi xác định lƣợng bổ
cập cho các tầng thấm nƣớc yếu vì khi đó sai số
tính toán có thể lớn hơn giá trị lƣợng bổ cập
(Scanlon và nnk, 2002). Quá trình bổ cập là quá
trình phức tạp, khó kiểm soát nên khi tính toán
dễ mắc phải sai số nếu không kiểm soát đƣợc sự
thay đổi môi trƣờng thấm. Khi xác định lƣợng
bổ cập, điều quan trọng cần phải làm là xác định
chế độ thủy động lực của tầng chứa nƣớc hay
các khả năng tiếp nhận nƣớc thấm của tầng chứa
nƣớc để từ đó lựa chọn phƣơng pháp tính toán
hợp lý (Lerneret và nnk, 1990). Lƣợng bổ cập
nƣớc dƣới đất khó đo lƣờng trực tiếp và vì vậy
thƣờng đƣợc tính toán gián tiếp (Lerner và nnk.,
1990). Tuy nhiên khi sử dụng phƣơng pháp gián
tiếp, chúng ta gặp khó khăn trong việc xác định
mức độ chính xác của kết quả, vì thế ngƣời ta
thƣờng sử dụng tổ hợp nhiều phƣơng pháp cùng
lúc hoặc lựa chọn các tài liệu quan trắc có đƣợc
trong quá khứ để đánh giá kết quả, nhƣ vậy sẽ
nhận đƣợc thông tin cậy hơn (USGS, 2008;.
Scanlon và nnk, 2002; Lerner và nnk., 1990).
Có nhiều phƣơng pháp đã đƣợc các tác giả
trong và ngoài nƣớc sử dụng để tính toán lƣợng
bổ cập cho các tầng chứa nƣớc. Ở Việt Nam [7],
[8] tính toán lƣợng bổ cập thông qua các công
thức thực nghiệm trên cơ sở sử dụng các kết quả
thí nghiệm vật lý tầng chứa nƣớc hoặc phƣơng
pháp mô hình số. Trên thế giới có nhiều nghiên
cứu về lƣợng bổ cập cho các tầng chứa nƣớc
trong đó có tầng chứa nƣớc không áp. Theo đặc
điểm địa chất thủy văn có thể phân loại cách tính
lƣợng bổ cập của các tác giả trên thế giới thành 3
nhóm: (1) tính toán theo Miền địa chất thủy văn
(Lerner và nnk., 1990); (2) theo vùng địa chất
thủy văn thông qua hệ số thấm (K) của các tầng
đất đá (Scanlon và nnk., 2002; Beekman và nnk.,
1996; Bredenkamp và nnk., 1995); (3) theo tính
chất vật lý của đất đá, của tầng chứa nƣớc
(Scanlon và nnk., 2002; Lerner và nnk., 1990).
Ngoài ra, cách tính lƣợng bổ cập bằng sử dụng
chất thỉ thị, mô hình số hay đƣợc áp dụng trong
những năm gần đây (Scanlon và nnk., 2002;
Lerner và nnk., 1990; Kinzelbach và nnk., 2002).
Trong ba cách tính kể trên tùy thuộc vào đặc
tính chứa nƣớc của tầng địa chất và vùng tính
toán mà áp dụng các phƣơng pháp phù hợp. Ví
dụ với các vùng ngập nƣớc (sông suối, hồ ao)
thì lƣợng bổ cập đƣợc tính toán bằng phƣơng
pháp lƣợng hóa thấm qua kênh dẫn; thí nghiệm
thấm seepage; và phƣơng pháp tính dòng cơ bản
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 42
(baseflow). Đối với vùng không bão hòa nƣớc
thì phƣơng pháp lysimeters thƣờng đƣợc sử
dụng. Ở vùng bão hòa nƣớc thì phƣơng pháp
tính đƣợc áp dụng tuân theo Định luật Darcy.
Với mỗi phƣơng pháp kể trên đòi hỏi phải có
các bộ số liệu tƣơng thích để tính toán lƣợng bổ
cập cho nƣớc dƣới đất. Ví dụ khi sử dụng
phƣơng pháp chất chỉ đồng vị thì chúng ta phải
có các số liệu phân tích mẫu đồng vị nhƣ Oxy
(O18
) và Hydro (H3) của các tầng chứa nƣớc
theo không gian và thời gian; khi sử dụng
phƣơng pháp mô hình số đòi hỏi phải có các số
liệu về điều kiện biên, trƣờng thấm.
Nghiên cứu này sử dụng phƣơng pháp của
Bindeman bằng việc nghiên cứu dao động mực
nƣớc quan trắc trong lỗ khoan để tính toán
lƣợng bổ cập cho nƣớc dƣới đất tầng qh vùng
thành phố Hà Nội (Emmanuel Obuobie và nnk,
2012). Cơ sở lựa chọn phƣơng pháp này là do:
(1) Có số liệu quan trắc liên tục nƣớc dƣới đất
tầng chứa nƣớc qh và số liệu điều tra cơ bản đủ
để áp dụng phƣơng pháp đƣợc lựa chọn (USGS,
2008); (2) Chi phí tính toán thấp, độ chính xác
của tính toán đảm bảo độ tin cậy.
3. PHƢƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH LƢỢNG
BỔ CẬP BẰNG TÀI LIỆU QUAN TRẮC
NƢỚC DƢỚI ĐẤT
Phƣơng pháp xác định lƣợng bổ cập nƣớc dƣới
đất từ tài liệu quan trắc “water-table fluctuation
(WTF)” đƣợc nhiều tác giả trên thế giới lựa chọn
khi đánh giá ảnh hƣởng của biến đổi khí hậu tới
nƣớc dƣới đất (Scanlon và nnk., 2002; Hall và
Risser, 1993; Healy và Cook, 2002). Để sử dụng
phƣơng pháp này đòi hỏi phải có các thông số về
hệ số nhả nƣớc trọng lực (Sy) hay Muy (µ) và giá
trị thay đổi mực nƣớc theo thời gian (Healy và
Cook, 2002). Theo nhiều tác giả (Meinzer và
Stearns 1929; Rasmussen và Vàreasen 1959;
Gerhart 1986; và Hall và Risser 1993; Scanlon và
nnk., 2002) đã nghiên cứu cho thấy đây là phƣơng
pháp rất phù hợp khi tính toán lƣợng bổ cập của
các tầng chứa nƣớc không áp trong điều kiện ảnh
hƣởng bởi biến đổi khí hậu và bề mặt lát mái. Do
đƣợc áp dụng từ rất sớm nên đã có nhiều kết quả
và kiểm nghiệm, WTF đƣợc mô tả là phƣơng
pháp rất phù hợp trong phân tích xác định lƣợng
bổ cập theo chu kỳ ngắn (trận mƣa) và cả chu kỳ
dài nhƣ ảnh hƣởng của BĐKH. WTF đã đƣợc ứng
dụng thành công trong nhiều điều kiện khí hậu
khác nhau. Lƣợng bổ cập xác định đƣợc bởi WTF
có độ chính xác cao, xác định đƣợc lƣợng bổ cập
rất nhỏ từ 5mm/năm (Abdulrazzak và nnk. 1989)
đến giá trị lớn hơn 247mm/năm (Rasmussen và
Vàreasen 1959). Giải thích về độ chính xác cao
của phƣơng pháp là do lƣợng bổ cập đƣợc gắn với
dao động mực nƣớc quan trắc, khi đó quá trình
tăng giảm mực nƣớc theo thời gian sẽ đƣợc kiểm
soát chặt chẽ nên cho kết quả tin cậy. Nội dung
của phƣơng pháp này không đề cập chi tiết đến
vận động của nƣớc trong đới thông khí và đới
không bão hòa nƣớc. Giả thiết để áp dụng phƣơng
pháp là dòng thấm từ bề mặt đất sẽ di chuyển đến
mực nƣớc ngầm dƣới tác dụng của trọng lực.
Các thành phần tham gia vào quá trình tăng
giảm mực nƣớc, thay đổi thể tích chứa của tầng
chứa nƣớc nhƣ các dòng thấm thẳng đứng hay
dòng sát mặt đều đƣợc kiểm soát thông qua giá
trị mực nƣớc (Scanlon và nnk., 2002; Healy và
Cook, 2002).
Với các đặc tính của phƣơng pháp đã nêu ở
trên và hiện trạng điều tra, quan trắc tầng chứa
nƣớc qh của thành phố Hà Nội đi đến nhận định
việc lựa chọn phƣơng pháp WTF để tính toán
lƣợng bổ cập đối với tầng chứa nƣớc qh vùng
Hà Nội là hợp lý, vì thế kết quả sẽ có độ chính
xác cao hơn các phƣơng pháp khác.
Phƣơng trình tính toán lƣợng bổ cập tầng chứa
nƣớc thông qua tăng giảm mực nƣớc quan trắc và
hệ số nhả nƣớc trọng lực đƣợc biểu diễn nhƣ sau:
R = µ x dh/dt = µ x Δh/Δt (1)
Trong đó : R là lƣợng bổ cập (mm/ngày)
µ Hệ số nhả nƣớc trọng lực (không thứ nguyên)
Δh giá trị tăng giảm mực nƣớc theo thời gian
và Δt là khoảng thời gian bổ cập
Điều kiện để áp dụng phƣơng pháp này là: (1)
sự tăng giảm của mực nƣớc ngầm trong tầng
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 43
chứa nƣớc phụ thuộc vào lƣợng bổ cập và lƣợng
thoát tự nhiên; (2) giá trị hệ số nhả nƣớc trọng
lực của tầng chứa nƣớc là không đổi trong suốt
quá trình tăng giảm mực nƣớc của tầng chứa
nƣớc; và (3) lƣợng bổ cập đƣợc xác định thông
qua đƣờng mực nƣớc có quy luật giúp kết quả
nội suy có độ tin cậy cao (Healy và Cook, 2002).
Điều kiện giả thuyết trên không hoàn toàn đúng
đối với tầng chứa nƣớc có khai thác nƣớc. Khi có
khai thác thì việc áp dụng phƣơng pháp xác định
lƣợng bổ cập thông qua mực nƣớc quan trắc có
thể gặp sai số lớn, ở những trƣờng hợp này cần
sử dụng thêm các phƣơng pháp bổ trợ. Xét các
điều kiện ứng dụng nhƣ trên, tầng chứa nƣớc qh
vùng Hà Nội hiện tại có rất ít khai thác nƣớc do
biến động chất lƣợng nƣớc và vì vậy đáp ứng các
tiêu chí để áp dụng phƣơng pháp tính toán này.
4. ĐẶC ĐIỂM VÙNG NGHIÊN CỨU
Hà Nội nằm ở trung tâm vùng đồng bằng Bắc
Bộ, có địa hình đồi núi ở rìa phía Tây; chuyển
tiếp là những dải đồi có độ cao 200-250m chạy
dài từ chân núi Ba Vì xuống đến Chƣơng Mỹ,
rồi thấp dần với độ cao 25-150m ở ven rìa và
xuống dƣới 10m ở vùng nội thành và các vùng
phía đông, nam nơi tiếp giáp với tỉnh Hƣng
Yên, Hà Nam.
Cũng nhƣ các tỉnh khác ở miền Bắc, khí hậu
ở Hà Nội mang tính chất nhiệt đới gió mùa với
mùa đông lạnh, ít mƣa kéo dài từ tháng XI đến
tháng III năm sau; mùa hè nóng, nhiều mƣa
dông và bão, kéo dài từ khoảng tháng IV đến
tháng X. Hàng năm ở Hà Nội có khoảng 1500-
1700 giờ nắng. Lƣợng mƣa năm ở vùng thấp
dao động trong phạm vi từ 1500-2100mm và từ
1600-2600mm ở vùng núi cao Ba Vì. Mƣa tập
trung trong thời gian mùa hè với tổng lƣợng
mƣa chiếm đến 80-90% lƣợng mƣa cả năm.
Độ ẩm tƣơng đối trung bình trong vùng
khoảng 82-86%, ít có sự khác biệt rõ rệt giữa
các vùng. Độ bốc hơi trung bình trên vùng là
945mm/năm.
Theo Dovjicov A.E, Lê Thị Nghinh, Nguyễn
Trọng Yêm, Trần Nghi, Trần Văn Trị, Vũ Ngọc
Kỷ, Trần Minh, Nguyễn Văn Đản và các tài liệu
điều tra mới nhất tỷ lệ 1:100.000 và 1:50.000
của NAWAPI thì tầng chứa nƣớc Holocen (qh)
vùng Hà Nội có diện phân bố rộng khắp phần
diện tích phía nam và toàn bộ phần trung tâm
thành phố (2017km2). Có một phần diện tích
phía Bắc thuộc huyện Sóc Sơn và phía tây bắc
(huyện Ba Vì) và một phần nhỏ thuộc các huyện
Thạch Thất, Quốc Oai, Chƣơng Mỹ không có
tầng qh. Ở các vùng này, đá gốc nứt nẻ có tuổi
từ Triat (T2kl, T2nk), đến Jura (J1-2hc), Kreta
(K1) và Neogen (N). Các trầm tích tạo nên tầng
chứa nƣớc qh nhƣ thống kê trong Bảng 1 và
Hình 1, trong đó các tập TB2_1 và TB1_1 là các
thể địa chất chứa nƣớc.
Bảng 1. Phân lớp thạch học địa tầng địa chất tầng chứa nƣớc Holocen
vùng thành phố Hà Nội
Thành tạo Lớp Thạch học
Holo
cene
Thái Bình 2 TB2_2 sét, bột sét màu nâu, nâu xám
TB2_1 cát, cát sét lẫn cuội sỏi màu nâu, nâu xám
Thái Bình 1 TB1_2
sét, bột sét lẫn ít cát, mùn thực vật, thấu kính than bùn mà xám
nâu, xám đen
TB1_1 Cát, cát sét lẫn cuội sỏi màu nâu, xám đen
Hải Hƣng 1 HH3 sét bột lẫn ít cát màu nâu đen, tàn tích mùn thực vật, than bùn
Hải Hƣng 2 HH2 sét, sét bột màu xám xanh, xám, xám phớt vàng lẫn ít kết vón oxit
sắt, tàn tích thực vật thân cỏ
Hải Hƣng 2 HH1 sét, sét bột, cát hạt mịn màu xám, màu sẫm, xám đen có lẫn di
tích thực vật, than bùn
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 44
Theo thể hiện trên Hình 1, bản đồ phân vùng
tầng chứa nƣớc qh vùng thành phố Hà Nội thì
phần lớn diện tích (1133km2, chiếm 56%) có
lớp sét thuộc hệ tầng Thái Bình TB2_2 với
thành phần sét, bột sét màu nâu, nâu xám phủ
lên trên; phần diện tích không có lớp sét, hoặc
xen kẹp (884 km2, chiếm 44%) phân bố dọc
sông Hồng, sông Đuống, sông Đáy, thành phần
chủ yếu là cát, cát sét lẫn cuội sỏi màu nâu, nâu
xám thuộc tập TB2_1 và TB1_1 Hệ tầng Thái
Bình (Bảng 1).
Q §.
t r
ê n
g s
a
vÞ trÝ thµnh phè Hµ Néi trong níc viÖt nam
Q §
. h
o µ n g s
a
Hµ Néi
l
µ
TP.Hå chÝ minhp h n « m p ª n h
t h ̧i l a n
o
c a m p u c h i a
Km
0 7.5 15
Lç khoan quan tr¾c níc díi ®Êt
ChØ DÉn
PhÇn diÖn tÝch tÇng qh kh«ng cã líp sÐt phñ phÝa trªn
PhÇn diÖn tÝch tÇng qh cã líp sÐt phñ phÝa trªn
I
ITuyÕn mÆt c¾t
IIIIIIIII
IIIIIIIIIIIIIIIIII
IIIIIIIII
IIIIIIIIIIIIIIIIII
§Ò ¸n: KÕ ho¹ch n©ng cao hiÖu qu¶ qu¶n lý, b¶o vÖ tµi
nguyªn níc díi ®Êt thµnh phè Hµ Néi giai ®o¹n 2014-2020
trung t©m QH vµ §T tµi nguyªn níc quèc gia
8070 9030
54
64
34
44
00
4 0 '
o
1 0 5 3 0 '
1 0 5 4 0 ' 1 0 5 5 0 '
2 05 0 '
o2 0o
1 0 6 0 0 'o
o
o2 12 0 '
6
o
2 10 0 '
o2 11 0 '
2 12 0 '
1 0 6 0 0 '
5 0 '
oo
o
o
2 04 0 '
o2 0
1 0 5 2 0 '
1 0 'o
o2 10 0 '
2 1
1 0 5 2 0 'o o o o1 0 5 4 0 ' 1 0 5 5 0 '1 0 5 3 0 '
N¨m 2014
o
14
24
04
94
00
74
84
6
22
Bé tµi nguyªn vµ m«i trêng1c m trªn b¶n ®å b»ng 1.000m ngoµi thùc tÕ
9080
4000
Tû lÖ 1:100.000
20003000
70
10000m1000
ViÖn khoa häc ®Þa chÊt tµi nguyªn liªn bang (BGR)
®¬n vÞ chñ tr×
605
22
5030 40
84
94
04
14
74
23
5
23
60
64
40 50
34
44
54
24
B¶n ®å ph©n bè tÇng chøa níc holocenthµn h phè hµ n éi
b ¾ c n i n h
q. l o n g b i ª n
g i a l © m
H µ n a m
p h ó x u y ª n
H n g y ª n
t h a n h t r ×
t h ê n g t Ý n
q. h o µ n g m a i
b ¾ c g i a n g
t h ̧i n g u y ª n
s ã c s ¬ n
® « n g A n h
q. t © y h å
q. cÇu
giÊy
m ü ® ø c
ø n g h ß A
Q . H µ ® ¤ N G
t h a n h o a i
h o µ i ® ø c
®an phîng
t õ l i ª m
M ª L i n h
p h ó c t h ä
c h ¬ n g m ü
q u è c o a i
v Ü n h p h ó c
t h ¹ c h t h Ê t
TX. s¬n t©y
H ß a b × n h
p h ó t h ä
b a v ×
P66A
P65A
P60A
P55A
P58A
P54A
P59A
P61AP45A
P50A
P1A
P9A
P17A
P52P38A
P73a
P72A
P67a
P21AP13A
P80a
P77a
Q60a
Q173 Q56
Q58a
Q35
Q33a
Q15
Q66bQ75a
Q69a
Hình 1. Bản đồ phân bố tầng chứa nước qh
vùng thành phố Hà Nội
5. TÀI LIỆU QUAN TRẮC
Mạng quan trắc tài nguyên nƣớc dƣới đất
thành phố Hà Nội là một phần của mạng quan
trắc quốc gia TNN vùng đồng bằng Bắc Bộ.
Mạng có 37 điểm với 68 công trình quan trắc
(mỗi điểm có từ 1 đến 3 công trình quan trắc).
Trong đó quan trắc tầng chứa nƣớc Pleistocen
(qp) có 33 công trình, tầng chứa nƣớc qh có 27
công trình và 6 công trình quan trắc tầng chứa
nƣớc Neogen (n), Hình 2[9]. Các tài liệu quan
trắc từ năm 2012 đến 2014 ở các công trình
quan trắc tầng qh đƣợc sử dụng để phân tích và
sử dụng trong nghiên cứu này. Các tài liệu quan
trắc nƣớc mặt, nƣớc mƣa đƣợc thu thập từ các
trạm quan trắc nƣớc mặt tại sông Hồng (SH1),
sông Đáy (SĐ1, SĐ2), sông Cà Lồ (CL1) và
trạm Láng, Ba Vì và Sơn Tây.
23
48
54
60
42
30
18
24
00
88
94
06
82
76
12
36
6
22
0290 96
By. TriÖu §øc Huy
72 68478 90 96 02
78 8472
6630
5
22
5
23
48 66
48 54
54
60
6030 42
60
42
48
54
12
36
36
42
36
88
30
76
94
18
24
00
06
82
Ranh giíi tØnh thµnh phè
B¶n ®å bè trÝ c«ng tr×nh quan tr¾c quèc gia
níc díi ®Êt thµnh phè hµ néi
S«ng suèi
chØ dÉn
Ranh giíi huyÖnGiao th«ng chÝnh
§iÓm quan tr¾c níc díi ®Êt
§iÓm quan tr¾c níc mÆt
Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)Q.77(2)
Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76Q.76
Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)Q.175(3)
Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)Q.177(3)
Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)Q.176(2)
Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173
Mª Linh
Phó Xuyªn
HuyÖn Gia L©m
Thanh Oai
Phóc Thä
øng Hßa
Ch¬ng Mü
HuyÖn Sãc S¬n
§an Phîng
HuyÖn §«ng Anh
Thêng TÝn
S¬n T©y
Hoµi §øc
HuyÖn Thanh Tr×
Quèc Oai
Th¹ch ThÊt
Mü §øc
Ba V×
Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)Q120(3)
Q121Q121Q121Q121Q121Q121Q121Q121Q121
Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15Q.15
Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173Q.173
Q.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23aQ.23a
Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32Q.32
Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)Q.33(2)
Q.34aQ.34aQ.34aQ.34aQ.34aQ.34aQ.34aQ.34aQ.34a
Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)Q.35(2)
Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55Q.55
Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56Q.56
Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)Q.57(2)
Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)Q.58(2)
Q.59aQ.59aQ.59aQ.59aQ.59aQ.59aQ.59aQ.59aQ.59a
Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)Q.60(2)
Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)Q.62(2)
Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)Q.63(2-1)
Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)Q.64(2)
Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)Q.65(3)
Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)
Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)Q.67(2)
Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)
Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)Q.69(2)
Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)Q.75(2)SD1SD1SD1SD1SD1SD1SD1SD1SD1
QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1QSH1
Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)Q.68(3-1)
Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)
Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)
Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)Q.66(3)
Hình 2. Sơ đồ vị trí các công trình quan trắc
nước dưới đất vùng thành phố Hà Nội
6. GIÁ TRỊ HỆ SỐ NHẢ NƢỚC
TRỌNG LỰC
Do tầng chứa nƣớc qh không phải là tầng
chứa nƣớc chính và cũng ít khai thác nên có ít
số liệu thăm dò, nghiên cứu. Để phục vụ cho
tính toán trong nghiên cứu này, các tác giả đã
tổng hợp các kết quả điều tra của 12 đề án dự án
điều tra vùng Hà Nội cũ và mới và tập hợp đƣợc
22 bộ thông số thí nghiệm của tầng này phân bố
rộng khắp thành phố Hà Nội, xem Hình 3. Giá
trị hệ số nhả nƣớc trọng lực () đƣợc thống kê
có dao động từ 0.003 (LK56c) đến 0.1 (SĐ1),
chi tiết xem Bảng 2. Trên cơ sở bộ thông số này
các tác giả sử dụng phần mềm Surfer 9.0 nội
suy phân vùng đẳng hệ số thấm nhƣ nêu trong
Hình 3.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 45
Bảng 2. Tổng hợp giá trị hệ số nhả nƣớc trọng lực
tầng chứa nƣớc qh vùng thành phố Hà Nội
STT Lỗ Khoan
Tầng
hút nƣớc
thí
nghiệm
Độ
cao Z
(m)
Thông số Địa chất thủy văn
Km
m2/ngày
K
m/ngày
Hệ số
nhả
nƣớc
µ
Nguồn số liệu
1 TD6 qh2 8.46 849.0 59.4 0.042
Dự án thăm dò tỉ mỉ nƣớc
dƣới đất khu vực Hà Nội mở
rộng
2 TD7 KK qh2 8.45 790.0 0.031 nt
3 SÐ1 qh2 6.03 363.0 0.104 nt
4 SĐ2 qh2 3.40 342.0 0.090 nt
5 LK56c qh2 4.55 92.0 2.5 0.082 Báo cáo thăm dò tì mỉ vùng
Hà Nội
6 LK9BHDG qh2 4.73 288.0 69.0 0.003 nt
7 ND12-C
qh2 571.0 0.004
Báo cáo khai thác nƣớc dƣới
đất nhà máy Nam Dƣ
8 TC7-3B qh2+qh1 10.65 775.0 0.010 NMNS Thƣợng Cát
9 TC12-B qh2+qh2 12.15 633.0 0.010 nt
10 LK103 qh1 3.53 330.0 17.1 0.021 Tìm kiếm nƣớc dƣới đất vùng
Phú Xuyên - Hà Tây
11 LK114 qh1 5.59 210.0 12.2 0.090 nt
12 LK119A qh1 4.20 260.0 12.6 0.071 nt
13 LK125 qh1 2.90 171.0 6.1 0.015 nt
14 LK132 qh1 3.32 140.0 4.6 0.021 nt
15 LK72 qh1 9.48 357.0 0.060 Tìm kiếm nƣớc dƣới đất vùng
Xuân Mai-Lƣơng Sơn
16 LK11 qh1 17.39 5.0 0.1 0.020 Thăm dò sơ bộ nƣớc dƣới đất
vùng Sơn Tây-Hà Nội
17 LK17 qh1 9.34 2.0 0.2 0.010 nt
18 LK26 qh1 10.52 2.0 0.0 0.010 nt
19 SN 2 qh1 4.00 370.0 0.010 Thăm dò tỉ mỉ nƣớc dƣới đất
khu vực Hà Nội mở rộng
20 LK.GL5B qh1 9.82 1788.0 0.090
Báo cáo thăm dò ndđ vùng
Gia Lâm-Sài Đồng
21 LK.SĐ1B qh1 5.28 506.0 0.030 nt
22 LK8bHDi qh1 6.30 138.0 9.0 0.030 Báo cáo thăm dò tì mỉ vùng
Hà Nội
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 46
7. TÍNH BIÊN ĐỘ DAO ĐỘNG MỰC
NƢỚC ∆H
7.5 15
Lç khoan thÝ nghiÖm
Thíc tØ lÖ
PhÇn diÖn tÝch tÇng qh kh«ng cã líp sÐt phñ phÝa trªn
PhÇn diÖn tÝch tÇng qh cã líp sÐt phñ phÝa trªn
0
Km
ChØ DÉn
0.01
0.020.020.020.020.020.020.020.020.02
0.03
0.03
0.01
0.06
0.020.020.020.020.020.020.020.020.02
0.01
0.05
0.070.08
0.07
0.020.020.020.020.020.020.020.020.02
0.020.020.020.020.020.020.020.020.02
0.040.05
0.08
0.03
0.04
0.01
54
64
34
44
00
23
8070 90305
23
60
64
40 50
34
44
54
4 0 '
o
1 0 5 3 0 '
1 0 5 4 0 ' 1 0 5 5 0 '
2 05 0 '
o2 0o
1 0 6 0 0 'o
o
o2 12 0 '
6
o
2 10 0 '
o2 11 0 '
2 12 0 '
1 0 6 0 0 '
5 0 '
oo
o
o
2 04 0 '
o2 0
1 0 5 2 0 '
1 0 'o
o2 10 0 '
thµn h phè hµ n éi
B¶n ®å ®¼ng hÖ sè nh¶ níc träng lùc
2 1
1 0 5 2 0 'o o o o1 0 5 4 0 ' 1 0 5 5 0 '1 0 5 3 0 '
o
14
24
04
94
00
74
84
6
22
908070605
22
5030 40
84
94
04
14
74
N¨m 2014
24
q. l o n g b i ª n
g i a l © m
t h a n h t r ×
q. h o µ n g m a i
H n g y ª n
t h ê n g t Ý n
t h ̧i n g u y ª n
s ã c s ¬ n
b ¾ c g i a n g
H µ n a m
® « n g A n h
b ¾ c n i n hM ª L i n h
ø n g h ß A
p h ó x u y ª n
m ü ® ø c
q. t © y h å
q. cÇu
giÊy
Q . H µ ® ¤ N G
t h a n h o a i
h o µ i ® ø c
c h ¬ n g m ü
®an phîng
t õ l i ª m
p h ó c t h ä
q u è c o a i
t h ¹ c h t h Ê t
TX. s¬n t©y
v Ü n h p h ó c
b a v ×
H ß a b × n h
p h ó t h ä
TD6TD6TD6TD6TD6TD6TD6TD6TD6
TD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKTD7 KKSÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1SÐ1
SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2SD 2
LK56cLK56cLK56cLK56cLK56cLK56cLK56cLK56cLK56c
LK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDGLK9BHDG
TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)TC7-3B(hút chùm)
LK103LK103LK103LK103LK103LK103LK103LK103LK103
LK114LK114LK114LK114LK114LK114LK114LK114LK114
LK119ALK119ALK119ALK119ALK119ALK119ALK119ALK119ALK119A
LK125LK125LK125LK125LK125LK125LK125LK125LK125
LK132LK132LK132LK132LK132LK132LK132LK132LK132
LK11LK11LK11LK11LK11LK11LK11LK11LK11 LK26LK26LK26LK26LK26LK26LK26LK26LK26
LK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5BLK.GL5B
Hình 3. Sơ đồ đẳng hệ số nhả nước trọng lực
tầng chứa nước qh vùng Hà Nội
Giá trị biên độ dao dộng mực nƣớc đƣợc
tính toán bằng phƣơng pháp đồ thị (Hình
4). Trong nghiên cứu này, từ kết quả quan
trắc mực nƣớc theo thời gian của 26 lỗ
khoan quan trắc (Bảng 3). Kết quả chỉnh lý
số liệu cho thấy mực nƣớc dao động của 22
lỗ khoan quan trắc đủ điều kiện tính toán,
4 lỗ khoan quan trắc còn lại có mực nƣớc
dao động nhỏ hoặc không thay đổi (Hình
5) nên không đƣợc đƣa vào tính toán xác
định ∆h.
8. KẾT QUẢ TÍNH LƢỢNG BỔ CẬP
Phƣơng pháp WTF đƣợc lựa chọn để tính
lƣợng bổ cập nƣớc dƣới đất tầng qh. Lƣợng
bổ cập là tích số của hệ số nhả nƣớc trọng
lực với hiệu số giữa biến đổi mực nƣớc theo
thời gian.
Hình 4. Tính giá trị dao động mực nước bằng phương pháp đồ thị tại điểm Q175, Q120
Hình 5. Các vị trí không tính được dao động mực nước bằng phương pháp đồ thị
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 47
Bảng 3. Kết quả xác đinh lƣợng bổ cập cho nƣớc dƣới đất tầng Holocen
năm 2013 và 2014 vùng thành phố Hà Nội
TT
Số
hiệu
công
trình
quan
trắc
Xã Huyện
Năm 2013
-Δt (ngày);
ΔH (m)
Năm 2014
-Δt (ngày);
ΔH (m)
Thạch
học
chính
Lƣợng
bổ cập
(R)
năm
2013
(mm/
năm)
So
sánh
%
lƣợng
bổ
cập
và
lƣợng
mƣa
2013
Lƣợng
bổ cập
(R)
năm
2014
(mm/
năm)
So sánh
%
lƣợng
bổ cập
và
lƣợng
mƣa
2014
Δt ΔH Δt ΔH
1 Q.120 Trâu
Quỳ Gia Lâm 142 2.57 220 1.75 Sét 198.18 9.90 87.10 6.31
2 Q.175 Phú
Minh
Phú
Xuyên 194 2.48 110 2.77 Cát sét 139.98 6.99 275.74 19.98
3 Q.177 Tân Dân Phú
Xuyên 215 3.75 235 3.61 Cát 190.99 9.54 168.21 12.19
4 Q.32
M1
Đông
Hải
Đông
Anh 203 6.94 199 6.87 Cát sét 374.35 18.70 378.02 27.39
5 Q.33 Mai
Lâm
Đông
Anh 162 4.18 99 2.13 Sét 188.36 9.41 157.06 11.38
6 Q.55
M1
Liên
Trung
Đan
Phƣợng 170 6.02 234 8.11 Cát 129.25 6.46 126.50 9.17
7 Q.56 Thọ An Đan
Phƣợng 151 4.81 188 4.60 Cát 465.07 23.23 357.23 25.89
8 Q.57 Tân Lập Đan
Phƣợng 170 3.03 224 3.67 Sét 195.17 9.75 179.40 13.00
9 Q.58 Sơn
Đồng Hoài Đức 181 0.46 202 0.49 Sét 64.93 3.24 61.98 4.49
10 Q.59a Vân Côn Hoài Đức 240 3.40 220 2.73 Cát 413.67 20.66 362.35 26.26
11 Q.60 An
Thƣợng Hoài Đức 82 1.56 80 1.18 Cát 555.51 27.75 430.70 31.21
12 Q.64 P. Kim
Liên
Q. Đống
Đa 109 1.22 159 1.19 Sét 163.41 8.16 109.27 7.92
13 Q.65
P.
Hoàng
Liệt
Q.Hoàng
Mai Cát
14 Q.65a
P.
Hoàng
Liệt
Q.Hoàng
Mai 169 0.72 128 0.60 Cát sét 77.75 3.88 85.55 6.20
15 Q.66 Ngũ
Hiệp Thanh Trì 164 2.57 244 3.08 Cát sét 114.40 5.71 92.15 6.68
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 48
TT
Số
hiệu
công
trình
quan
trắc
Xã Huyện
Năm 2013
-Δt (ngày);
ΔH (m)
Năm 2014
-Δt (ngày);
ΔH (m)
Thạch
học
chính
Lƣợng
bổ cập
(R)
năm
2013
(mm/
năm)
So
sánh
%
lƣợng
bổ
cập
và
lƣợng
mƣa
2013
Lƣợng
bổ cập
(R)
năm
2014
(mm/
năm)
So sánh
%
lƣợng
bổ cập
và
lƣợng
mƣa
2014
Δt ΔH Δt ΔH
16 Q.67 P.Tứ
Liên
Q. Tây
Hồ 102 6.80 159 5.57 Cát 973.33 48.62 511.46 37.06
17 Q.69 Phú
Lãm
TX Hà
Đông 141 1.29 Sét 0.00 100.12 7.25
18 Q.75 Đông
Mai
Thanh
Oai 175 5.05 226 4.10 Cát 526.64 26.31 331.08 23.99
19 QIII-1 Thọ An Đan
Phƣợng 146 5.00 Cát 250.00 12.49
20 QIII-2 Thọ An Đan
Phƣợng 127 5.05 Sét 290.28 14.50
21 QIII-3 Thọ An Đan
Phƣợng 146 4.68 Sét 234.00 11.69
22 QIII-4 Thọ An Đan
Phƣợng 124 5.73 Sét 337.33 16.85
23 QTIV-
1M1
Liên
Trung
Đan
Phƣợng 138 0.42 178 0.50 Sét 22.22 1.11 20.51 1.49
24 QTIV-
2M1
Liên
Trung
Đan
Phƣợng 193 0.97 160 0.75 Sét 36.69 1.83 34.22 2.48
25 QTIV-
3M1 Tân Lập
Đan
Phƣợng 194 0.86 197 0.93 Sét 48.54 2.42 51.69 3.75
26 QTIV-
4M1 Tân Lập
Đan
Phƣợng 147 0.75 267 0.73 Sét 55.87 2.79 29.94 2.17
Lƣợng bổ cập tính cho 22 điểm quan trắc
năm 2013 dao động từ 22.22mm/năm (QTIV-
1M1 ở Liên Trung, Đan Phƣợng, chiếm 1.1%
lƣợng mƣa) đến 973.33mm/năm (Q67 phƣờng
Tứ Liên, quận Tây Hồ, chiếm 48.62% lƣợng
mƣa). Lƣợng bổ cập năm 2014 nhỏ hơn năm
2013 do lƣợng mƣa giảm. Các vị trí có lƣợng bổ
cập cao nhƣ các điểm ở Đông Hải, huyện Đông
Anh; Thọ An, huyện Đan Phƣợng; Vân Côn và
An Phƣợng huyện Hoài Đức; Tứ Liên, quận Tây
Hồ; Đông Mai, huyện Thanh Oai đều là các
điểm mà tầng chứa nƣớc qh vắng lớp sét phủ
phía trên. Các vùng không có lớp sét phía trên là
các vùng có lƣợng bổ cập thấp nhƣ ở Liên
Trung, Tân Lập và một số điểm thuộc xã Thọ
An huyện Đan Phƣợng; phƣờng Hoàng Liệt,
quận Hoàng Mai; Sơn Đồng, huyện Hoài Đức;
Tân Dân, huyện Phú Xuyên. Các giá trị bổ cập
trong hai năm tính toán 2013 và 2014 biến đổi
tƣơng ứng với tổng lƣợng mƣa cho thấy lƣợng
bổ cập thay đổi một phần do biến đổi lƣợng
mƣa. So sánh giá trị lƣợng bổ cập tính toán
đƣợc với các tính toán tƣơng đối trƣớc đây
thƣờng lấy lƣợng bổ cập biến đổi từ 15% đến
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 49
30% lƣợng mƣa trên tất cả bề mặt thì thấy rằng
lƣợng bổ cập tính theo phƣơng pháp này cho kết
quả chi tiết hơn và có cơ sở khoa học tốt hơn.
Giá trị tính toán lƣợng bổ cập tại các vùng bị
phủ rất nhỏ và trên thực tế các vùng có lớp sét
phủ đa số trùng với vùng dân cƣ, đô thị và có
lớp lát kiên cố phía trên.
9. KẾT LUẬN
Bằng việc áp dụng phƣơng pháp tính lƣợng
bổ cập nƣớc dƣới đất tầng Holocen vùng Hà
Nội từ tài liệu quan trắc (WTF) đã xác định
đƣợc lƣợng bổ cập biến đổi từ 1.1% đến 48.62%
lƣợng mƣa. Vùng đƣợc xác định có lƣợng bổ
cập lớn R>100 mm/ năm đều tập trung ở nơi
tầng chứa nƣớc qh không có lớp sét phủ phía
trên; các vùng có lớp sét hoặc trầm tích hỗn hợp
cát sét phủ phía trên thì lƣợng bổ cập giảm đáng
kể chỉ chiếm từ 1% đến dƣới 20% lƣợng mƣa.
Trên cơ sở tài liệu điều tra ĐCTV mới của
NDWRPI cho thấy vùng nội thành Hà Nội và
các vùng bao nơi tập trung dân cƣ và có bề mặt
lát mái kiên cố đa số là vùng có lớp sét phủ tầng
qh và cũng là nơi có lƣợng bổ cập nhỏ. Kết quả
nghiên cứu cho thấy, sự ảnh hƣởng của Biến đổi
khí hậu làm thay đổi lƣợng mƣa sẽ ảnh hƣởng
tới lƣợng bổ cập cho tầng chứa nƣớc qh vùng
thành phố Hà Nội. Kết quả này có độ chính xác
cao do đƣợc tính thông qua mực nƣớc quan trắc;
là cơ sở tin cậy cho thiết lập điều kiện biên các
mô hình dòng ngầm vùng nghiên cứu.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Trần Minh và nnk, Báo cáo thăm dò tỉ mỉ
NDĐ vùng Hà Nội mở rộng. Lƣu trữ Địa chất,
Hà Nội, 1993. 226 trang.
2. Trần Minh và Phạm Tƣờng Vi, Báo cáo
lập bản đồ ĐCTV, ĐCCT 1:50.000 thành phố
Hà Nội. 1993: Lƣu trữ Địa chất. 283 trang.
3. Tống Ngọc Thanh và nnk, Báo cáo đánh
giá nguồn nƣớc dƣới đất vùng thành phố Hà
Nội, lƣu trữ Liên đoàn Địa chất thuỷ văn-Địa
chất Công trình miền Bắc. 1999-2004: Hanoi.
158 trang.
4. Nguyễn Văn Đản và nnk, Nƣớc dƣới đất
các đồng bằng ven biển Bắc Bộ, Bắc Trung Bộ
và triển vọng cung cấp nƣớc. Tạp chí Cấp thoát
nƣớc số 1 và 2, 2002.
5. Đặng Hữu Ơn, Đánh giá mức độ suy thoái
giếng khai thác NDĐ khu vực Hà Nội. Tuyển
tập các công trình khoa học tập 26, 1997
(Trƣờng Đại học Mỏ - Địa Chất. Hà Nội): trang.
8-12.
6. Phạm Quý Nhân, Những thành phần cơ
bản tham gia vào cân bằng nƣớc tầng chứa
nƣớc Pleistocene (Qa) vùng Hà Nội. Tuyển
tập các công trình khoa học ĐCTV 1967-
1992. Trƣờng Đại học Mỏ Địa chất, , 1992,
Trang 189-192.
7. Đặng Hữu Ơn, Phƣơng pháp dự báo động
thái NDĐ, Bài giảng sau đại học. 1998, Trƣờng
Đại học Mỏ - Địa chất, 60 trang.
8. Đặng Đình Phúc, Một số vấn đề về tính
toán mực nƣớc hạ thấp dự báo bằng phƣơng
pháp giải tích và tính toán thông số ĐCTV, in
Hội thảo khoa học tài nguyên nƣớc ngầm lãnh
thổ Việt Nam hiện trạng khai thác phƣơng
hƣớng sử dụng hợp lý ở các tỉnh phía nam.
2002, Hội địa chất Việt Nam: TP Hồ Chí Minh.
Trang 55-59.
9. Nguyễn văn Đản và nnk, Báo cáo tổng thể
quan trắc quốc gia động thái NDĐ. 2000: Lƣu
trữ địa chất, Hà Nội.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 50
Người phản biện: TS. LÊ HUY HOÀNG
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 51
NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP CẢI TIẾN TRONG TÍNH TOÁN BIẾN DẠNG CỦA KHỐI ĐẤT YẾU
ĐƯỢC GIA CỐ TRỤ ĐẤT XI MĂNG
LÊ BÁ VINH*
VÕ PHÁN**
NGUYỄN TẤN BẢO LONG***
Study on the modified method to calculate settlement of the soft soil
improved by soil cement columns
Abstract: Settlement S1 of the soft soil block improved by soil-cement
columns is usually calculated by the basic theory of elasticity through
Hooke’ law. This calculation is very simple, because it ignores the
surrounding friction of the reinforcement block, the stress reduction
with depth, and modulus of deformation of improved block is calculated
without the interaction between columns and soft soil. This paper
proposes a method which takes into account the above-mentioned
factors to determine the settlement of the soft soil block improved by
soil-cement columns.
1. GIỚI THIỆU *
Ngày nay công nghệ đất trộn xi măng đã rất
phổ biến và đem lại hiệu quả cao trong việc
xử lí nền đất yếu. Tuy nhiên các cơ sở lý
thuyết để tính toán biến dạng của nền đất yếu
gia cố trụ đất xi măng vẫn chƣa nhiều, đặc
biệt là ở Việt Nam. Do đó việc nghiên cứu về
cơ sở lý thuyết để tính toán biến dạng là rất
cần thiết. Hiện nay, khi tính độ lún S1 của bản
thân khối đất yếu đƣợc gia cố trụ đất xi măng,
hầu hết các phƣơng pháp đều tính theo lý
thuyết đàn hồi thông qua định luật Hooke,
ε=σ/E . Khi đó độ lún S1 đƣợc tính đơn giản,
không xét đến ảnh hƣởng của ma sát xung
quanh khối gia cố, không xét đến sự giảm ứng
suất theo độ sâu và mô đun biến dạng của khối
* Trường Đại học Bách khoa Tp. HCM,
268 Lý Thường Kiệt, Q.10, Tp. HCM, **
Trường Đại học Bách khoa Tp. HCM,
268 Lý Thường Kiệt, Q.10, Tp. HCM, ***
Trường Đại Học Tiền Giang
ĐT: 0913641432 Email: [email protected]
gia cố chỉ đƣợc tính trung bình, không xét đến
tƣơng tác giữa trụ và đất. Rõ ràng tính nhƣ thế
sẽ chƣa đúng với thực tế, vì trong thực tế phản
ứng thủy hóa xi măng sẽ làm mất nƣớc trong
nền, đồng nghĩa với việc ma sát giữa trụ và
đất tăng đáng kể. Ngoài ra, ảnh hƣởng của tải
trọng ngoài sẽ giảm dần theo độ sâu. Vì vậy
để có đƣợc độ lún chính xác khi tính lún cho
nền đất yếu gia cố trụ đất xi măng, cần có
phƣơng pháp phù hợp để tính biến dạng của
bản thân khối gia cố. Trong bài báo này, tác
giả đề xuất công thức hiệu chỉnh để tính biến
dạng của bản thân khối gia cố, sau đó sử dụng
số liệu quan trắc thực tế và phƣơng pháp phần
tử hữu hạn để kiểm chứng lại công thức giải
tích đã đề xuất.
2. BIẾN DẠNG CỦA KHỐI ĐẤT YẾU
ĐƢỢC GIA CỐ BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG
Độ lún của nền đất yếu gia cố trụ đất xi măng
đƣợc tính bằng tổng độ lún S1 của bản thân khối
gia cố và độ lún S2 của nền đất bên dƣới khối
gia cố nhƣ trong hình 1.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 52
Hình 1. Các độ lún thành phần của nền gia cố
Theo các phƣơng pháp tính hiện nay, độ lún
S1 của bản thân khối gia cố đƣợc tính đơn giản
nhƣ sau:
(1)
Trong đó:
S1 – độ lún của bản thân khối gia cố;
q – tải trọng phân bố trên khối gia cố;
H – chiều dày khối gia cố;
a – tỷ diện tích thay thế;
Ec – mô đun đàn hồi vật liệu trụ;
Es – mô đun biến dạng của đất xung quanh trụ.
Theo cách tính này thì độ lún S1 của bản thân
khối gia cố đƣợc tính dựa trên định luật Hooke:
E
, trong đó bỏ qua ma sát thành của khối gia
cố, và ứng suất do tải trọng ngoài không thay
đổi theo chiều sâu, trong khi theo thực tế thì ma
sát thành của khối gia cố vẫn tồn tại dù khá nhỏ
và ứng suất do tải trọng ngoài sẽ giảm dần theo
chiều sâu.
Trong bài báo này, một phƣơng pháp tính
đƣợc đề xuất với sự hiệu chỉnh công thức tính
lún ở trên bằng cách xét thêm: ma sát xung
quanh khối gia cố, sự giảm dần ảnh hƣởng của
tải trọng ngoài và sử dụng module biến dạng
trung bình của khối gia cố phù hợp hơn.
3. PHƢƠNG PHÁP CẢI TIẾN ĐỀ TÍNH
TOÁN BIẾN DẠNG CỦA KHỐI ĐẤT YẾU
ĐƢỢC GIA CỐ BẰNG TRỤ ĐẤT XI MĂNG
Theo Alen [4], phƣơng trình phân bố ứng
suất trong khối gia cố (do Alen cải tiến từ công
thức của Boussinesq):
((2)
Ứng suất theo độ sâu trong khối gia cố do tải
trọng ngoài q tạo ra:
(3)
Ma sát đơn vị xung quanh khối gia cố đƣợc
tính nhƣ sau:
(4)
Trong đó:
c, φ lần lƣợt là lực dính và góc ma sát trong
của đất yếu xung quanh trụ.
Mô đun biến dạng của khối gia cố (do
H.Ochiai & M.D.Boton đề xuất năm 1994)
đƣợc tính nhƣ sau:
(5)
(6)
Trong đó:
Eblock – mô đun biến dạng của khối gia cố;
a – tỷ diên tích thay thế;
b – hệ số tập trung ứng suất;
m = 1- Si phụ thuộc hệ số poison của đất;
Si đƣợc xác định dựa theo hình dạng của đất
trộn xi măng (hình 2,3,4,5):
Hình 2. Đất- xi măng là những lớp ngang
SCtb EaaE
qH
E
qHS
11
),,(.),,,( zxBIqzxBq
ctgf vs 'sin1
sc
block
E
a
E
ab
abE
1
1)1(
1iS
m
s
c
E
Eb
1
),,( zxBI
)
2
2(
)2(4
2.2)
2
2(
)2(4
2.2
12222 z
xBarctg
xBz
xBz
z
xBarctg
xBz
xBz
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 53
Hình 3. Đất- xi măng là những lớp đứng
Hình 4. Đất- xi măng là những khối cầu
Hình 5. Đất- xi măng là những khối trụ
Xét khối đất yếu có chiều rộng B, chiều
dài L, chiều cao H đƣợc gia cố bằng các khối
đất xi măng hình trụ:
Hình 6. Sơ đồ tính lún cho khối gia cố
Chia khối gia cố thành nhiều lớp phân tố có
chiều dày dz. Xét lực đứng tác dụng lên 1 lớp
phân tố đất :
Hình 7. Lớp phân tố đất gia cố có chiều dày dz
Biến dạng tƣơng đối của lớp phân tố đƣợc
tính nhƣ sau:
(7)
(8)
(9)
Xét những điểm nằm trên trục qua tâm diên
chịu tải, khi đó x = 0:
(10)
(11)
Đặt:
(12)
Đặt:
( 13)
(14)
(15)
Ta có:
(16)
block
s
ELB
dzLBfLBzxBIq
..
).(2..).,,(.
dzdS .
dzELB
dzLBfLBzxBIqdSS
H
block
s
H
00..
)(2..).,,(.
1iS
0iS
)1(15
57
s
siS
)1(8
45
s
siS
dzELB
dzLBfLBzBIqS
H
block
s
0..
)(2..).,0,(.
H H
s
block
dzLB
LBfdzzBIq
ES
0 0.
)(2),(.
1
H
dzzBIqS0
1 ),(.
H
sdzfLB
LBS
0
2.
)(2
H
sdzfLB
LBS
0
2.
)(2
H H
dzz
Barctgdz
Bz
zBqS
0 0
22124
22
dzBz
zBI
D
2214
2dz
z
BarctgI
D
22
HBzB
I 0
22
1 4ln4
H
BzB
z
BarctgzI
0
22
2 4ln82
.
H
BzB
z
Barctgz
qS
0
22
1 )4ln(82
.2
H
sdzfLB
LBS
0
2.
)(2
H
czztgLB
LBS
0
2
2 ..sin12
1
.
)(2
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 54
Từ các phƣơng trình (15) và (16)
(17)
Với:
(18)
(19)
Từ các phƣơng trình (17), (18), (19), ta có
thể tính đƣợc độ lún S1 của bản thân khối gia cố.
4. KIỂM CHỨNG PHƢƠNG PHÁP ĐỀ
XUẤT BẰNG CÁC MÔ HÌNH
4.1. Kiểm chứng bằng mô hình thí nghiệm
của M.D.Bolton (đại học Cambridge)
Theo đó M.D.Bolton đã tạo 8 trụ đất xi măng
đƣờng kính 30mm, dài 200mm trong hộp vách
kính. Xi măng Portland đƣợc trộn với hàm
lƣợng 15kg/m3
vào trong sét Kaolin. Tải trọng
thẳng đứng đƣợc gia tăng từ 0.96 đến 25kPa
thông qua tấm cứng đặt trên đầu trụ (hình 8) và
các thông số đất nhƣ trong bảng 1.
Hình 8. Mô hình thí nghiệm của Bolton
Bảng 1. Thông số vật liệu của Bolton
Loại
vật liệu
E
(kPa) ν
c
(kPa)
Φ
(º) a(%)
Đất xi
măng 17262 0.4 29.96 35 22
Sét
Kaolin 4171 0.49 2.66 0
Kiểm chứng bằng phƣơng pháp phần tử
hữu hạn
Mô hình gồm 30 trụ đất xi măng, trên đầu và
dƣới mũi cột là 2 tấm cứng bằng bê tông dày
10cm, tải phân bố tác dụng lên tấm cứng là q=
7.5KN/m2 (hình 9).
Hình 9. Mô hình tính toán trong Plaxis 3DF
Bảng 2. Thông số vật liệu trong Plaxis
Vật
liệu Mô hình Các thông số
Đất
đắp
Mohr-
Coulomb
E=4(Mpa), c=10 (kPa),
φ=25, ν=0.3, H=3m,
γ=18(kN/m3),
kv=kh=10-9 (m/sec)
Đất
yếu
Mohr-
Coulomb
E=1.5(Mpa), c=10(kPa),
φ=0, γ=16(kN/m3),
ν=0.495, H=15m,
kv=kh=10-9(m/sec)
Trụ
đất-xi
măng
Mohr-
Coulomb
E=50(Mpa), c=80(kPa),
φ=35,γ=17(kN/m3),
ν=0.495,H=10m,
kv=kh=10-10
(m/sec)
Bảng 3. Tổng hợp số liệu tính toán S1
q (kN/m2) 7.5
H (m) 10
Ec (kPa) 5e4
Es (kPa) 1.5e3
a (%) 6.5 8.6 10.87 16.97
B (m) 10
L (m) 12
c(kN/m2) 10
H
block
mBLq
czLBzmBz
B
z
Barctgz
E
qS
0
2
2
1
22 )(4ln
82.
2
1.sin12
1
tgqBL
LBm
2
2 ln8
BB
m
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 55
5. KẾT QUẢ TÍNH TOÁN
Biểu đồ so sánh kết quả thu đƣợc từ cách
tính theo các phƣơng pháp khác, theo công
thức đề xuất với kết quả từ mô hình thí
nghiệm của Bolton đƣợc thể hiện trong hình
10. Biểu đồ so sánh kết quả thu đƣợc từ cách
tính theo các phƣơng pháp khác, theo công
thức đề xuất với kết quả từ Plaxis cho các
trƣờng hợp nền đất gia cố có 30 trụ, 40 trụ,
50 trụ, 60 trụ đƣợc thể hiện trong các hình
11, 12, 13, 14.
Hình 10. So sánh kết quả tính lún theo các
phương pháp với kết quả từ thí nghiệm
Hình 11. So sánh kết quả tính lún theo
các phương pháp với kết quả từ Plaxis
cho trường hợp 30 trụ
Hình 12. So sánh kết quả tính lún theo
các phương pháp với kết quả từ Plaxis cho
trường hợp 40 trụ
Hình 13. So sánh kết quả tính lún theo
các phương pháp với kết quả từ Plaxis cho
trường hợp 50 trụ
Hình 14. So sánh kết quả tính lún theo các
phương pháp với kết quả từ Plaxis cho
trường hợp 60 trụ
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 56
* Nhận xét:
Qua các biểu đồ trong hình 10, 11, 12, 13,
14 ta thấy kết quả tính toán độ lún S1 thu đƣợc
từ công thức đề xuất nhỏ hơn kết quả thu đƣợc
từ các phƣơng pháp khác và gần sát với kết quả
thu đƣợc từ mô hình thí nghiệm, hay xấp xỉ
với kết quả thu đƣợc từ Plaxis. Cụ thể trong
hình 10 kết quả thu đƣợc từ công thức đề xuất
lớn hơn kết quả thu đƣợc từ mô hình thí
nghiệm của Bolton 29%, và nhỏ hơn kết quả
thu đƣợc từ các phƣơng pháp khác 38%. Trong
các hình 11, 12, 13, 14 kết quả thu đƣợc từ
công thức đề xuất nhỏ hơn kết quả thu đƣợc từ
các phƣơng pháp khác khoảng (27 ÷31)% và
nhỏ hơn kết quả thu đƣợc từ Plaxis khoảng
(7÷10)%. Qua đó cho thấy phƣơng pháp đề
xuất cho kết quả xấp xỉ với kết quả từ Plaxis,
thể hiện đƣợc những ứng xử thực tế của khối
đất yếu gia cố trụ đất xi măng.
6. PHÂN TÍCH CÁCH XÁC ĐỊNH MÔ
ĐUN ĐÀN HỒI CỦA VẬT LIỆU TRỤ ĐẤT
XI MĂNG
Theo tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9403:2012
[1], khi tính toán độ lún S1 của khối gia cố, thì
thông số Ec là mô đun đàn hồi của vật liệu trụ.
Theo nhƣ một số đề xuất giá trị mô đun đàn hồi
này có thể đƣợc lấy từ thí nghiệm nén một trục
có nở hông vì đây là thí nghiệm đơn giản và rất
phổ biến. Tuy nhiên với cách xác định nhƣ vậy
thì thật sự là chƣa phù hợp vì thực tế ngoài hiện
trƣờng xung quanh các trụ đất xi măng còn có
áp lực ngang của đất nền, còn trong thí nghiệm
nén một trục có nở hông thì không có áp lực
xung quanh mẫu thí nghiệm. Do vậy, đây là một
trong những nguyên nhân gây ra sự khác biệt
giữa giá trị mô đun đàn hồi của vật liệu trụ đất
xi măng thực tế tại hiện trƣờng và giá trị mô đun
đàn hồi của vật liệu trụ đất xi măng thu đƣợc từ
thí nghiệm nén một trục có nở hông. Nhiều kết
quả thí nghiệm hiện trƣờng đã cho thấy sự khác
biệt này là đáng kể.
Theo thí nghiệm hiện trƣờng của Baker
[7] tại công trƣờng Loftaan miền nam Goteborg,
Thụy Điển đã phân tích biến dạng theo độ sâu
của trụ đất xi măng. Theo đó 30 trụ đất-vôi-xi
măng đƣờng kính 0.6m đƣợc đặt ở độ sâu 6m
nhằm phục vụ cho các thí nghiệm khác nhau.
Hình 16. Kết quả thu được từ thí nghiệm
hiện trường
Hình 15. Thí nghiệm hiện trường của Baker
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 57
Hình 17. Kết quả thu được từ mô phỏng số.
Thí nghiệm cho kết quả mô đun đàn hồi của
vật liệu trụ thực tế ở hiện trƣờng là Ec = 220
MPa, trong khi kết quả thí nghiệm nén đơn có
Ec = 60MPa.
Theo mô hình thí nghiệm trong phòng của
M.D.Bolton có mô đun đàn hồi của vật liệu trụ
thực tế ở hiện trƣờng là Ec = 65,3 MPa, trong
khi kết quả thí nghiệm nén đơn cho kết quả Ec =
17,26MPa.
Hình 18. Kết quả thu được từ thí nghiệm trong
phòng của M.D.Bolton
Hình 19. Kết quả thu được từ mô phỏng
số của M.D.Bolton
Theo thí nghiệm hiện trƣờng tại quận Liên
Chiểu thành phố Đà Nẵng [2] với trụ đất xi
măng chiều dài 7,5 m, hàm lƣợng xi măng
360kg/m3 đƣợc nén tĩnh sử dụng thiết bị đo biến
dạng dọc trục là strain gage Geokon 9411,
Hình 20. Mô hình thí nghiệm hiện trường
của GS.TS Nguyễn Trường Tiến
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 58
Thí nghiệm cho kết quả mô đun đàn hồi của
vật liệu trụ thực tế ở hiện trƣờng là Ec = 2130
MPa, trong khi kết quả thí nghiệm nén đơn có
Ec = 1000Mpa.
Từ những số liệu thí nghiệm hiện trƣờng nêu
trên cho thấy có sự chênh lệch đáng kể, từ
(2,1÷3,7) lần, giữa mô đun đàn hồi của vật liệu trụ
thực tế ở hiện trƣờng và mô đun đàn hồi của vật
liệu trụ thu đƣợc từ kết quả thí nghiệm nén đơn.
7. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ
Trong việc tính toán ứng suất, biến dạng của
nền đất yếu đƣợc gia cố bằng các trụ đất xi
măng theo một số phƣơng pháp hiện nay, cụ thể
là tính toán độ lún độ lún S1 của bản thân khối
gia cố đƣợc tính dựa trên định luật Hooke E
bỏ qua ma sát thành của khối gia cố, và ảnh
hƣởng của tải trọng ngoài xem nhƣ không giảm
theo chiều sâu, trong khi theo thực tế thì ma sát
thành của khối gia cố vẫn tồn tại dù khá nhỏ và
ứng suất do tải trọng ngoài gây ra sẽ giảm dần
theo chiều sâu. Khi tính toán nhƣ thế sẽ cho kết
quả khá an toàn, với kết quả độ lún của khối gia
cố lớn hơn từ 25% đến 35% kết quả thực tế tùy
theo độ lớn của tỷ diện tích thay thế. Thật vậy
khi số lƣợng trụ càng nhiều thì ma sát xung
quanh khối gia cố càng lớn và phản ứng thủy
hóa xi măng càng nhiều làm cho nền tăng khả
năng chịu lực nên độ sai lệch giữa các phƣơng
pháp càng lớn. Cho nên, tính toán theo cách này
sẽ không kinh tế, đặc biệt đối với các công trình
đƣờng, khối lƣợng thi công rất lớn.
- Với phƣơng pháp cải tiến đƣợc đề xuất trong
bài báo này, đã có xét đến ma sát của đất xung
quanh khối gia cố và sự giảm của ứng suất do tải
ngoài gây ra trong vùng đất đƣợc gia cố. Các kết quả
phân tích thu đƣợc từ phƣơng pháp cải tiến bƣớc
đầu cho thấy sự phù hợp với biến dạng thực tế của
nền đất đƣợc gia cố bằng các trụ xi măng đất.
- Khi tính toán độ lún S1 của khối gia cố, nếu
lấy giá trị mô đun đàn hồi của vật liệu trụ từ thí
nghiệm nén một trục có nở hông thì thật sự là
chƣa phù hợp vì thực tế ngoài hiện trƣờng xung
quanh các trụ đất xi măng còn có áp lực ngang
của đất nền, còn trong thí nghiệm nén một trục
có nở hông thì không có áp lực xung quanh mẫu
thí nghiệm. Do vậy, đây là một trong những
nguyên nhân gây ra sự khác biệt giữa giá trị mô
đun đàn hồi của vật liệu trụ đất xi măng thực tế
tại hiện trƣờng và giá trị mô đun đàn hồi của vật
liệu trụ đất xi măng thu đƣợc từ thí nghiệm nén
một trục có nở hông. Từ những số liệu thí
nghiệm hiện trƣờng nêu trên cho thấy có sự
chênh lệch đáng kể, từ (2,1÷3,7) lần, giữa mô
đun đàn hồi của vật liệu trụ thực tế ở hiện
trƣờng và mô đun đàn hồi của vật liệu trụ thu
đƣợc từ kết quả thí nghiệm nén đơn.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 9403-2012,
Gia cố đất nền yếu – Phƣơng pháp trụ đất xi măng.
[2] Đỗ Hữu Đạo, Phan Cao Thọ, Nguyễn
Trƣờng Tiến. “Xác định hệ số sức chịu tải của
cọc đất xi măng thông qua mô hình thí nghiệm
Full scale với thiết bị đo biến dạng dọc trục”,
Tạp chí Địa Kỹ thuật số 3-2014, năm 2014.
[3] Alamgir.“Stress–Strain distribution in
embankment reinforced by columnar
inclusion” (1996).
[4] Alen, C. “Lime/Cement Column
Stabilized Soil – A New Model for Settlement
Calculation” (2010).
[5] Hakan Bredenberg, Goran Holm, Bengt
B.Broms. “ Dry Mix Methods for Deep Soil
Stabilization”.
[6] John P.Carter. “ Deformation Analysis In
Soft Ground Improvement” (2011).
[7] Sadek Baker. “Deformation Behaviour of
Lime/Cement Column Stabilized Clay” (2000).
Người phản biện: TS. NGUYỄN ANH DŨNG
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 59
ĐÁNH GIÁ SỨC CHỐNG CẮT KHÔNG THOÁT NƯỚC CỦA NỀN ĐẤT YẾU DƯỚI CÔNG TRÌNH ĐẮP THUỘC KHU VỰC
ĐỒNG BẰNG SÔNG CỬU LONG
LÊ HOÀNG VIỆT*, VÕ PHÁN
**
Estimating the undrained shear strength of soft soil under embankment
in mekong delta area
Abstract: This article presents the results of author evaluation study
changed the undrained shear strength Su, base on the problem one -
dimensional consolidation theoryconsidered compressibility basis on
correlations undrained shear strength according degree of compaction
and time. Evaluating results changed undrained shear strength was
appropriate to the result of in-siu field van shear test. The results can be
used to estimate long-term stability of soft soil under embankment in
Mekong Delta area.
Keywords: Undrained shear strength; Soft soil; Stability; Displacements.
1. TỔNG QUAN KẾT QUẢ NGHIÊN CỨU *
Sức chống cắt không thoát nƣớc (Su) là thông
số quan trọng đƣợc sử dụng để đánh giá ổn định
công trình đắp trên đất yếu. Dƣới tác dụng của
khối đắp, hiện tƣợng cố kết xảy ra và kéo dài
theo thời gian. Theo 22TCN 262-2000 [1], Su
tăng đồng đều theo độ sâu và theo thời gian
dƣới tác dụng của tải trọng ngoài do việc dự báo
thay đổi Su chỉ căn cứ vào mức độ cố kết tổng
thể Ut(t). Tuy nhiên, ở khu vực có lớp đất yếu
có bề dày tƣơng đối lớn, hiện tƣợng cố kết kéo
dài đến hàng chục năm, thậm chí trăm năm và
quá trình cố kết vẫn tiếp diễn ra trong quá trình
sử dụng. Trong quá trình cố kết, sự tiêu tán áp
lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ xảy ra không đồng
đều trong phạm vi nền ảnh hƣởng. Tại các vị trí
gần biên thoát nƣớc, sự tiêu tán áp lực nƣớc lỗ
rỗng thặng dƣ xảy ra nhanh hơn. Khi áp lực
*,**
Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG-HCM
268 Lý Thường Kiệt, quận 10, TP. HCM, ĐT: 083 8636822
* ĐT: 0979 853 988,
Email: [email protected],
** ĐT: 0913 867008,
Email: [email protected]
nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ tiêu tán một phần, ứng
suất hữu hiệu gia tăng tƣơng ứng với hiện tƣợng
nén chặt đất. Nhƣ vậy sự gia tăng Su cũng xảy ra
không đồng đều trong nền. Một số kết quả thí
nghiệm trong phòng trên cùng một loại đất bão
hòa chỉ ra rằng Su phụ thuộc vào độ ẩm và tuân
theo quy luật phi tuyến [2]. Nhƣ vậy, Su có liên
hệ chặt chẽ với độ chặt hay trạng thái ứng suất
ban đầu và có thể thể hiện thông qua tỷ số
Su/’v, [3].
Theo Skempton (1948):
u vo pS / 0,11 0,0037I (1)
Các tƣơng quan giữa Su và chỉ số dẻo Ip của
Bjerrum (1972), Terzaghi, Peck và Mersi (1996)
đã nghiên cứu. Theo quan điểm thiết kế
SHANSEP (Stress History And Normalized Soil
Engineering Properties) [4], [5]: m
u voS / S( OCR ) (2)
Trong đó: S - hệ số chuẩn hóa sức chống cắt
không thoát nƣớc cho trạng thái cố kết thƣờng
(OCR=1),
u vo OCR 1S S /
(3)
m - hệ số xác định từ độ dốc của đƣờng quan
hệ log(OCR) và log u voS / .
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 60
Su của sét quá cố kết đƣợc xác đinh:
m
u u vo vOCR 1S S / .(OCR ) .
(4)
Điều này đã các tác giả Jamiolkowski (1985),
Mersi (1989), Ladd (1991) nghiên cứu bổ sung.
Ladd (1991) đề nghị giá trị các hệ số: S= 0,22 ±
0,03 và m = 0,8 ± 0,1.
Sức chống cắt không thoát nƣớc cũng đƣợc
xác định bằng cách phân tích theo ứng suất hữu
hiệu với việc sử dụng hệ số áp lực lỗ rỗng
Skempton Af (khi phá hoại) [6] nhƣ sau:
vo o f 0
u
f
c' cos '+ ' sin ' K A (1 K )S
1 ( 2A 1)sin '
(5)
Đối với sét cố kết thƣờng:
vo o f 0
u
f
' sin ' K A (1 K )S
1 ( 2A 1)sin '
(6)
Trên cơ sở cân bằng giới hạn, bỏ qua các
thông số hệ số áp lực nƣớc lỗ rỗng, Verruijt
cũng đƣa ra công thức gần tƣơng tự để đánh giá
giá trị Su theo trạng thái ứng suất [7]. Ngoài ra,
thông qua tính toán trên cơ sở lý thuyết cố kết
thấm, tác giả đã tính toán dự báo Su thay đổi
theo thời gian bằng các biểu thức (5) và (6) cho
kết quả khác nhau đáng kể so với kết quả thí
nghiệm cắt cánh tại hiện trƣờng.
2. GIỚI THIỆU CÔNG TRÌNH
Hình 1. Vị trí tuyến đường mở rộng Quốc lộ 1A đoạn Mỹ Thuận - Cần Thơ
Chiều dài tuyến thuộc khu vực nghiên cứu từ
Km 2042 đến Km 2061 dự án nâng cấp mở rộng
Quốc lộ 1- Mỹ Thuận – Cần Thơ thuộc địa bàn
tỉnh Vĩnh Long. Theo kết quả khảo sát hiện
trƣờng & kết quả thí nghiệm trong phòng, địa
tầng tại khu vực nghiên cứu đƣợc chia làm các
lớp đất chính nhƣ sau:
Lớp K: Đất đắp, là lớp đất không đồng nhất,
tuỳ từng khu vực mà lớp này có đặc điểm khác
nhau. Bề dày lớp biến thiên từ 0,5m đến 2,8m.
Lớp 1a: Sét, màu xám nâu, xám đen, xám
xanh, trạng thái dẻo mềm. Cao độ đáy lớp biến
thiên từ -1,67m đến 2,75m. Bề dày lớp biến
thiên từ 0,4m đến 3,4m.
Lớp 1b: Bùn sét cát / bùn sét kẹp cát, màu
xám xanh, xám nâu, xám đen. Tại một số lỗ
khoan (Km 2056- Km 2061) chƣa phát hiện lớp
này. Cao độ đáy lớp đƣợc từ -29,8m đến -
29,0m. Bề dày lớp thay đổi từ 14,0m đến 15,2m.
Lớp 1: Bùn sét/bùn sét kẹp cát, màu xám
xanh, xám đen. Lớp này gặp trong tất cả các lỗ
khoan. Hầu hết các lỗ khoan phần tuyến đều
chƣa đƣợc khoan qua hết bề dày của lớp. Cao
độ đáy lớp biến thiên từ -29,80m đến -9,58m.
Bề dày lớp đã khoan đƣợc biến thiên từ 10,0m
đến 30,0m.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 61
Lớp 2: Sét, màu xám nâu, xám đen, trạng thái
dẻo chảy. Lớp này chỉ gặp trong mộ vài vị trí.
Bề dày lớp đã khoan đƣợc là 1,8 đến 15,0m. Bề
dày lớp chƣa đƣợc xác định qua hết.
Thấu kính TK1: Cát, hạt nhỏ, màu xám đen,
đôi chỗ lẫn ổ bùn sét, kết cấu rời rạc. Thấu kính
này gặp trong một vài vị trí (Km 2042- Km 2047),
cao độ đáy thấu kính biến thiên từ -10,90m đến -
3,6m và bề dày thấu kính biến thiên từ 2,0m đến
9,2m. Thấu kính này gặp trong một vài vị trí (Km
2056- Km 2061), cao độ đáy thấu kính biến thiên
từ -21m đến -24,2m và bề dày thấu kính biến thiên
từ 4,1m đến 4,7m.
Thấu kính TK2: Cát hạt mịn. Thấu kính này
gặp trong lớp 1, tại một vài vị trí (Km 2042-Km
2047). Cao độ đáy thấu kính là 10,2m. Bề dày
thấu kính là 2,0m
Đã có nhiều tác giả kết quả nghiên cứu về Su
theo chỉ số dẻo IP, theo trạng thái ứng suất và hệ
số cố kết OCR, theo kết quả thí nghiệm cắt cánh
tại hiện trƣờng.
3. ĐÁNH GIÁ SỰ THAY ĐỔI SỨC
CHỐNG CẮT THEO THOÁT NƢỚC
THEO BÀI TOÁN CỐ KẾT THẤM
3.1. Xây dựng tƣơng quan sức chống cắt
không thoát nƣớc theo độ sâu, mức độ nén chặt
Để đánh giá Su của đất yếu cần xác định
tƣơng quan giữa độ chặt (e) và trạng thái ứng
suất của đất nền. Từ kết quả thí nghiệm nén cố
kết cho ta kết quả hình 2:
e(*)
= 1,6073exp(-0,0015σ'v) (7)
Với: e(*)
- hệ số rỗng, σ'v- ứng suất nén
Hình 2. Tương quan mức độ nén chặt theo
trạng thái ứng suất
Để dự báo sự gia tăng Su của đất yết theo thời
gian, ngoài độ chặt, cần phải đánh giá trạng thái
ứng suất trong quá trình cố kết. Từ đó rút xây
dựng tƣơng quan giữa ứng suất (σ'v) – độ chặt
(e) và sức chống chắt không thoát nƣớc (Su). Từ
tƣơng quan này cho phép dự báo sự gia tăng Su
dƣới tác dụng của quá trình gia tải. Trong phạm
vi nghiên cứu này, tác giả sử dụng giá trị hệ số
hiệu chỉnh của Bjerrum.
Hình 3. Tương quan giữa Su theo độ sâu khu
vực dự kiến mở rộng mặt đường
Hình 4. Tương quan giữa Su theo độ sâu
(với lớp đất trên bề mặt cố kết trước)
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 62
Su= µ.Su(VST) (8)
với µ=1.7 - 0.54*log(IP) để hiệu chỉnh giá trị
Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh (VST) và
thành lập các tƣơng quan: Su –z; tƣơng quan
Su/e– z; tƣơng quan Su/e - ’v của các khu vực
nghiên cứu. Kết quả tính toán đƣợc nhƣ sau:
Su = 0,395Z + 13,978 (9)
uv
S201,2.ln 442,79
e
(10)
Từ kết quả tổng hợp sức chống cắt không thoát
nƣớc từ thí nghiệm VST và đƣợc hiểu chỉnh theo
biểu thức (8). Kết quả nghiên cứu xây dựng đƣợc
các tƣơng quan biểu thức (9) và (10) là khá chặt
chẽ, với hệ số tƣơng quan R2=0,99 và đƣợc thể
hiện trên hình 3, hình 4, hình 5 và hình 6.
Hình 5. Tương quan giữa Su/e theo độ sâu Hình 6. Tương quan giữa Su/e và ứng suất hữu hiệu
3.2. Cơ sở lý thuyết dự báo sức chống cắt
không thoát nước theo bài toán cố kết thấm
Để thực hiện tính toán giá trị áp lực nƣớc lỗ
rỗng thặng dƣ ở thời điểm bất kỳ theo độ sâu có
thể sử dụng lý thuyết cố kết thấm 1 chiều của
K.Terzaghi. Lời giải cố kết thấm một chiều của
K.Terzaghi chấp nhận nƣớc lỗ rỗng không chịu
nén ép, hệ số cố kết phụ thuộc vào tính nén ép
của cốt đất và tính thấm của đất:
zv
0 w
kC
a
(11)
Thực tế, nƣớc lỗ rỗng luôn chứa một hàm
lƣợng khí nhất định, các loại khí này khi chịu
nén ép sẽ bị hòa tan một phần. Xét tính nén ép
của nƣớc lỗ rỗng, hệ số cố kết có thể đƣợc biểu
diễn bằng biểu thức sau:
z
v
w
sk a ,w
kC
2 1 3n
K K
(12)
ou
EK
3(1 2 )
(13)
a ,w
r
0 0
3K
1 S 1 H 1 1
2 p p p
(14)
Trong đó:
Ksk - module biến dạng thể tích khung
cốt đất;
Ka,w - module biến dạng thể tích hỗn hợp khí-
nƣớc lỗ rỗng;
Với: po = patm + w.z - áp lực ban đầu của
nƣớc lỗ rỗng trong điều kiện tự nhiên;
E0 - Module biến dạng tổng quát;
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 63
ν - Hệ số Poisson của đất ;
w - trọng lƣợng riêng của nƣớc;
n - độ rỗng của đất;
kz - hệ số thấm theo phuơng đứng.
Sử dụng lý thuyết cố kết thấm cho phép xác
định đƣợc giá trị áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ
theo độ sâu tại một thời điểm nhất định nào
đó. Từ đó, ứng suất hữu hiệu: v v( u)
xác định đƣợc khi đã biết ứng suất tổng tác
dụng. Áp lực nƣớc lỗ rỗng thặng dƣ của bài
toán cố kết thấm một chiều đƣợc tính theo
biểu thức sau: 2 2
v
2i 1
C i4q 1 i zu sin exp t
i h h
(15)
Với điều kiện địa chất khu vực nghiên cứ, xét
khối đắp dày 2m, trọng lƣợng riêng của vật liệu
đắp là 19,5kN/m3, hệ số cố kết tính theo biểu
thức (12), Cv= 6,704x10-4
m2/ngđ và hệ số thấm
kz = 3,145x10-5
m/ngđ. Kết quả tính toán biểu
thức (7) và (10) trên cở sở bài toán cố kết thấm
một chiều khi xét tính nén ép của nƣớc lỗ rỗng,
giá trị sức chống cắt không thoát nƣớc Su gần
với giá trị Su từ thí nghiệm VST. Kết quả tính
toán đƣợc thể hiện hình 7 và hình 8.
Kết quả dự báo sức chống cắt không thoát
nƣớc Su theo độ sâu (hình 8) tại tâm diện gia tải
ở các thời điểm khác nhau trên cơ sở bài toán cố
kết thấm một chiều cho thấy có sự khác biệt
không đáng kể. Kết quả tính toán cho thấy ở gần
bề mặt trong phạm vi 30 năm, ở độ sâu từ 8-9m
trở lại thì Su ở tâm diện truyền tải lớn hơn ở
taluy vì ứng suất nén trong nền ở tâm diện gia
tải lớn hơn ở taluy. Ở độ sâu từ 9-14 m, giá trị
Su ở các thời điểm khác nhau có giá trị gần bằng
nhau và phù hợp với giá trị Su từ kết quả thí
nghiệm cắt cánh tại hiện trƣờng. Từ độ sâu 14m
trở lên, giá trị Su ở các thời điểm khác nhau có
giá trị gần bằng nhau và lớn hơn đáng kể với giá
trị Su từ kết quả thí nghiệm cắt cánh tại hiện
trƣờng thuộc khu vực nghiên cứu.
Hình 7. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố
kết và độ sâu theo thời gian không xét tính
nén ép của nước lỗ rỗng
Hình 8. Kết quả tính toán Su theo mức độ cố
kết và độ sâu theo thời gian có xét tính nén ép
của nước lỗ rỗng
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 64
4. KẾT LUẬN
Kết quả phân tích và tổng hợp số liệu thí
nghiệm xác định sức chống cắt không thoát
nƣớc và xây dựng các tƣơng quan: (Su-z), (e-
Su), (’v-Su/e), và kết hợp với lý thuyết cố kết
thấm một chiều có xét tính nén ép của nƣớc lỗ
rỗng, cho phép dự báo đƣợc sự thay đổi Su theo
thời gian và theo độ sâu. Kết quả nghiên cứu có
thể rút ra các kết luận chính nhƣ sau:
- Khu vực nền đất cố kết trƣớc (khu vực đã
tồn tại công trình đắp), kết quả tính toán Su
theo các tƣơng quan thí nghiệm đề nghị với bài
toán cố kết thấm thấm một chiều có xét tính
nén ép của nƣớc lỗ rỗng phù hợp với kết quả
thí nghiệm
VST tại hiện trƣờng. Sức chống cắt ở khu
vực này gần bề mặt giảm dần đến độ sâu 2m, từ
độ sâu này trở đi thì Su tăng gần nhƣ tuyến tính
theo độ sâu.
- Dƣới tác dụng của tải trọng ngoài, kết quả
dự báo Su theo thời gian tại tâm diện gia tải với
bài toán cố kết thấm một chiều phù hợp với xu
hƣớng gia tăng sức chống cắt nơi tồn tại công
trình đắp.
- Giá trị Su dƣới mái taluy tăng ít hơn so
với tâm ở khu vực bề mặt.
Kết quả nghiên cứu cho phép đánh giá khả
năng ổn định của nền đất yếu theo thời gian và
sự gia tăng khả năng chịu tải của đất nền ở khu
vực bề mặt.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1] Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN: 262-200,
"Qui trình khảo sát thiết kế nền đƣờng ô tô đắp
trên đất yếu," Nhà xuất bản xây dựng, 2000.
[2] Lareal Nguyễn Thành Long, Lê Bá
Lƣơng, Nguyễn Quang Chiêu, Vũ Đức Lực,
"Công trình trên đất yếu trong điều kiện Việt
Nam," Trƣờng Đại học Bách Khoa TP. HCM –
Tổ Giáo trình, 1989.
[3] Kenya Sagae, Motohiro Sugiyama,
Akira Tonosaki and Masaru Akaishi, "Ratio of
undrained shear strength to vertical effective
stress," Proc.Schl.Eng.Tokai University, vol. 31,
pp. 21-25, 2006.
[4] F.H. Kulhavy, P.W. Mayne, Manual on
estimating soil properties for foundation design,
Cornell University Ithaca ed., 1990.
[5] Charles C. Ladd, Hon. M.,
"Recommended practice for soft ground site
characterization," in 12th Panamerican
conference on soil mechanics and geotechnical
engineering, 2003.
[6] Braja M. Das, Advanced Soil
Mechanics, T. edition, Ed., Taylor & Francis
Group, 2008.
[7] Arnold Verruijt, Soil Mechanics, D. U.
o. Technology, Ed., 2001.
[8] Bùi Trƣờng Sơn, "Biến dạng tức thời
và lâu dài của nền đất sét bão hòa nƣớc," Tạp
chí Phát triển Khoa học và Công nghệ, Đại
học Quốc gia TP Hồ Chí Minh, vol. 9, pp. 17-
24, 2006.
[9] Lê Hoàng Việt, Bùi Trƣờng Sơn,
"Tƣơng quan sức chống cắt không thoát nƣớc
của sét mềm theo độ sâu và mức độ nén chặt,"
Tạp chí khoa học kỹ thuật thủy lợi & Môi
trường, Đại học Thủy Lợi, vol. 39, pp. 120-
125, 2012.
Người phản biện: PGS.TS. ĐỖ MINH TOÀN
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 65
NGHIÊN CỨU NGUYÊN NHÂN GÂY LÚN VÀ CHÊNH LỆCH LÚN ĐẬP TRÀN DƯƠNG THIỆN -
QUY NHƠN VÀ ĐỀ XUẤT GIẢI PHÁP XỬ LÝ
HOÀNG VIỆT HÙNG*
Settlement and diferent settlement of Duong Thien-Quy Nhon spillway
and treatment solution.
Abstract: Duong Thien-Quy Nhon structure is a local spillway belonging
to Dong dike in Binh Dinh province. Duong Thien spillway was built in
1978. In 2009, the settlement of this structure is about 83 cm at northern
and 28 cm at southern. In order to find the settlement cause and propose
suitable treatment methods, this paper shows the content of research
including investigation of geology engineering, modeling of the structure
to find the settlement values with many loading levels so that these
settlement values coincide monitoring values at the field. Based on
modeling analyses, the treatment of structure foundation will be
proposed.
Keywords: Duong Thien-Quy Nhon, spillway, settlement, treatment,
modeling.
I. MỞ ĐẦU *
Đập tràn Dƣơng Thiện-Quy Nhơn là đập
tràn lớn với chiều dài 326 m, cao trình đỉnh
tràn + 0,5m, chiều dài ngƣỡng tràn là 6.0 m,
kết hợp làm đƣờng giao thông thuộc tuyến đê
Đông của tỉnh Bình Định, đƣợc xây dựng năm
1978. Sau 22 năm xây dựng, vào năm 2000,
đầu phía Bắc của tràn bị lún 43 cm, đầu phía
Nam lún 15cm, phải tiến hành đổ bù đến cao
trình thiết kế. Sau 9 năm xử lý đổ bù lún, quan
trắc lại, cho thấy, đầu Bắc tiếp tục lún 40cm
và đầu Nam lún 13cm. Tổng cộng hai lần
quan trắc độ lún của tràn Dƣơng Thiện là 83
cm ở đầu Bắc và 28 cm ở đầu Nam. Nếu
không đánh giá đƣợc nguyên nhân gây lún của
tràn và có giải pháp xử lý chống lún hiệu quả,
công trình sẽ có nguy cơ càng ngày càng chìm
sâu xuống nền. Tràn hoạt động không hiệu
* Trường Đại học Thủy lợi
DĐ: 0912723376
Email:[email protected]
quả trong việc ngăn mặn giữ ngọt, gây nguy
hại cho 3000 ha đất canh tác phía trong đê,
đồng thời cắt đứt tuyến giao thông chiến lƣợc
ven biển. Để có phƣơng án thiết kế sửa chữa
thỏa đáng, đảm bảo ổn định lâu dài của công
trình, việc đánh giá đúng nguyên nhân gây lún
và dự báo đƣợc độ lún của công trình để có
giải pháp xử lý phòng lún lâu dài cho đập tràn
Dƣơng Thiện là cấp thiết có ý nghĩa khoa học
và thực tiến.
Công tác nghiên cứu xác định nguyên nhân
lún và lún không đều của đập tràn bao gồm
Khảo sát thực nghiệm hiện trƣờng đánh giá lại
điều kiện địa chất công trình, đặc biệt các chỉ
tiêu cơ lý của đất nền và mô phỏng bằng mô
hình số theo phƣơng pháp phần tử hữu hạn.
Trên cơ sở số liệu đã khảo sát bổ xung, phân
tích đánh giá sơ bộ nguyên nhân gây lún. Mô
phỏng bài toán tính lún đập tràn Dƣơng Thiện
bằng phần mềm PLAXIS và đối chiếu so sánh
kết quả tính toán, dự báo thời gian lún còn lại và
đề xuất biện pháp xử lý.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 66
II. KHẢO SÁT ĐÁNH GIÁ LẠI CHỈ
TIÊU CƠ LÝ CỦA ĐẤT NỀN
Theo các kết quả khảo sát bổ sung, đất nền
gồm 4 lớp: trên cùng là lớp đất đắp, bên dƣới là
các lớp đất bùn sét ở trạng thái dẻo chảy và
phân bố không đều ở hai đầu đập. Các chỉ tiêu
cơ lý của đất nền đƣợc trình bày ở bảng 1
Ở đầu Bắc, đất nền có 2 lớp (lớp 2 và lớp 3),
đầu Nam tràn có 3 lớp (lớp 1, lớp 2 và lớp 3).
Sự phân bố địa tầng không đều ở hai đầu đập
tràn là một trong các nguyên nhân gây ra lún
lệch của công trình.
Theo phân tích sơ bộ, lún đập tràn Dƣơng
Thiện có thể do các nguyên nhân: (1) Đất bị ép
trồi đất hai bên tràn, hoặc (2) có sự dịch chuyển
ngang của tràn từ thƣợng lƣu về hạ lƣu hoặc (3)
do đất nền có độ rỗng lớn cộng với tải trọng gia
tăng do bù lún và tải trọng giao thông.
Các kết quả quan trắc hiện trƣờng và
quan sát phía sân bể tiêu năng không thấy có
hiện tƣợng ép trồi vì thế cho phép loại bỏ
nguyên nhân (1) và (2) chỉ còn nguyên nhân
thứ (3).
Để khẳng định đƣợc nguyên nhân lún do đất
nền và gia tăng tải trọng giao thông thì việc thiết
lập các thời đoạn mô phỏng bài toán tính lún và
dò tìm tải trọng gây lún để độ lún tính đƣợc
bằng độ lún quan trắc ở các thời điểm thực tế là
nhiệm vụ trọng tâm của nghiên cứu này.
III. MÔ PHỎNG BÀI TOÁN TÍNH LÚN
ĐẬP TRÀN DƢƠNG THIỆN
3.1. Tính toán kiểm tra mặt cắt tràn
đầu Bắc
a) Sơ đồ tính toán
Sơ đồ hình học mặt cắt tràn đầu Bắc đƣợc
mô phỏng trong tính toán theo phƣơng pháp
phần tử hữu hạn bằng phần mềm Plaxis nhƣ
hình 1, sơ đồ lƣới phần tử ở hình 2.
Hình 1 Mô phỏng mặt cắt tràn đầu Bắc Hình 2: Lưới PTHH mặt cắt tràn đầu Bắc
Hình 1 mô phỏng mặt cắt tràn Dƣơng Thiện-
đầu Bắc công trình, chiều cao tổng cộng của
công trình là 2,7 m, nhƣng quá trình lún của tràn
sau hai lần quan trắc là 83 cm. Tức là quá trình
lún xảy ra tới 30% chiều cao công trình, nếu
không xử lý kịp thời sẽ có khả năng dẫn đến
công trình chìm hẳn xuống nền. Sơ đồ lƣới phần
tử ở hình 2 với điểm quan trắc lún là điểm giữa
đỉnh tràn.
Quá trình tính đƣợc tách làm 7 thời đoạn,
trong đó có thời đoạn 4 và thời đoạn 7 tƣơng
ứng với hai thời điểm quan trắc năm 2000 và
năm 2009. Quá trình gia tải đƣợc thay đổi ở thời
đoạn 6.
b) Các thông số vật liệu sử dụng trong mô
hình tính toán:
Các lớp đất đƣợc mô phỏng bằng mô hình
Mohr-Coulomb và sử dụng kiểu phân tích
không thoát nƣớc. Các đặc trƣng tính toán của
bê tông đƣợc lấy theo TCVN.
Điểm quan trắc lún
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 67
Bảng 1: Các thông số của vật liệu sử dụng trong mô hình tính toán
Thông số Đơn vị Lớp D Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Bê tông Đá xây
Chiều dày m 0.6 0 3.5 8.0 - -
T.lƣợng riêng kN/m3 15.6 17.5 16.6 17.0 25.0 24.0
Mô đun biến dạng kN/m2
1600 780 1650 1580 2e6 2e
5
Hệ số nở hông - 0.25 0.25 0.25 0.15 0.15
Lực dính kN/m2 13.7 3.9 2.0 7.5 - -
Góc ma sát trong Độ 10.5 7.5 12.4 5.6 - -
Kiểu p tích - Undrained Und Und Und Non-Pr Non-Pr
Mô hình PT - M-C M-C M-C M-C LE LE
Hệ số thấm m/s 3.5e-6
2.4e-7
8.6e-7
6.5e-8
- -
c) Kết quả tính toán và phân tích
Kết quả tính toán đƣợc trình bày trong các hình 3, 4, 5 và 6
Hình 3: Chuyển vị đứng (lún) của tràn Hình 4: Lưới biến dạng của nền
Hình 3 thể hiện chuyển vị đứng của tràn tại
thời điểm năm 2000 (tƣơng ứng với giai đoạn 4
của quá trình thiết lập mô phỏng bài toán).
Chuyển vị đứng lớn nhất tại điểm quan trắc lún
(điểm A) là 0.443 m. Kết quả này rất sát với kết
quả quan trắc tại hiện trƣờng là 0.43 m.
Hình 4 thể hiện lƣới biến dạng của nền sau
giai đoạn 7, tức là giai đoạn phân tích cố kết đất
nền cho tới năm 2009. Nhƣ vậy sau khi bù lún
cho công trình vào năm 2000 thì công trình vẫn
tiếp tục lún cho đến năm 2009 thì lún thêm 40
cm nữa. Thực tế tiếp tục bù lún bằng bê tông
cho đến cao trình thiết kế thì có thể coi là gia tải
thêm và công trình còn thƣờng xuyên có tải
trọng giao thông trên mặt tràn. Dẫn đến tràn lại
tiếp tục lún, và nguy cơ chìm hẳn trong nền vì
đập tràn này cao chỉ có 2,7 m.
Hình 5 thể hiện chuyển vị đứng (lún) của tràn
sau giai đoạn 7, tức là thời điểm năm 2009, sau
9 năm bù lún. Trị số chuyển vị lớn nhất tại điểm
quan trắc là 0.4 m, kết quả này phù hợp với kết
quả quan trắc ngoài thực tế.
Tràn còn tiếp tục lún sau bao lâu nữa và trị số
lún lớn nhất có thể là bao nhiêu. Tuy nhiên do
cao độ ngƣỡng tràn không đạt thiết kế nên lại
phải đỏ bù, đổ bù thì lại tiếp tục lún. Quá trình
này đƣợc mô phỏng thêm quá trình 8 và quá
trình 9.
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 68
-50
-45
-40
-35
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0
1975 1985 1995 2005 2015 2025 2035
Time (year)
Dis
pla
cem
en
t (c
m)
Hình 5: Chuyển vị đứng (lún) của tràn Hình 6: Lún theo thời gian của điểm A
Hình 6 biểu diễn quá trình lún theo thời gian
của điểm quan trắc A trên mặt tràn. Kết quả tính
toán cho thấy diễn tiến lún của nền tràn chƣa
dừng lại, nhƣ vậy cần thiết phải có xử lý nền sau
khi đắp bù cao độ ngƣỡng tràn
3.2. Tính toán kiểm tra mặt cắt tràn
đầu Nam
a) Sơ đồ tính toán
Tƣơng tự nhƣ trên, sơ đồ hình học của mặt
cắt tràn đầu Nam đƣợc mô phỏng trong tính
toán theo phƣơng pháp phần tử hữu hạn bằng
phần mềm Plaxis nhƣ hình 7, sơ đồ lƣới phần tử
đƣợc thể hiện ở hình 8.
Hình 7 mô phỏng mặt cắt tràn Dƣơng Thiện-
đầu Nam công trình, chiều cao tổng cộng của
công trình là 2,7 m, nhƣng quá trình lún của tràn
sau hai lần quan trắc là 28 cm. So với độ lún ở
đầu Bắc thì mức độ chênh lệch lún ở hai đầu
tràn là 55 cm.
b) Kết quả tính toán
Kết quả tính toán đƣợc trình bày trong các
hình 9, 10, 11 và 12.
Hình 7: Mô phỏng MC tràn đầu Nam
Hình 8: Lưới PTHH mặt cắt tràn đầu Nam
Hình 9 thể hiện chuyển vị đứng của tràn
tại thời điểm năm 2000 (tƣơng ứng với giai
đoạn 4 của quá trình thiết lập mô phỏng bài
toán). Chuyển vị đứng lớn nhất tại điểm quan
trắc lún (điểm A) là 0.153 m. Kết quả này rất
sát với kết quả quan trắc tại hiện trƣờng là
0.15 m.
Hình 10 thể hiện lƣới biến dạng của nền sau
giai đoạn 7, tức là giai đoạn phân tích cố kết đất
nền cho tới năm 2009. Nhƣ vậy sau khi bù lún
cho công trình vào năm 2000 thì công trình vẫn
tiếp tục lún cho đến năm 2009 thì lún thêm 13
cm nữa. Nếu tiếp tục bù lún bằng bê tông cho
đến cao trình thiết kế thì có thể coi là gia tải
thêm và còn thƣờng xuyên có tải trọng giao
thông trên mặt tràn.
Điểm quan trắc lún
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 69
Hình 9: Chuyển vị đứng (lún) của tràn
Hình 10: Lưới biến dạng của nền
Hình 12 biểu diễn quá trình lún theo thời gian
của điểm quan trắc A trên mặt tràn. Kết quả tính
toán cho thấy diễn tiến lún của nền tràn chƣa dừng
lại, nhƣ vậy cần thiết phải có xử lý nền để phòng
lún sau khi đắp bù cao độ ngƣỡng tràn.
Hình 11 thể hiện chuyển vị đứng (lún) của
tràn sau giai đoạn 7, tức là thời điểm năm 2009,
sau 9 năm bù lún. Trị số chuyển vị lớn nhất tại
điểm quan trắc là 0.13 m, kết quả này phù hợp
với kết quả quan trắc ngoài thực tế.
-20
-18
-16
-14
-12
-10
-8
-6
-4
-2
0
1975 1985 1995 2005 2015 2025 2035
Time (year)
Dis
pla
cem
en
t (c
m)
Hình 11: Chuyển vị đứng (lún) của nền
Hình 12: Lún theo thời gian của điểm A
IV. GIẢI PHÁP XỬ LÝ NỀN CHỐNG LÚN
Giải pháp khoan phụt vữa xi măng bằng áp
lực cao đƣợc đề xuất.
Sau khi áp dụng giải pháp khoan phụt vữa xi
măng áp lực cao, các thông số đất nền biến đổi
và các chỉ tiêu của nền tƣơng đƣơng dùng trong
tính toán đƣợc trình bày ở bảng 2.
Bảng 2: Các thông số của vật liệu sử dụng tính nền xử lý cọc xi măng đất
Thông số Đơn vị Lớp D Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Bê tông Đá xây
Chiều dày m 0.6 0 3.5 8.0 - -
Trọng lƣợng riêng kN/m3 15.6 17.5 16.6 17.0 25.0 24.0
Mô đun biến dạng kN/m2
1600 780 1650 1580 2e6 2e
5
Hệ số nở hông - 0.25 0.25 0.25 0.15 0.15
Lực dính kN/m2 13.7 3.9 2.0 7.5 - -
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 70
Thông số Đơn vị Lớp D Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Bê tông Đá xây
Góc ma sát trong Độ 10.5 7.5 12.4 5.6 - -
Kiểu phân tích - Undrained Und Und Und Non-Pr Non-Pr
Mô hình Ph tích - M-C M-C M-C M-C LE LE
Hệ số thấm m/s 3.5e-6
2.4e-7
8.6e-7
6.5e-8
- -
Mô đun Etd kN/m2 2628 2698 2704 2599 - -
Lực dính Ctd kN/m2 29.62 4.76 2.48 9.14 - -
4.1. Tính toán kiểm tra mặt cắt tràn đầu
Bắc sau xử lý
Sơ đồ hình học của mặt cắt tràn đầu Bắc
đƣợc mô phỏng trong tính toán theo phƣơng
pháp phần tử hữu hạn bằng phần mềm Plaxis, sơ
đồ lƣới phần tử đƣợc minh hoạ ở hình 13.
Hình 13: Mô phỏng nền tràn đầu Bắc
Hình 14: Lưới phần tử hữu hạn
Hình 13 mô phỏng mặt cắt tràn Dƣơng
Thiện-đầu Bắc sau khi xử lý nền, vùng vật liệu
màu nâu là vùng xử lý cọc vữa xi măng áp lực
cao đƣợc tính với cƣờng độ tƣơng đƣơng.
Hình 14 là sơ đồ lƣới phần tử hữu hạn mặt
cắt tràn đầu phia Bắc với điểm quan trắc trên
đỉnh tràn. Điểm này cũng là điểm biểu diễn kết
quả tính trong bài toán mô phỏng.
Hình 15 là kết quả tính lún của nền tràn đầu
Bắc sau xử lý. Nhƣ vậy với nền đƣợc xử lý sau
khoan phụt thì độ lún của nền tràn giảm nhiều,
độ lún tổng cộng là 3,2 cm.
Hình 15: Kết quả tính lún của nền tràn đầu
Bắc sau xử lý
Hình 16: Chuyển vị tổng tại mặt cắt tràn đầu
Nam, độ lún tổng cộng của nền tràn là 2.7 cm
ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 2-2015 71
4.2. Tính toán kiểm tra mặt cắt tràn
đầu Nam
Hình 16 thể hiện chuyển vị tổng tại mặt cắt
tràn đầu Nam sau khi xử lý nền bằng khoan
phụt tren diện tích thiết kế, độ lún tổng cộng
của nền tràn là 2.7 cm. Nhƣ vậy sau khi xử lý
thì nền tràn Dƣơng Thiện đã đạt đƣợc mức độ
đồng nhất giữa hai đầu tràn phía Bắc và phía
Nam. Chênh lệch lún của đầu tràn Bắc –Nam
là 5 mm.
V. KẾT LUẬN
-Lún và lún không đều giữa hai đầu của đập
tràn Dƣơng Thiện là do sự bất đồng nhất về địa
tầng của chúng.
-Mô phỏng bài toán dự báo lún trên cơ sở
tách giai đoạn và dò tìm tải trọng của các giai
đoạn, kết quả tính toán cho thấy mức độ lún ở
các giai đoạn khá sát với thực tế quan trắcvà
tràn Dƣơng Thiện vẫn tiếp tục lún.
- Giải pháp khoan phụt vữa áp lực cao để xử
lý nền là hợp lý. Kết quả tính lún cho mặt cắt
đập tràn đầu phía Bắc có độ lún 3,2 cm, mặt cắt
tràn phía Nam là 2,7 cm đảm bảo đƣợc sự ổn
định lún lâu dài cho công trình.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Nguyễn Quốc Dũng (2012)-Gia cố và xử
lý nền móng-Bài giảng Cao học Địa kỹ thuật
Xây dựng-Đại học Thủy lợi 2012.
2. Phan Trƣờng Phiệt (1976) –Tính toán nền
các loại công trình thủy lợi theo trạng thái giới
hạn-Nhà xuất bản Nông thôn-1976.
3. TCVN-4253-2012- Tiêu chuẩn thiết kế
nền Công trình Thủy công-Nhà xuất bản xây
dựng 2012.
4. Viện thiết kế nền và công trình ngầm-
Viện thiết kế móng (Liên Xô) -Sổ tay thiết kế
Nền móng-Bản dịch-Nhà xuất bản khoa học kỹ
thuật-1975
5. Hsai-Yang Fang (1998)– Foundation
Engineering Handbook- Second Edition – Van
Nostrand Reinhold-New York-1998.
6. Donald P. Coduto (1999) Geotechnical
Engineering Principle and Practices-Prentice
Hall, Upper Saddle River, NJ 07458.
7. John-Krahn (2004)-Stress and
Deformation Modeling with SIGMA/W-An
Engineering Methodology.
Người phản biện: PGS.TS. ĐOÀN THẾ TƢỜNG